BMEEOEMMAT1 Szerkezetek diagnosztikája. Előadók: Dr. Balázs L. György Dr. Borosnyói Adorján Dr. Tóth Elek. Oktatási segédlet

BUDAPESTI MŰSZAKI ÉS GAZDASÁGTUDOMÁNYI EGYETEM (BME) OM FI 23344 ÉPÍTŐMÉRNÖKI KAR ÉPÍTŐANYAGOK ÉS MAGASÉPÍTÉS TANSZÉK 1111 Budapest, XI., Műegyetem rkp. 3.

BMEEOEMMAT1

Szerkezetek diagnosztikája Előadók: Dr. Balázs L. György Dr. Borosnyói Adorján Dr. Tóth Elek

Oktatási segédlet Szerzők: Dr. Borosnyói Adorján Dr. Kausay Tibor Dr. Szilágyi Katalin Dr. Tóth Elek

2015

BMEEOEMAT1 Szerkezetek diagnosztikája

Tartalomjegyzék 1.

A bauxitbeton és diagnosztikája (Dr. Borosnyói Adorján)

2

2.

Csap kiszakító vizsgálatok (Dr. Borosnyói Adorján)

13

3.

A magkitörés vizsgálata (Dr. Borosnyói Adorján)

32

4.

Kifúrt magok nyomószilárdság vizsgálati és értékelési rendje (Dr. Borosnyói Adorján)

36

5.

Behatolási ellenállás mérésen alapuló módszerek (Dr. Borosnyói Adorján)

44

6.

A beton felületi keménységmérése (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Szilágyi Katalin)

54

7.

Beton fagyállósági vizsgálatai (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Kausay Tibor)

136

8.

Beton vízzárósági vizsgálatai (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Kausay Tibor)

161

9.

Repedéstágasság a beton elem felületén, illetve az acélbetét felületén (Dr. Borosnyói Adorján)

170

10. A betonacél kereső műszerek (Dr. Borosnyói Adorján)

189

11. Elektromos potenciálmérés: vasbetonszerkezetek korróziós állapotfelvétele roncsolásmentes módszerrel (Dr. Borosnyói Adorján)

194

12. Faszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek)

206

13. Homlokzati falszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek)

219

14. Nedvesedő pince- és lábazati falszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek)

232

1/247


1. A bauxitbeton és diagnosztikája (Dr. Borosnyói Adorján) Louis Vicat (1786-1861) már a XIX. században előre jelezte, hogy ha sikerül aluminátdús, és a portlandcementnél mész-szegényebb cementet előállítani, akkor az ilyen kötőanyag nagymértékben korrózióálló lesz. A kalcium-aluminátok kötőképességére először Edmond Frémy (1814-1894) mutatott rá 1865-ben. A két világháború közötti időben Magyarországon jelentős mennyiségű aluminátcementet, közismertebb nevén bauxitcementet állítottak elő és használtak fel építési célra. Ebben az időszakban számos bauxitbeton szerkezet épült az országban. 1966-ban a bauxitbeton szerkezeteken észlelt kedvezőtlen elváltozások és külföldi tapasztalatok alapján az akkori Építésügyi és Városfejlesztési Minisztérium elrendelte a bauxitbeton szerkezetek rendszeres felülvizsgálatát, amely azóta is folyik. A vizsgálatsorozat megindításának közvetlen oka a Margitszigeti Nagyszálló átalakítása közben bekövetkezett leszakadás volt. Az aluminátcementekkel készített betonok szilárdsága Az aluminátcementek jellemzője az, hogy a hidratációnál metastabil hexagonális hidrátok keletkeznek, amelyek az idő folyamán stabil kubikus hidrátokká változnak. Ez a folyamat szilárdságveszteséggel jár. Az átalakulás üteme és a maradó szilárdság a készítési és tárolási körülményektől függ. Az 1.1 ábra 10°C és 38°C hőmérsékleten tárolt próbatestek szilárdságának alakulását szemlélteti. A szilárdság először intenzíven nő, majd minimumra csökken, ami után ismét egy lassú utószilárdulás mutatkozik az évek során. A maximális és a minimális szilárdság viszonya a víz-cement tényezőtől és a tárolási hőmérséklettől függ.

1.1 ábra. Bauxitbetonok szilárdságcsökkenésének üteme

2/247


Nemzetközi tapasztalatok az aluminátcementekkel Franciaország Az aluminátcement feltalálója a francia Jules Bied, akinek a találmánya alapján a „Société Anonyme des chaux et ciments de Lafarge et du Teil” 1908-ban hozta forgalomba a „ciment fondu; ciment électrique” elnevezésű aluminátcementet, amelyet azóta máig is gyárt a Lafarge. A bauxitbetonokkal hamarosan szerzett kedvezőtlen tapasztalatok alapján a francia közmunkák minisztere 1943. január 5-i körrendeletével út és hídépítési munkáknál csak jelentős megszorításokkal engedélyezte az aluminátcementek felhasználását (más építkezésekre ez a rendelet nem vonatkozott). A kedvezőtlen tapasztalatok hatásaira a Lafarge cég kiterjedt elméleti és gyakorlati kutatást indított a hibák okának feltárása és a károk elkerülése érdekében. E kutatások alapján az 1943. évi körrendeletet hatálytalanították. 1970. márciusában a francia építésügyi miniszter körrendeletben szabályozta az olvasztott aluminátcementek (Lafarge cementek) felhasználását. A rendelet hangsúlyozta, hogy csak az olvasztott aluminátcementekre vonatkozik, egyéb gyártási eljárással készült cementekre nem alkalmazható. A rendelet az olvasztott aluminátcementek alapanyagait, összetételét, gyártásának jellemzőit és a betonkészítés módját, valamint a helyes utókezelés feltételeit is előírta. Az előírás néhány jellegzetes megállapítása volt:  a betont a lehető legkevesebb vízzel kell elkészíteni,  a víz-cement tényező legfeljebb 0,4 lehet,  a cementadagolás legalább 400 kg/m3 legyen,  adalékszereket ne alkalmazzanak,  a zsaluzat tökéletesen zárjon, vízveszteség ne keletkezzen a beépítéskor,  a beépített betont védeni kell a korai kiszáradás és a túlzott felmelegedés ellen. A felsorolt feltételek szigorú betartása esetén ismét engedélyezi az építésügyi miniszter az olvasztott aluminátcement alkalmazását végleges létesítmények kivitelezésénél anélkül, hogy minden egyes esetben arra külön engedélyt kellene kérni. Emellett az olvasztott aluminátcement alkalmazásánál az egyéb cementek folyamatos alkalmazására vonatkozó előírásokat is be kell tartani. Hangsúlyozta a rendelet, hogy az olvasztott aluminátcement használata kényes feladat. A rendelet kiemeli az alkalmazás szempontjából fontos előnyöket is:  nagy kezdőszilárdság,  agresszív vízzel szembeni ellenállás,  nagy hidratációs hő. Németország Németországban 1913-ban kezdtek aluminátcementet gyártani szintén Jules Bied szabadalma alapján „Alca” néven (Elektrocement GmbH), azonban az első világháború után abbahagyták a gyártást, saját nyersanyag hiányában. Ezt követően aluminátsalak-cement gyártására rendezkedtek be (Hochofenwerk Lübeck AG), amelyet‚ „Tonerde Schmelzzement Rolandshütte” néven forgalmaztak. A DIN 1045 vasbetonszerkezeteknél engedélyezte az aluminátcement felhasználását, a szabványos aluminátcement jele TSZ 425/475 (Tonerde-Smelzzement) volt. 1950 és 1960 között számos födémet készítettek előregyártott feszített bauxitbeton elemből, lakóházakban, iskolákban; mezőgazdasági és ipari épületekben. Hamarosan megállapították, hogy az acélbetétek korrózióvédelme nem kielégítő és hogy egyes olvasztott cementek nagy szulfidtartalma az acélbetétek hidrogén-ridegedését okozta, emellett a beton szilárdsága is csökkent. Ennek következtében mezőgazdasági épületekben néhány födém beomlott. 3/247


Németországban 1962-ben észleltek először károkat a TSZ 425/475 jelű aluminátcementtel készített előfeszített elemes vasbeton födémeken istállóknál, majd később iskoláknál is találtak károkat – elsősorban feszültségkorróziós károkat – a feszített vasbeton födémeken. Ennek következtében a Bajor Belügyminisztérium több rendeletben írta elő a nagyobb fesztávolságú, TSZ cementtel készített feszített födémek vizsgálatát és biztosítását középületekben, majd a tapasztalatok alapján 1972-ben az előírást lágyvasalású vasbetonszerkezetekre is kiterjesztették. Az említett előírások elsősorban az acélbetétek feszültségkorrózióját tartották veszélyesnek, amelynek okát a betontakarás karbonátosodásában és a beton átnedvesedésében látták. Átnedvesedést nemcsak nedves helyiségek födémeinél, hanem különböző hőmérsékletű terek közötti födémeknél is találtak a páradiffúzió miatt. Egyes források szerint az acélkorróziót a német aluminátcementekhez felhasznált fémkohászati salak kéntartalma okozta. Az 1972 évi előírás szerint a vizsgált vasbeton szerkezetek betonjának szilárdsága is jelentősen (akár 60%-al) csökkent és további szilárdságcsökkenés is prognosztizálva volt. Lágyvasalású szerkezetek acélbetéteinek korrózióját – különösen száraz környezetben – az előírás nem tartotta számottevőnek. A nyomószilárdság veszteséget különösen a nagy fesztávú szerkezeteknél tartotta veszélyesnek, ahol az olvasztott aluminátcement kezdeti nagy nyomószilárdságát jelentős mértékben kihasználták. Az előírás a TSZ 425/475 jelű aluminátcementtel készített szerkezetek eredeti statikai számításainak ellenőrzését, vagy ilyenek hiányában a valódi méretek alapján kötelező statikai számítás elkészítését rendelte el. A számításnál a B.600-as eredeti minőségű betonnál legfeljebb 170 kg/cm2 nyomószilárdságot volt szabad figyelembe venni. B.600-asnál alacsonyabb eredeti szilárdsági osztályú betonoknál a figyelembe veendő nyomószilárdság megfelelően csökkentendő volt. Ha a számítás nem bizonyította a megfelelő biztonságot, akkor helyszíni vizsgálatot kellett végezni, és Schmidt-kalapácsos vizsgálattal, valamint kifúrt hengerek szilárdsága alapján kellett a szerkezetet minősíteni. Ha a leírt módon ellenőrzött szerkezet még biztonságosnak minősült, akkor azt a továbbiakban – legritkábban kétévenként – folyamatosan ellenőrizni kellett. Anglia Angliában francia és görög származású bauxitból gyártottak aluminátcementet, és a második világháború alatt alumínium hulladékot és vörösiszapot is felhasználtak aluminátcement előállításánál. A BS 1926/53 angol szabvány transzportbetonhoz is engedélyezte az aluminátcement felhasználását. Aluminátcementtel készített vasbetonszerkezetek, főleg feszített szerkezetek károsodásairól angol közlemények is megjelentek. Például 1974-ben egy középiskola 10 m fesztávolságú feszített vasbeton födém-főtartói szakadtak le. A szerkezet 1965-1966-ban épült. A tönkremenetel után elvégzett vizsgálatok kimutatták, hogy az uszoda feletti födémszerkezet gerendáinak leszakadását a bauxitbeton szilárdságvesztése eredményezte, amelyet elsősorban szulfát-ionok okoztak. A szulfátkorróziót az átnedvesedett gipszvakolat okozta, amely alatt a betonban ettringit kristályokat is találtak. Az uszoda felett 27-28 °C hőmérséklet volt jellemző. Angliában a BRE (Building Research Establishment) műszaki irányelvet (Code of Practice) adott ki, amely szerint a betonozás utáni első napon észlelt léghőmérséklet döntően befolyásolja az aluminátcementtel készített beton későbbi szilárdságvesztésének ütemét. Előnyös a 18°C hőmérséklet, súlyos károkat okoz a 25-30°C hőmérséklet. 10 év után úgy tekinthető, hogy lezajlott a szilárdságcsökkenés, normál körülmények között. A meleg, a nedvesség és az agresszív vegyi környezet gyorsítja a folyamatot. A jelenség a betonfelszínen nem jár jelekkel, de a beton belsejében a színe megváltozhat. Szemrevételezés során mindig

4/247


figyelni kell az alakváltozásokat, a repedéseket, a nedvesedési helyeket, külső vízbehatolás nyomait, a páralecsapódási helyeket és a lehetséges kémiai károsodások helyeit (fehér és fekete színeződés). Kedvező körülmények között, megfelelő aluminátcementtel, a helyesen készített bauxitbeton a szilárdságveszteség ellenére megfelelő lehet szerkezetekhez, mert a szilárdság nem a nulla felé, hanem kb. az 1 napos szilárdság felé konvergál. Egyesült Államok Az Egyesült Államokban 1910 körül kezdtek aluminátcementet gyártani Speckman szabadalmai alapján, alumináttartalmú salakok és bauxit keverékéből, „Alca” cement néven. Később áttértek a Bates-féle klinkeresítő eljárásra, amelyet 1921-ben szabványosítottak és „Lurninete” néven gyártottak. Napjainkban elsősorban tűzálló cementként gyártják és forgalmazzák az aluminátcementeket. Szovjetunió A szovjet bauxitcementek is olvasztott cementek voltak, amelyek előállításánál melléktermékként nyersvasat nyertek. A drága nyersanyag és az energiaigényes gyártás miatt a bauxitcement ára a volt Szovjetunióban is magas volt. A szovjet GOSZT 964-41 jelű szabvány 300-as, 400-as és 500-as bauxitcementeket különböztetett meg, és előírta, hogy a szabványosan tárolt habarcstestek 28 napos szilárdsága nem lehet kisebb, mint a 3 napos szilárdság. A szovjet bauxitcementek +15°C hőmérsékleten szilárdultak a legjobban, +40°Cnál a szilárdságuk 40-60 N/mm2 helyett csak 15—20 N/mm2 volt. A volt Szovjetunióban teljesen időálló anhidrid-aluminátcementeket is gyártottak. A külföldi adatokból is kitűnik, hogy aluminátcementet a XX. század eleje óta, és ma is számos országban gyártják és azt betonozásnál felhasználják. Az irodalmi adatok azt is igazolják, hogy az aluminátcementek kötési folyamatakor keletkező hidráttermékek instabilak és az idők folyamán átalakulnak. Ez az átalakulás szilárdságvesztéssel jár. A kutatások azt igazolják, hogy a megfelelő összetételű aluminátcement hidráttermékeinek átalakulása megfelelő készítés (kis víz-cement tényező‚ jó tömörítés, megfelelő cementadagolás, alacsony készítési hőmérséklet) és megfelelő külső körülmények (25 °C alatti használati hőmérséklet, alkáli- és szulfáthatás nélküli száraz környezet) esetén oly mértékben lelassul, hogy elegendő szilárdsági tartalék áll rendelkezésre a beton teljes használati élettartama alatt. A bauxitbetont ennek ellenére csak különleges esetben, mint amilyen a gyors munka igénye (pl. betonjavítás) vagy különleges követelmények esetén (pl. tűzállóság) indokolt alkalmazni. Magyarországi tapasztalatok az aluminátcementekkel Magyarországon „Citodur” néven 1928-ban kezdték gyártani az aluminátcementet Felsőgallán, majd Tatán. Az aluminátcementet a Magyar Általános Kőszénbánya Vállalat szabadalma alapján, viszonylag alacsony hőfokon, kismértékű zsugorítással, téglaégető körkemencében gyártották. Amikor a bauxitcementet Magyarországon bevezették, eleinte úgy vélték, hogy a hidraulikus kötőanyagokra vonatkozó nagy álmok teljesültek ezzel, lévén a bauxitbeton 24 órás korban elérte a portlandcementtel készített betonok 28 napos szilárdságát, és a hazánkban is ismeretesek voltak a franciaországi kedvező tapasztalatok. A bauxitbeton készítésének később kialakult szabályait akkoriban még nem ismerték, ezért a munkahelyeken számos hibát követtek el, amely néha azonnal bekövetkező károkat okozott, gyakrabban pedig később okozott veszélyes szilárdságvesztést. Ezeket a hibákat az 1928-ban kiadott, a CITODUR bauxitcement felhasználását leíró műszaki közlemény egyes mondatai is megalapozták, amelyből idézünk:

5/247


 „a CITODUR tatai bauxitcementnek bőséges vízre van szüksége”  „csömöszölt betonnál a rendes megszokott vízadagoknál valamivel több víz adagolandó”  „… a beton félplasztikus legyen és könnyű faverővel (pracker) csömöszölve rengjen és már néhány ütés után vízleválást mutasson. A CITODUR bauxitcementnek igen értékes tulajdonsága az, hogy ilyen mennyiségű vízadagolás mellett épp olyan gyorsan és még nagyobb szilárdságot ér el, mint földnedves betonban.” Időnként ugyan említették a magas hőmérséklet káros hatását, de csak olyan módon, hogy ez a kötés gyorsulásában nyilvánul meg. Möller Károly ugyan már 1929-ben utal a bauxitbeton felhasználásánál az óvatosságra, de közli, hogy azt építkezéseinél sikerrel használja, továbbá azt, hogy a CITODUR cement ára 9 pengő mázsánként; jóval olcsóbb, mint Németországban. 1937-ben Möller és Brzesky már arról ír, hogy a felhasználási szabályok ismeretének hiánya miatt károk keletkeztek bauxitbeton szerkezeteken. Közlik, hogy Dr. Mihailich Győző egyetemi tanár vizsgálatai szerint 28°C feletti hőmérsékletnél a bauxitcement kötési folyamata változik: a kötőerő rohamosan csökken. Möller Károly 1943-ban sem ír a bauxitbeton szilárdságcsökkenéséről, és olyan hiányosságokról, amelyek helyes technológia esetén veszélyeztetnék a szerkezet állékonyságát. A bauxitcementről nem készült Magyar Szabvány. Egyedül Budapest polgármestere adott ki 1933-ban és 1940-ben alkalmazási engedélyt, amely a bauxitcement felhasználására vonatkozó hatósági előírásokat tartalmazta. Az engedély előírta, hogy minden zsákra 6 pontból álló utasítást kell ragasztani, amely szigorúan betartandó. Állítólag Budapest város polgármestere 1942-ben be is tiltotta a bauxitbeton alkalmazását, ennek azonban sem az 1942. évi Fővárosi Közlönyben, sem a levéltárban nem található írásos nyoma. Egyes hazai bauxitbetonokon 25-30 éves használat után kezdtek olyan jelenségeket megfigyelni, amelyekből a szilárdságvesztésre lehetett következtetni. Ezek főleg párás helyiségek feletti téglabetétes födémeknél és járdaburkolatoknál jelentkeztek. A külföldi és a hazai károsodások hatására már a második világháború folyamán beszüntették Magyarországon a bauxitcement gyártását, a tatai berendezést részben elszállították, részben más célra használták fel. Azóta hazánkban nem gyártanak rendszeresen bauxitcementet. A bauxitbeton épületek felülvizsgálatát Magyarországon 1967 óta végzik. Bauxitbeton építmények időszakos felülvizsgálati rendje Magyarországon Az akkori Építésügyi és Városfejlesztési Minisztérium a bauxitcement felhasználásával készült épületek állékonyságának felülvizsgálatát a 6/1967. ÉVM sz. körrendelettel tette kötelezővé. A felülvizsgálat elvégzésére kiemelten öt intézményt, az Építéstudományi Intézetet, az Építőipari Minőségvizsgáló Intézetet, a Szilikátipari Központi Kutató és Tervező Intézetet, a Földmérő és Talajvizsgáló Vállalatot, az Építőipari és Közlekedési Műszaki Egyetemet jelöltek ki. Az építésügyi és városfejlesztési miniszter 1969. szeptemberi 8888/1969. sz. jelentése szerint 1969. IX. 1-ig 1374 épületet vizsgáltak meg gyorsvizsgálattal. Az ÉMI 1972 I. félévi összesítésében már 1649 épület (11 938 lakás) szerepelt. A megvizsgált épületek 26%-át sorolták a C (legrosszabb) kategóriába. A kijelölt intézmények 1972-ig mintegy 1600 épületet, ezen belül 1200 lakóépületet tártak fel. A vizsgálati munkákat az ÉMI tartotta nyilván. Az ÉVM szabályozta a kutatási munkákat, amelyeknek fő célja a szilárdságcsökkenés okainak és a csökkenési folyamat ütemének megállapítása, továbbá gazdaságos, de megbízható egységes vizsgálati módszerek kidolgozása volt. Az építésügyi és városfejlesztési miniszter 1968. II. 6.-i 2426/68. sz. jelentésében állapotuk szerint A, B és C kategóriára osztotta a megvizsgálandó épületeket.

6/247


 „A” kategóriájú az építmény vagy tartószerkezeti elem, ha állékonysága és betonszilárdsága megfelelő, és belátható időn belül beavatkozásra nincs szükség. A roncsolásmentes betonszilárdsági és acélkorróziós gyors vizsgálatot nyolc év múlva meg kell ismételni.  „B” kategóriájú az építmény vagy tartószerkezeti elem, ha állékony, de betonszilárdsága gyenge és nem kizárt, hogy néhány év múlva állapotával kapcsolatban valamilyen intézkedés szükségessé válik. A roncsolásmentes betonszilárdsági és acélkorróziós gyors vizsgálatot öt év múlva meg kell ismételni, továbbá erőtani felülvizsgálat is szükséges lehet.  „C1” kategóriájú az építmény vagy tartószerkezeti elem, amelynek állapota és betonszilárdsága nem megfelelő. Az életveszély elhárításához szükséges intézkedéseket további, részletes vizsgálatok eredménye és erőtani felülvizsgálat alapján kell megtenni.  „C2” kategóriájú az építmény vagy tartószerkezeti elem, amelynek állapota és betonszilárdsága annyira kritikus, hogy az életveszély elhárítása érdekében minden további vizsgálat nélkül azonnal intézkedni kell. Az ÉVM elrendelte az ÉSZ 69-1971. sz. Épületszerkezetek teherviselő bauxitbeton szerkezeteinek gyorsvizsgálata és az ÉSZ 24-1971. sz. Építmények teherhordó szerkezeteinek erőtani vizsgálata. Bauxitbeton szerkezetek című ágazati szabványok kiadását is. A rendeletek alapján 1967-ben rohammunkával indult meg a bauxitcementtel épült építmények állékonyságának felülvizsgálata. Ezt a munkát akkor olyan sürgősnek vélték, hogy az anyagvizsgálattal foglalkozó és a tervező intézményeken kívül az állami, tanácsi és szövetkezeti kivitelezőket, valamint a magánszakértőket is bevonták a munkába. A következő intézmények foglalkoztak átfogóan a felülvizsgálattal:  Építéstudományi Intézet (ÉTI),  Építésügyi Minőségellenőrző Intézet (ÉMI),  Szilikátipari Központi Kutató és Tervező Intézet (SZIKKTI),  Földmérő és Talajvizsgáló Vállalat (FTV),  Budapesti Műszaki Egyetem (BME). Minthogy végül is nem született Magyarországon hatályos és részletes előírás a bauxitbeton épületek vizsgálatára, a vizsgálatokkal foglalkozó intézmények megállapodásszerűen az ÉMI HSZ 605-1968 (ún. háziszabvány), és az ÉSZ 69 T (szabványtervezet) figyelembevételével végezték a vizsgálatokat. Meg kell azonban jegyezni, hogy e két szabályozó dokumentum is eltér egymástól pl. az építmények kategóriahatárainál, vagy a szórás szorzótényezőjénél. A Schmidt-kalapácsos vizsgálat kiértékelését sem teljesen azonos módon végzik a vizsgálatot végzők, így a vizsgálati eredmények elveikben is eltérőek lehetnek. Bár a vizsgálati módszerek pontatlansága elvileg nagyobb a vizsgálati eredményeknek az eltérő értékelésből származó különbségénél, a Schmidt-kalapácsos vizsgálat kiértékelése során ennek ellenkezője is előfordulhat. A rendszeres felülvizsgálatokat a 23/1970. sz. VM rendelet szerint az Építésügyi Minőségellenőrző Intézet kartotékokon tartotta nyilván, hogy melyik építmény mikor lett vizsgálva és hogy mikor esedékes a következő vizsgálat. Ezzel párhuzamosan az önkormányzatoknál (akkor tanácsoknál) is vezettek nyilvántartást, amelyeknek alapján az ingatlankezelő vállalatok az építmény A, B, C kategóriájának megfelelően kötelesek voltak az esedékes felülvizsgálatot megrendelni. A vizsgálat megtörténtét a tanácsok évenként jelentették az ÉMI-nek. Azt is jelentették az ÉMI-nek, ha valahol az addigi felülvizsgálatból kimaradt bauxitbeton vagy bauxitbeton-gyanús szerkezetet találtak.

7/247


Az építmények kategóriájának megállapítása Az ÉVM 2426/68 sz. jelentése az aluminátcement alkalmazásával készült szerkezeteket, állapotuk szerint A, B, C kategóriájúakra osztja fel, az ún. gyorsvizsgálat alapján. Az ÉSZ 69 T (szabványtervezet) a következőt mondja erről:  „A” kategóriájú az az épület, illetve szerkezet, amely állékony, és az elkövetkező öt évben előreláthatóan a bauxitbeton szerkezetekkel kapcsolatban semmilyen műszaki intézkedést nem igényel.  „B” kategóriájú az az épület, illetve szerkezet, amely jelenleg állékony, de feltételezhető, hogy az elkövetkező öt éven belül a bauxitbeton szerkezetekkel kapcsolatban valamilyen műszaki intézkedés válhat szükségessé.  „C1” kategóriájú az az épület, illetve szerkezet, amelynél azonnali életveszély elhárítás szükséges, de a végleges műszaki intézkedéseket további vizsgálatok alapján kell megtenni.  „C2” kategóriájú az az épület, illetve szerkezet, amelynél azonnali életveszély elhárítás szükséges és a végleges műszaki intézkedéseket további vizsgálat nélkül kell megtenni. A kategóriába sorolás a gyorsvizsgálat során általában a szabványtervezet függelékében közölt egyszerűsített eljárással történt, de ehelyett dönthetett a vizsgálatot végző statikai számítás eredményeinek a felhasználásával, vagy a szerkezet szemmel látható elváltozásai alapján is. Nem kellett kategorizálni az alapokat kivéve, ha a csatlakozó falszerkezetek vizsgálata olyan elváltozást mutatott, amelyből az alapok meghibásodására lehetett következtetni. Az egyszerűsített eljárás vasalt bauxitbeton szerkezetek esetében akkor alkalmazható, ha a szerkezet a bauxitbetont károsító hatások szempontjából átlagos helyzetű, feltételezhető, hogy a vizsgált szerkezetet (szerkezeteket) az építés idején érvényben volt előírások szerint helyesen tervezték és alakították ki. Az időszakos ellenőrző vizsgálatok elvégzésének gyakorisága:  A kategóriájú építményeknél 8 évenként,  B kategóriájú építményeknél 5 évenként,  C1 kategóriájú építményeknél 1-2 évenként, statikai vizsgálattal,  C2 kategóriájú építményeknél évenként, azonnali megerősítéssel. Veszélyességi kategória A B C1 C2

Bauxitbeton szerkezet gyorsvizsgálat alapján számított határfeszültsége bH (MPa) Központosan nyomottnak számítható elem ÉMI HSZ 605 ÉSZ 69 T bH > 4,5 3,5 ≤ bH ≤ 4,5 bH < 3,5

bH > 5,0 3,5 ≤ bH ≤ 5,0 3,0 ≤ bH ≤ 3,5 bH < 3,0

Külpontosan nyomottnak számítható elem ÉMI HSZ 605 ÉSZ 69 T

ÉMI HSZ 605

ÉSZ 69 T

bH > 4,5 3,5 ≤ bH ≤ 4,5

bH > 3,5 2,5 ≤ bH ≤ 3,5

bH > 3,5 2,5 ≤ bH ≤ 3,5 2,0 ≤ bH ≤ 2,5 bH < 2,0

bH < 3,5

bH > 4,0 3,5 ≤ bH ≤ 4,0 2,5 ≤ bH ≤ 3,0 bH < 2,5

Hajlított elem

bH < 2,5

A gyorsvizsgálat általános szabályai az ÉSZ 69 T (szabványtervezet) szerint A gyorsvizsgálati módszer csak lakóépületek, irodaépületek és szerkezeti rendszerükben ehhez hasonló egyéb épületek szokványos szerkezetei esetében alkalmazható. Műtárgy jellegű szerkezetek (pl. gépalap, tartály, támfal, mélyépítési létesítmények), csarnokok, dinamikus terhelésű épületek és merevacél-betétes szerkezetek esetében nem alkalmazható. A gyorsvizsgálat a bauxitbeton szerkezeteknek a vizsgálat időpontjában érvényes minőségére nézve olyan korlátozott pontosságú adatokat szolgáltat, amelyek e szerkezetek állapotának

8/247


megítélésére felhasználhatók, kivéve azokat a határeseteket, amikor a vizsgálat eredményéből kiderül, hogy a döntéshez pontosabb vizsgálatra van szükség. A Schmidt-kalapáccsal, vagy ultrahangos műszerrel végzett roncsolásmentes betonszilárdságbecslésen alapuló gyorsvizsgálat során az alábbi három eljárást együttesen kell alkalmazni:  állapotvizsgálat szemrevételezéssel,  műszeres szilárdságvizsgálat Schmidt-kalapáccsal vagy ultrahangos műszerrel,  ellenőrző vizsgálat véséssel. A vizsgálat eredményeit csak akkor szabad elfogadni, ha a szemrevételezéssel és vizsgáló véséssel szerzett adatok a műszeres mérési adatok helyességét valószínűsítik. Más esetben kiegészítő ellenőrzést kell végezni másfajta roncsolásmentes vagy roncsolásos eljárással. Kifúrt magmintákon végzett vizsgálatok a Schmidt-kalapáccsal vagy ultrahangos műszerrel kapott eredmények kalibrálására is felhasználhatók. Ha egy vizsgálat során többféle műszeres eljárást alkalmaznak és ezek ellentmondó eredményekre vezetnek, a vizsgálónak kell kiválasztania a megbízhatónak ítélhető mérési eredményeket a szemrevételezéssel és vizsgáló véséssel szerzett tapasztalati alapján. Egyértelműen rossz, repedt, fészkes betont szemrevételezés és vizsgáló vésés alapján is lehet C kategóriába sorolni. Az egész épületre kiterjedő roncsolásmentes vizsgálat eredményei alapján az építmény szilárdsági szempontból egy vagy több egységként értékelendő. A megbízhatónak ítélt mérési eredményekből ki kell számítani a szerkezet (szilárdsági egység) bauxitbetonjának határfeszültségeit. A vizsgált szerkezeteket a szükséges intézkedések szempontjából megállapított kategóriákba kell sorolni. A gyorsvizsgálat végrehajtása az ÉSZ 69 T (szabványtervezet) szerint Az építmény állapotának szemrevételezése A szilárdsági vizsgálat előtt lehetőség szerint be kell szerezni az épület terveit, és azokat át kell tanulmányozni. Ha a tervek nem szerezhetők be, az épületen kell felderíteni a tartószerkezetek rendszerét. A szemrevételezéses vizsgálat során a vizsgáló mérnöknek személyesen meg kell tekintetnie az épület valamennyi lényeges teherviselő elemét. Tisztáznia kell valamennyi teherviselő elem anyagának fajtáját abból a szempontból, hogy tartalmaz-e bauxitbetont. Ha a szemle során az anyagfajta nem dönthető el egyértelműen, vagy ha korábbi vizsgálatokból nem ismert, akkor laboratóriumi vizsgálatot kell végezni. Meg kell figyelni minden olyan jelet, amelyekből a teherviselő szerkezet meglevő, vagy a közeljövőben várható károsodásra lehet következtetni, továbbá azokat a körülményeket, melyek a bauxitbeton szilárdságát károsan befolyásolhatják (hőhatás, füstgázok, nedvesség stb.). A mérési helyeket a szemrevételezés eredményei alapján kell kijelölni, a vizsgált szerkezet teherviselő jellegét is figyelembe véve. A vizsgálatok számának és helyének kijelölése A vizsgálatok helyét úgy kell kijelölni, hogy az építmény egy-egy szilárdsági egységnek tekinthető részén  a vizsgálatok száma megfelelő arányban legyen az objektum nagyságával (pl. a vizsgálatok száma megfelelő arányban van az objektum nagyságával, ha a bauxitbeton födémekkel és pillérekkel épített lakóépület esetében 50 födém m2-enként egy vizsgálat készül),  az együtt értékelt vizsgálati eredmények száma ne legyen kevesebb 6-nál,

9/247


 vegyesen oszoljon meg az együtt értékelt különböző jellegű teherviselő elemeken (oszlopon, gerendán stb.). Szilárdsági egységnek lehet tekinteni egy építménynek azokat a bauxitbeton szerkezeteit, amelyekről feltételezhető, hogy készítéskor azonos betonminőségi osztályba tartoztak, és amelyek a bauxitbeton szilárdságcsökkenése szempontjából lényeges tényezőknek is feltételezhetően közel egyforma mértékben voltak kitéve. A szilárdsági egységből ki kell rekeszteni, és más szilárdsági egységbe kell sorolni azt az építményrészt, amelyen a mért szilárdságértékek több mint 50%-kal eltérnek az együttes értékeléssel megkapott átlagértéktől. Ha valamely bauxitbeton teherviselő elemen műszeres vizsgálat nem végezhető, de a szemrevételezés és vizsgáló vésés alapján a beton minősége az építmény más mérhető szilárdságú szerkezeti elemeinek bauxitbeton minőségével azonosnak látszik, akkor azokkal egy szilárdsági egységbe sorolható. Ha a csatlakozó falszerkezeteken nem figyelhető meg olyan elváltozás, amelyből az alapok meghibásodására lehet következtetni, akkor az alapokat nem kell megvizsgálni. Előnyben kell részesíteni azokat a mérési helyeket, ahol a vakolat mérés utáni helyreállítása elkerülhető, vagy más olyan tartós jel alkalmazható, amelynek segítségével az épület további romlásának ellenőrzésére szolgáló későbbi mérések idején az eredeti mérési hely pontosan megtalálható. A mérési helyek későbbi megtalálhatóságát biztosítani kell a vizsgálati jegyzőkönyvhöz mellékelt vázlattal és/vagy egyértelmű leírással. Roncsolásmentes szilárdságbecslés N típusú Schmidt-kalapáccsal Nem alkalmazható Schmidt-kalapács, ha a beton folyadékkal telített, ha a beton fészkes, üreges, ha a beton felületét valamely hatás elroncsolta, vagy ha feltételezhető, hogy a betonszilárdság az elem felületén és belsejében lényegesen eltérő. A mérés lehetőleg függőleges betonfelületen végzendő. Vízszintes betonfelületen alulról történő mérést és ferde felületek Schmidt-kalapácsos vizsgálatát lehetőleg kerülni kell. A vizsgálatokat az MSZ 4715/5:1972 szabvány szerint kell végezni. A vizsgálati helyek előkészítését és a Schmidt-kalapács kezelését az ÉMI HSZ 201-1972 háziszabvány szerint kell végrehajtani. A mérés eredményeit vizsgálati naplóban kell rögzíteni. E naplót legalább három példányban kell elkészíteni. A kockaszilárdságot a megadott táblázat szerint lehet meghatározni. A vizsgálati eredményekből határfeszültséget kell meghatározni. Ha a beton állapotának időbeli változását Schmidt-kalapáccsal ismételten végzett mérések alapján vizsgálják, e vizsgálatot a visszapattanások átlagértékének változása alapján kell végrehajtani. Mivel a Schmidt-kalapácssal mért visszapattanás csak a vizsgált felülethez közeli betonréteg tulajdonságaitól függ, ezért a mélyebben fekvő betonrétegek szilárdságára egyáltalán nem jellemző. Viszont a bauxitbeton szilárdságvesztesége lényegesen különböző a felületen és a szerkezet belsejében. Emellett figyelembe kell venni azt is, hogy a visszapattanás mértéke a szilárdságon kívül számos más körülménytől (adalék szemnagysága, a péptelítettség, a beton nedvességtartalma stb.) is függ, ezért a mérés csak nagyon tájékoztató jellegű, inkább a szilárdság időbeli változásának, mint a vizsgálatkori szilárdságnak a megítélésére alkalmas. Pontosabb szilárdsági adat igénye esetén a roncsolásmentes vizsgálatokat kifúrt magminták roncsolásos vizsgálati eredményei alapján kell kalibrálni. Az azonos helyen ismételten végrehajtott Schmidt-kalapácsos vizsgálat befolyásolja a beto felületi keménységét, és ezzel a vizsgálati eredményt is.

10/247


Roncsolásmentes szilárdságbecslés ultrahangos készülékkel Nem alkalmazható ultrahangos készülék, ha a beton fészkes, üreges, vagy ha a mérőfejek összekötővonalát repedés keresztezi. A vizsgálati helyek előkészítésénél és a vizsgálat végrehajtásánál az MSZ 4715/5:1972 szabvány szerint kell eljárni. A mérés eredményeit vizsgálati naplóban kell rögzíteni. E naplót legalább három példányban kell elkészíteni. A kockaszilárdságot a megadott táblázat szerint lehet meghatározni. A vizsgálati eredményekből határfeszültséget kell meghatározni. A szokásos vizsgálatoknál csak egy átlagos terjedési sebességet lehet mérni. Ez az egyetlen információ általában nem elég a beton állapotának megbízható megítéléséhez. Pontosabb szilárdsági adat igénye esetén a roncsolásmentes vizsgálatokat kifúrt magminták roncsolásos vizsgálati eredményei alapján kell kalibrálni. Ellenőrzés véséssel A Schmidt-kalapácsos vizsgálattal egy időben, ellenőrzés céljából szilárdsági egységenként legalább két helyen ellenőrző vésést kell végezni kisméretű, lapos vésővel és 0,25 kg-os kalapáccsal. Az ellenőrző vésés során legalább egy acélbetétet fel kell tárni. Az ellenőrző véséses vizsgálat eredményeit gyorsvizsgálati szakvélemény mellékletét képező vizsgálati jegyzőkönyvben kell rögzíteni. A vésés során meg kell figyelni, hogy: a) a beton a véséssel szemben mekkora ellenállást tanúsít  Nehezen véshető, ha a beton szilárd és tömör.  Közepesen véshető, ha a beton helyenként még szilárd, de a kötőanyag már kezd fellazulni, az adalékanyag szemcsék felületére a kötőanyag nem tapad.  Porlékony, ha a beton véséssel szemben ellenállást alig mutat, a kivésett darabok kézzel morzsolhatók. b) az acélbetétek nem korrodáltak-e c) az acélbetétek tapadását nem befolyásolja-e a fellazulás (porréteg veszi körül a vasalást) d) a felület és az alatta levő rétegek között van-e értékelhető szilárdsági eltérés. Kiegészítő ellenőrzés roncsolásos vizsgálattal Ha kiegészítő mérést kell végezni, és ez nem végezhető el roncsolásmentes eljárással, de a megfelelő próbatestek kivétele lehetséges, akkor kell roncsolásos vizsgálatot végezni. A roncsolásos vizsgálat az építmény alkalmas helyeiről szükséges számban az építményből kifúrt magok vagy kivésett betontömbökből készített próbakockák laboratóriumi törését jelenti. A próbatestek helyét úgy kell kijelölni, hogy a mintavétel ne befolyásolja az épület állékonyságát. Erre a célra legalkalmasabbak a födémlemezek, lépcsőházi pihenőlemezek stb. A kijelölt tömbben levő acélbetétek csak abban az esetben vághatók el, ha az elvágás nem veszélyezteti a szerkezet teherbírását. A próbatesteket olyan mennyiségben kell kivenni, hogy a törési eredmények jól jellemezzék az egész szerkezet, vagy az egy egységként kezelt épületrész betonjának szilárdságát. Egy-egy építmény, illetve építményrész betonjának minősítésére általában elégséges 500 m2-enként 1 mintavétel, azaz min. 3 darab, különböző helyről vett, megfelelő méretű, jellel ellátott próbatest. A próbatesteket az MSZ 4715/4:1972 szabvány szerint kell előkészíteni, vizsgálni és értékelni. A próbatestek kivétele előtt, a kivétel helyén mindig el kell végezni a Schmidt-kalapácsos (és esetleg az ultrahangos) vizsgálatot a roncsolásmentes és a roncsolásos vizsgálat közötti összefüggés meghatározása érdekében. 10 cm-nél kisebb magassági méretű kifúrt magok használata nem célszerű. A különböző alakú, méretű és kialakítású próbatestek nyomószilárdságának átszámítására alkalmas összefüggést kell használni.

11/247


Bauxitbeton határfeszültség meghatározása A szilárdságilag egy egységként kezelt épületre (épületrészre) az egyedi (Ki) kockaszilárdsági adatokból, amelyeket roncsolásmentes (Schmidt-kalapácsos, ultrahangos) vagy roncsolásos vizsgálatok alapján állapítottak meg, a bauxitbeton nyomó határfeszültsége a következők szerint határozható meg: Vasalt betonszerkezetek esetében: bH = 0,75Kk Vasalatlan betonszerkezetek esetében: bH = 0,50Kk ahol Kk = Km – ts Km – a megkapott kockaszilárdságok átlaga s – a megkapott kockaszilárdságok korrigált szórása t – táblázatból vett érték n

6

7

8

9

10

11

12

14

16

18

20

25

30

35

40

45

50

∞

t

2,56

2,40

2,30

2,23

2,17

2,13

2,09

2,03

1,99

1,96

1,93

1,89

1,86

1,84

1,82

1,81

1,80

1,64

Acélbetétek határfeszültsége Az acélbetétek anyagának szilárdsága a beépítés óta változatlannak tekinthető. A gyorsvizsgálat kapcsán az acélbetétek anyagának szilárdságát általában nem kell vizsgálni. A gyorsvizsgálati jegyzőkönyvben nyilatkozni kell arról, hogy a tapadás a beton és az acélbetét között biztosítottnak látszik-e. Ha a szükséges tapadás nem látszik biztosítottnak, a szilárdsági egységet C2 kategóriába kell sorolni.

12/247


2. Csap kiszakító vizsgálatok (Dr. Borosnyói Adorján) A kiszakító vizsgálatok során azt mérjük, hogy egy betonba ágyazott, fejjel rendelkező csap kiszakításához mekkora húzóerőre van szükség. A 2.1 ábra egy általános elrendezési sémát mutat a kiszakító vizsgálatra. A csapot egy húzóberendezéssel, a betonfelületre egy gyűrűvel feltámasztva, központos terhelést kifejtve terheljük. A reakcióerőt a gyűrű alakú támasz adja át a betonra. Ahogyan a csap kiszakad, egy kúp alakú betontest is kiszakad a szerkezeti betonból. A szakadókúp alakját elméletileg az a kúppalást felület adja, amely a 2.1 ábrán is jelölve van. A szakadókúp valóságos alakja függ a támaszgyűrű belső átmérőjétől (D), a beágyazott csap fejének átmérőjétől (d) és a csap beágyazási mélységétől (h). Az elméleti szakadókúp kúppalástjának csúcsszöge (2) a következőképpen adható meg: Dd 2  2  tan   2h 

2.1 ábra. Kiszakító vizsgálat általános elrendezési sémája

A kiszakító vizsgálat kivitelezés során használható a szerkezeti beton aktuális szilárdságának a meghatározására, előzetesen fölállított kiszakítóerő-nyomószilárdság kapcsolat felhasználásával. Ezzel a szerkezeti elem kizsaluzhatósága és a feszíthetősége eldönthető, de alkalmas lehet például arra is, hogy a hideg elleni védelem hatékonyságát leellenőrizzék és döntsenek annak esetleges további szükségességéről. Ellentétben sok más helyszíni vizsgálati módszerrel, a kiszakító vizsgálat során a szerkezeti betont statikus, monoton növekvő teherrel egy lokális tönkremenetel eléréséig terheljük, és ténylegesen meghatározunk a beton nyomószilárdságával közvetlen összefüggésben lévő anyagjellemzőket. Mivel a vizsgálat során a szerkezeti beton térbeli feszültségállapotban van, így nem közvetlenül kapjuk meg a nyomószilárdságot, amelyet szabványos henger vagy kocka próbatesteken egytengelyű feszültségállapotban igyekszünk meghatározni. Ennek ellenére, az eljárás roncsolásos jellege miatt, a nyomószilárdság becslésére viszonylag megbízható összefüggések állíthatók fel a kiszakító vizsgálatok alapján.

13/247


Történeti áttekintés A módszer kifejlesztése a volt Szovjetunióban A kiszakító vizsgálatot a világon elsőként a szovjet Központi Építőipari Kutatóintézet munkatársa, Skramtajew professzor írta le tudományos közleményben, mégpedig az Amerikai Betonszövetség Journal of the ACI című folyóiratában, 1938-ban, angol nyelven. Cikkében a kiszakító vizsgálaton kívül még számos helyszíni betonvizsgálatot is bemutatott, amelyekkel lehetséges a nyomószilárdság becslése. Az ott leírt kiszakító vizsgálati módszer (amelyet két mérnök, Volf és Gershberg fejlesztett ki) lényege, hogy a szerkezeti betonba egy gömbben végződő acél csapot betonoznak és meghatározzák, hogy mekkora erő szükséges a csap kiszakításához a megszilárdult betonból. A módszer a következő. Egy 38 mm hosszúságú, 8 mm átmérőjű, és a beton felőli végén 12 mm átmérőjű, gömb alakú fejben végződő acél csapot 48 mm mélyen bebetonoztak úgy, hogy a csap zsaluzat felőli másik végén csavarral rögzítették a zsaluzathoz. A 2.2 ábra Skramtajew eredeti publikációjában közétett vázlatot mutatja. A kiszakító vizsgálat előtt a csavart eltávolították és a hidraulikus sajtót egy menetes szár közbeiktatásával csatlakoztatták a bebetonozott csaphoz. A csapot a hidraulikus sajtóval kiszakították a megszilárdult betonból és rögzítették a kiszakítóerőt. Skramtajew megjegyzi cikkében, hogy a bebetonozott csap kiszakítása közben a betonban húzó- és nyírófeszültségek ébrednek, és tönkremenetelkor egy kb. 90°-os csúcsszögű szakadókúppal együtt szakad ki a csap a betonból. Vizsgálat közben a hidraulikus sajtó reakcióerejét olyan, kellően nagy méretű acéllemezen támasztották fel a betonfelületre, hogy az a szakadókúp kialakulására ne gyakoroljon hatást. Ezáltal a szakadókúp alapkörének átmérője 100-120 mm-re adódott. A kialakuló szakadókúp geometriájára vonatkozóan ennél több adatot nem publikáltak, de feltételezhető, hogy a 2.2 ábrán bemutatott vázlat hasonlatos volt ahhoz.

2.2 ábra. Kiszakító vizsgálat elrendezési sémája Skramtajew szerint

A tapasztalatok szerint abban az esetben, ha a vizsgált beton nyomószilárdsága 10 MPa alatt volt, akkor a kiszakítóerő és a nyomószilárdság aránya egy állandó érték volt, és a tapasztalt terjedelem az átlagérték körül a 9% tartományban volt. Ez alapján Skramtajew kijelentette, hogy a csap kiszakító vizsgálat egyszerű végrehajthatósága és pontossága miatt alkalmas a szerkezeti beton helyszíni szilárdságvizsgálatára. Hátrányként említette, hogy a csapok helyét a zsaluzaton előzetesen elő kell készíteni, és a vizsgálatot követően a betonfelületen javítást kell végezni. Összességében azonban azon a véleményen volt, hogy az előnyök sokkal nagyobbak, mint a hátrányok, és nagy jövőt jósolt a módszernek.

14/247


2.3 ábra. Kiszakító vizsgálat elrendezési sémája Tremper szerint

2.4 ábra. Szilárdságbecslő összefüggés Tremper szerint A módszer továbbfejlesztése az Amerikai Egyesült Államokban Hat évvel Skramtajew úttörő cikke után Tremper egy könnyebben gyártható geometriai kialakítást javasolt a kiszakító vizsgálatok csapjaihoz. A szovjet javaslattól eltérően a gömb alakú csapvég helyett hengeres kialakítást ajánlott. Ennek vázlatát a 2.3 ábrán láthatjuk. A csapfej vállát 45°-os szögben munkálták meg. A hidraulikus sajtó reakcióerejét 152 mm belső átmérőjű acélgyűrűre támasztották fel a betonfelületre, így az a szakadókúp kialakulására nem gyakorolt hatást. A szakadókúp alapkörének átmérője 120-150 mm-re adódott. A kevés geometriai változtatástól eltekintve Tremper eljárása a szovjet módszerrel teljesen azonos volt abban a tekintetben, hogy a szakadókúp a támaszgyűrűtől teljesen függetlenül tudott kialakulni. A módszert Tremper hat eltérő betonösszetétel mellett tesztelte (homokos kavics és zúzottkő adalékanyaggal; Dmax = 30 mm), a megszilárdult beton nyomószilárdsága 6 MPa és 40 MPa között változott. A vizsgálatok eredményei (átlagértékek alapján) a 2.4 ábrán

15/247


láthatók. Az egyik fontos megfigyelés, hogy a kapcsolat (ellentétben Skramtajewnek a kis szilárdságok esetén megfigyelt tapasztalataival) nem lineáris ebben a szilárdsági tartományban. Kis szilárdságok esetén a lineáris közelítés itt is elfogadható. Másik fontos megfigyelés, hogy számottevő különbség figyelhető meg a kvarckavics és a zúzottkő adalékanyagú betonok összefüggései között: ugyanolyan nyomószilárdság esetén nagyobb kiszakítóerő tartozik a zúzottkő adalékanyaggal készített betonokhoz, mint a kvarckavics adalékanyaggal készült betonokhoz. Tremper vizsgálatai során a kiszakítóerők esetén 9,6%-os variációs együtthatót mért, míg ugyanez a nyomószilárdság vizsgálatok esetén 8,4%-ra adódott. Ez alapján Tremper is alátámasztotta a korábbi véleményt, hogy a kiszakító vizsgálat alkalmas lehet a szerkezeti beton helyszíni szilárdságának a meghatározására. Tremper biztató eredményeitől függetlenül, az 1940-es években a csap kiszakítási eljárás még nem vált egészen elfogadottá az építőmérnöki gyakorlatban. Mindez csak az 1970-es években, a dán Kriekegard-Hansen munkássága nyomán elkezdődő kutatásokat követően következett be. Kierkegaard-Hansen fejlesztései 1962-ben indult Dániában egy kutatási program Peter Kierkegaard-Hansen vezetésével, amelynek elsődleges célja az volt, hogy meghatározza a kiszakító vizsgálatok optimális geometriai elrendezését. Eredményeként olyan, helyszínen is használható csap kiszakítási módszer (a világszerte ismert LOK-TEST módszer) lett kifejlesztve, amellyel a megkapható kiszakítóerő szoros korrelációban van a beton nyomószilárdságával. Kierkegaard-Hansen munkájának áttekintésével megérthetjük a csap beágyazási mélységének, a csapfej méretének és a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű méretének a jelentőségét, ezért ezt az áttekintést a következőkben röviden megadjuk.

2.5 ábra. Kierkegaard-Hansen első vizsgálatai

Kierkegaard-Hansen elsődleges célja az volt, hogy a szerkezeti beton külső „kérgétől” távol, kellő mélységben legyen a kiszakítandó csap, így a szakadókúpban a durva adalékanyag szemcsék is legyenek jelen. A mélyen elhelyezett csapok kiszakításához azonban nagyon robosztus, nagy erőt kifejteni képes vizsgáló berendezés lenne szükséges, ráadásul a helyreállítandó betonrész is nagy lenne, így ennek van egy ésszerű felső határa. KierkegaardHansen úgy állította össze a kutatási módszerét, hogy a csapfej beágyazási mélysége 25 mm legyen. A csapfej optimális méretét nem kiszakító vizsgálatokkal határozta meg, hanem oly módon hogy beton lemezekbe ágyazott acél korongokat laboratóriumi nyomóberendezés 16/247


segítségével a 2.5 ábrán látható elrendezésben kinyomott azokból. A később kifejlesztett vizsgálati eljárás (LOK-TEST) is innen kapta a nevét, mert dán nyelven a lokning szó kinyomást jelent és a vizsgálatai során kapott anyagjellemzőt Kierkegaard-Hansen lok styrke, azaz kinyomási szilárdság néven említette. A megvizsgált csapfej méretek 20 mm és 40 mm között változtak. Azt figyelte meg, hogy a kiszakítóerő 1%-kal növekszik, ha a csapfej átmérője 1 mm-el nő. Az optimálisnak megjelölt csapfej átmérőt 25 mm-esnek jelölte meg. Az is világossá vált a vizsgálatok során, hogy a szakadókúp palástja valójában nem csonkakúp-palást, hanem trombitaszerű alakja van, és az átmérője a csapfejtől távolodva egyre nagyobb. A vizsgálati elrendezés harmadik paramétereként Kierkegaard-Hansen megvizsgálta a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű méretének a hatását. A megvizsgált gyűrű belső átmérők 130 mm és 50 mm között változtak. Az optimális méret 55 mm-re adódott. Ezzel kialakult a LOK-TEST módszer: a 25 mm átmérőjű, 25 mm mélyen betonba ágyazott acélkorongot egy száron keresztül, központos húzóerővel, 55 mm belső átmérőjű acélgyűrű támasz közbeiktatásával kell kiszakítani a helyszíni vizsgálat során. Kierkegaard-Hansen módszerének további fejlesztései Az 1970-es években, az Amerikai Egyesült Államokban Richards, majd Ausztriában Kaindl tett javaslatot a csap kiszakító módszer további pontosítására. Richards a csap geometriájában és kialakításában javasolt változtatásokat, míg Kaindl pontosítása azt írta le, hogyan lehet a csap kiszakítási módszert úgy alkalmazni, hogy ne kelljen a zsaluzatot előzetesen eltávolítani (korai szilárdság vizsgálata), illetve a vizsgálatot követően ne kelljen felületi javítást végezni (bennmaradó csap). A 2.6 ábra mutatja be a Kierkegaard-Hansen által kifejlesztett és a Richards által kifejlesztett csapok összehasonlítását. A Richards-féle csap kiszakítása során kialakuló szakadókúp palástfelülete kb. 50%-al nagyobb, mint a Kierkegaard-Hansen által kifejlesztett csap kiszakítása során kialakuló szakadókúp palástfelülete. A Kaindl féle javaslatokat a 2.7 ábra szemlélteti.

2.6 ábra. Kierkegaard-Hansen és Richards módszere

17/247


2.7 ábra. Kaindl javaslata Tönkremeneteli mechanizmus A bebetonozott csap kiszakító vizsgálata közben a betont statikus terhelés éri. Ebből elméleti megfontolások alapján lehetséges a feszültségek kiszámítása, a repedések megjelenésének előre jelzése, illetve a kiszakító erő megadása. A beton nyomószilárdsága így megbecsülhető, a valós kiszakítóerő alapján. A betonban ébredő feszültségek kiszámítása komplikált feladat. A következőkben áttekintjük ennek lehetséges módjait. Egyszerűsített megközelítés Kiindulva Skramtajew megállapításából, hogy a bebetonozott csap kiszakítása közben a betonban húzás és nyírás ébred, és a szakadókúp alkotójának hajlásszöge 45°-os szöget zár be a csap szárának irányával, felrajzolhatjuk az elkülönített szakadókúpra ható erőket (2.8 ábra). A külső és belső erők egyensúlya alapján a kiszakítóerőt (P) normálfeszültségek () és nyírófeszültségek () egyensúlyozzák a szakadókúp palástja mentén. A normálfeszültség pozitív előjelű (húzófeszültség) és iránya merőleges a szakadókúp palástjára. A nyírófeszültség a szakadókúp palástja mentén ébred, és iránya az ábrán látható. A feszültségek függőleges irányú komponense megszorozva a szakadókúp palástfelületével (A) szolgáltatja azt a belső erőt, amely egyensúlyozza a kiszakítóerőt (P). Ha feltételezzük, hogy a feszültségek megoszlása egyenletes, akkor felírhatjuk, hogy:

Ahol a szakadókúp palástfelülete a következőképpen írható fel:

ahol

D d h

a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű belső átmérője a csapfej átmérője a csap beágyazási mélysége 18/247


2.8 ábra. Az elkülönített szakadókúpra ható erők

Szabadalmában Kierkegaard-Hansen említi, hogy a szakadókúp palástfelületének hasonlóan görbült alakja van, mint ami az egytengelyű nyomószilárdság vizsgálat során kialakul egy henger alakú próbatestben, tehát a kiszakító vizsgálat során megkapható kiszakítóerő kapcsolatba hozható a beton nyomószilárdságával. Ez az érvelés elvében helytelen, hiszen a két vizsgálat során egészen más okok miatta alakulnak ki az említett görbült felületek. A kiszakító vizsgálat során a szakadókúp húzás és nyírás révén választódik el a betonszerkezet tömegétől, míg a nyomószilárdság vizsgálat során a megmaradó, csaknem ép, kúpszerű betonrészek a próbatest és a nyomógép nyomólapja között ébredő súrlódóerő, illetve a terhelőerő által létrejövő háromtengelyű (triaxiális) feszültségállapot következménye. A szakirodalomban olyan téves elképzelést is találunk, amely azt sugallja, hogy a kiszakító vizsgálatból a beton nyírószilárdsága közvetlenül megkapható, ha a kiszakítóerőt elosztjuk a szakadókúp palástfelületével. Dimenzióját tekintve ez valóban feszültség jellegű mennyiséget eredményez, azonban ez sem nem normálfeszültség, sem nem nyírófeszültség, hiszen a kiszakítóerő nem merőleges és nem párhuzamos a szakadókúp palástfelületének alkotójával. A kiszakító vizsgálatok során kialakuló jelenségek megértéséhez, és ezeknek a beton nyomószilárdságával való kapcsolatba hozásához az egyszerűsítő megközelítések nem alkalmazhatók, ezért a következőkben a részletesebb vizsgálatok eredményeit tekintjük át röviden. Merev-képlékeny megközelítés Ha feltételezzük a következőket:  a betonra érvényes az általánosított Mohr-Coulomb törési feltétel és a folytonosság megszűnése megengedett;  a szakadókúp palástja csonkakúp palástfelület;  a normálfeszültségek és nyírófeszültségek megoszlása egyenletes a szakadókúp palástja mentén;  a beton belső súrlódási szöge fele akkora, mint a szakadókúp csúcsszöge;  a beton húzószilárdsága egyenesen arányos a nyomószilárdságával; akkor elméletileg levezethető, hogy a kiszakítóerő egyenesen arányos a beton nyomószilárdságával Fmax [kN] = 0,89×fc [MPa] alakban (Jensen, Braestrup, 1976). A levezetés joggal kritizálható, mert nem ad valós képet a csap kiszakításról, csupán a kezdeti

19/247


feltételekből automatikusan következő megállapításra vezet. Ennek ellenére a gyakorlatban használatos, mint a kiszakítóerő alsó korlátja. Végeselemes megközelítés Végeselemes modellezéssel a valóságot pontosabban leíró eredményeket publikáltak a szakirodalomban. A következőkben áttekintjük egy háromdimenziós törési feltételt alkalmazó modell és egy képlékeny törési elméletet alkalmazó modell eredményeit. Nemlineáris végeselemes modellt épített fel Ottosen (1981) háromdimenziós törési feltétellel, amelyben a Kierkegaard-Hansen által javasolt csap geometria esetén vizsgálta a kiszakító vizsgálatot. Bár az anyagmodell az adalékanyagok hatását nem tudta figyelembe venni (a beton homogén kontinuumként lett modellezve), eredményei nagyon jól megközelítették a valóságot. Kimutatta, hogy a kiszakítóerő kb. 65%-ának elérésekor gyűrűirányú repedések kezdenek kialakulni a csapfejnél, amelyek a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű irányában terjednek. Az elemzés szerint a tönkremenetel úgy következik be, hogy a csapfej és a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű között kialakuló nyomott beton „rácsrúd” (rácsostartó analógia) nyomószilárdsága merül ki kéttengelyű igénybevétel (rácsrúd irányú nyomás és keresztirányú húzás) során. Ottosen ezzel magyarázta, hogy miért olyan jó a korreláció a beton nyomószilárdsága és a kiszakítóerő között. Azt is hozzátette, hogy mivel a beton húzószilárdsága nem olyan ütemben nő, mint a nyomószilárdsága, ezért a beton nyomószilárdságának növelésével nem lineárisan arányosan fog nőni a kiszakítóerő, az említett kéttengelyű igénybevétel következtében. Ezt kísérleti eredmények is igazolták. Más elméleti megközelítésben, de jellegében nagyon hasonló eredményekre vezettek Yener és Vajarasathira (1985) vizsgálatai, akik képlékeny törési elméletet alkalmaztak. Úgy találták, hogy a csapfejet és a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrűt összekötő vonalon kialakuló nyírás következtében gyűrűirányú repedések alakulnak ki, és ezzel a későbbi szakadókúp vonalát kijelölik. A kiszakítóerő kb. 25%-ának elérésekor kezdenek a gyűrűirányú repedések kialakulni a csapfejnél, de ezek terjedését a nyomófeszültségek megakadályozzák a kiszakítóerő kb. 50%-ának elérésekor. Egy második gyűrűirányú repedés indul el a hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű irányába, és a kiszakítóerő kb. 70%ának elérésekor ez utóbbi repedés mentén kialakul a trombita-szerű alakú szakadókúp. A kiszakítóerő eléréséig a szakadókúpot a súrlódás és az acélgyűrű mentén fellépő nyomófeszültség akadályozza a kiszakadásban. A kiszakítóerő elérésekor a beton nyomószilárdsága kimerül a szakadókúp palástja mentén. A két eltérő megközelítés tehát nagyon hasonlóan igyekszik magyarázni a csap kiszakítás jelenségét.

2.9 ábra. 54°és 70°csúcsszög mellett kialakuló főfeszültségi trajektóriák és szakadókúpok

20/247


Lineárisan rugalmas végeselemes modelleket is kidolgoztak a csap kiszakítás elemzésére (pl. Stone, Carino, 1984), amely azonban csak az első repedés megjelenéséig tudja leírni a jelenséget. A 2.9 ábrán 54°és 70°csúcsszög mellett kialakuló főfeszültségi trajektóriákat, illetve a szakadókúp vonalát láthatjuk. A 70°-os csúcsszög esetén a szakadókúp vonala csaknem egybeesik a nyomófeszültségi trajektóriákkal, a szakadókúp trombita-szerű alakot ölt, míg az 54°-os csúcsszög esetén a szakadókúp alakja kevésbé görbült felület, és a nyomófeszültségi trajektóriákkal kevésbé esik egybe. A kutatók ezért azt állították, hogy a tönkremenetelben jelentősebb szerepet játszik a beton húzószilárdságának kimerülése, mint ahogyan arra pl. Ottosen utalt tanulmányaiban. A kialakuló húzófeszültségek jelentőségét támasztja alá a 2.10 ábra, amelyen az idealizált szakadókúp vonalában fellépő fő húzó- és nyomófeszültségek változását ábrázolták, 70°-os csúcsszöget és a kiszakítóerő kb. 20%-át feltételezve. Az eredmények egybevágnak az Ottosen által leírt kéttengelyű feszültségállapot kialakulásával, jelentős húzófeszültség mellett. Megfigyelhetjük a szakadókúp végpontjaiban lévő feszültségcsúcsokat is.

2.10 ábra. A szakadókúp vonalában fellépő fő húzó- és nyomófeszültségek változása Törésmechanikai megközelítés Az előzőekben már körvonalazott, két eltérő (elsődleges és másodlagos) repedésrendszer kialakulásával járó tönkremenetelt igazolták azok a nemlineáris törésmechanikai elemzések is, amelyek során a végeselemes modellben a repedések modellezésére külön diszkrét modellelemeket használtak (pl. Carino, 2004). A 2.11 ábrán láthatjuk egy 70°-os csúcsszöghöz tartozó csap (D = 61 mm; d = h = 25,4 mm) numerikus vizsgálati eredményét, illetve a 2.12 ábrán az ennek megfelelő kísérleti vizsgálat eredményét. Az egyezés jó. Az elsődleges repedés a terhelés irányával 60-70°-os szöget bezárva indul meg a csapfej csúcsától (lásd a gyűrűirányú húzófeszültségek maximumát a 2.10 ábrán), majd terjedése blokkolódik, ahogyan a nyomott betonrészbe ütközik. A másodlagos repedés jelöli ki a szakadókúp vonalát.

21/247


2.11 ábra. 70°-os csúcsszöghöz tartozó csap numerikus vizsgálati eredménye

2.12 ábra. 70°-os csúcsszöghöz tartozó csap kísérleti vizsgálati eredménye A tönkremenetel fázisai Az elméleti és numerikus vizsgálatok, a kísérleti eredmények, illetve akusztikus emissziós mérésekkel kiegészített laboratóriumi kiszakító vizsgálatok eredményeinek értékelése után a szakirodalom a következőképpen írja le a kiszakító vizsgálat során kialakuló tönkremenetelt. 1. fázis: a kiszakítóerő 30-40%-a körüli erőnél a csapfej csúcsától kiinduló elsődleges repedések megjelennek, 100-135°-os csúcsszöggel (2.13.I ábra). 2. fázis: a kiszakítóerő 60-70%-a körüli erő kifejtéséig a csapfej csúcsától kiindulva a gyűrűirányú mikrorepedés rendszer kijelöli a másodlagos repedések, a szakadókúp vonalát (2.13.II ábra). 3. fázis: a kiszakítóerő 80%-a körüli erőnél a nyomott „rácsrúdban” kimerül a beton szilárdsága, és nyírási-húzási repedésként megjelenik a másodlagos repedés, kialakul a szakadókúp (2.13.III ábra). 4. fázis: a teljes kiszakítóerő kifejtéséig a szakadókúp makroszkopikus deformációja növekszik, az ellenállást a szakadókúp palástja mentén, a másodlagos repedés megnyílásával érvényesülő szemcsehatás (aggregate interlock) és súrlódás biztosítja. A szakadókúp a deformáció növelésével a betontesttől elkülönül (2.13.IV ábra). Jellegzetes erő-deformáció összefüggést mutat a 2.14 ábra.

22/247


I.

II.

nyomott öv tönkremenetele

első repedés kialakulása

III.

IV.

második repedés kialakulása

makroszkopikus elmozdulás

2.13 ábra. 70°-os csúcsszöghöz tartozó csap kísérleti vizsgálati eredménye

III. II. erő

IV.

I. deformáció

2.14 ábra. Jellegzetes erő-deformáció összefüggés A szilárdságbecslés lehetősége A szilárdságbecslést a kiszakító vizsgálatok és a párhuzamosan végzett nyomószilárdság vizsgálatok eredményeire, mint adatpárokra illesztett regressziós összefüggések teszik lehetővé. A vizsgálati eredmények statisztikai értékelése gyakran szubjektív, és a különböző személyek által végrehajtott vizsgálatok nem szükségszerűen ugyanazokat a befolyásoló

23/247


paramétereket, illetve nem azonos súllyal veszik figyelembe. Példaként, ha azokat a legkorábbi kiszakító vizsgálatokat tekintjük, amelyek még nem alkalmaztak a hidraulikus sajtó reakcióerejének átadására acélgyűrűt, nem egységesek a kutatók megállapításai. Skramtajew úgy találta, hogy az általa vizsgált, relatíve kis nyomószilárdsági tartományban (1,5 – 10,5 MPa) a kiszakítóerő és a nyomószilárdság között feltételezhető egy lineáris kapcsolat. Ezzel szemben Tremper nemlineáris összefüggésre mutatott rá (ld. 2.4 ábra). A hidraulikus sajtó reakcióerejét átadó acélgyűrű bevezetését Kierkegaard-Hansen kifejezetten azzal a szándékkal javasolta, mert véleménye szerint teljesen indokolatlan, hogy a kiszakítóerő és a nyomószilárdság között nemlineáris kapcsolat van. Vizsgálatai alapján valóban lineáris kapcsolatot talált a kiszakítóerő és a nyomószilárdság között, azonban ez nem egyenes arányosság volt (a regressziós egyenes nem az origóból indult). Ráadásul, a különböző adalékanyag típusokra különböző regressziós egyeneseket javasolt az alábbi alakban: P = 5,10 + 0,806×fc (Dmax = 16 mm) P = 9,48 + 0,829×fc (Dmax = 32 mm) ahol P = kiszakítóerő (kN) fc = beton nyomószilárdsága szabványos hengeren mérve (MPa) A LOK-TEST készülékek gyártója napjainkban a következő összefüggést javasolja Dmax = 32 mm legnagyobb szemnagyságig: ahol

P = 5 + 0,8×fc P = kiszakítóerő (kN) fc = beton nyomószilárdsága szabványos hengeren mérve (MPa)

A kutatások később azt igazolták, hogy ezek a nem origó kezdőpontú regressziós egyenesek valójában közelítései egy hatvány összefüggésnek, amely pontosabban leírja kiszakítóerő és a nyomószilárdság kapcsolatát. A kapcsolat általános alakja: ahol

fc = a×Pb fc = beton nyomószilárdsága (MPa) P = kiszakítóerő (kN) a,b = empirikus paraméterek

Az összefüggés felírható logaritmikus alakban is: ahol

log fc = log a + b×log P

fc = beton nyomószilárdsága (MPa) P = kiszakítóerő (kN) a,b = empirikus paraméterek Azt is igazolták az eredmények, hogy mind az adalékanyag szemcsemérete, mind az adalékanyag típusa befolyásolja a kiszakítóerő és a nyomószilárdság kapcsolatát. Általánosságban megállapítható, hogy a szilárdságbecslő összefüggések felállításához a kiszakító vizsgálatok eredményét az adott betonból készített vagy kifúrt hengerek

24/247


nyomószilárdság vizsgálatával célszerű kalibrálni, és így valóban jó megbízhatósággal lehet a beton helyszíni nyomószilárdságát becsülni a kiszakító vizsgálattal.

2.15 ábra. CAPO eljárás

2.16 ábra. CAPO és LOK-TEST eljárás összefüggése Utólag elhelyezett csapok kiszakítása A kiszakító vizsgálatok legnagyobb hátránya, hogy a csapokat előre be kell betonozni, így nem tudunk tetszés szerinti helyen vizsgálatot végezni a szerkezeten, csak azokon a pontokon, ahol a csapok előzetesen bebetonozásra kerültek. Ráadásul a vizsgálatok csak új építésű szerkezetek esetén lehetségesek. E hátrány feloldására számos, utólag elhelyezett csap kiszakító eljárást fejlesztettek ki, amelyek alapelveit a következőkben áttekintjük.

25/247


Az egyik ilyen eljárás a CAPO (cut and pullout) eljárás, amelyet a LOK-TEST készüléket gyártó cég forgalmaz. A vizsgálathoz 18 mm átmérőjű furatot kell készíteni a betonba, majd a furat alját, 25 mm mélységben, egy speciális fúrószerszámmal ki kell szélesíteni 25 mm-es átmérőjűre. Ezt követően a pormentesített furatban el kell helyezni a speciális csapot, amelynek alsó vége a 2.15 ábrán látható módon egy célszerszám segítségével 25 mm-re kiszélesíthető gyűrűt tartalmaz. Ezzel az alámetsző csap készen van, amelyet a kiszakító vizsgálatokhoz használatos hidraulikus sajtóval ki lehet szakítani a betonból. A CAPO készülék és a LOK-TEST készülék által megkapható kiszakítóerők közötti összefüggést a 2.16 ábra mutatja. A jó egyezés alapján megállapítható, hogy a CAPO eljárással hasonlóan megbízható nyomószilárdság becslés érhető el, mint a LOK-TEST eljárással. Hasonló módszert fejlesztettek ki az Amerikai Egyesült Államokban, és szabványosítottak az ASTM C 900 szabványban, amelynek elrendezését a 2.17 ábra mutatja.

2.17 ábra. ASTM C 900 szabványban megjelenített eljárás

Utólagosan elhelyezett alámetsző csapokon kívül hagyományos, terpesztett csapokkal, illetve beragasztott csapokkal is folytattak vizsgálatokat abból a célból, hogy a szerkezeti beton helyszíni szilárdságbecslésére alkalmazzák, azonban ezek a vizsgálatok egyelőre nem jelentek meg széles körben a nemzetközi gyakorlatban (annak ellenére, hogy pl. a BS 1881-Part 207 jelzetű brit szabvány, amely a betonszerkezetek helyszíni roncsolásmentes és félig roncsolásos szilárdságbecslő módszereit írja le, tartalmaz egy javaslatot terpesztett csap kiszakítására „internal fracture test” néven). A 2.18-2.19 ábrán kanadai kutatók kiszakítóerőnyomószilárdság összefüggéseit láthatjuk terpesztett csapokra és beragasztott csapokra vonatkozóan. A terpesztett csapok vizsgálati elrendezését a 2.20 ábra mutatja. Brit kutatók által alkalmazott terpesztett csap vizsgálati elrendezést mutat a 2.21 ábra („internal fracture test”). A beton nyomószilárdsága és a csap kiszakításhoz szükséges csavaró nyomaték között tapasztalt összefüggést a 2.22 ábra mutatja. 26/247


2.18 ábra. Kiszakítóerő-nyomószilárdság összefüggés beragasztott csapokra

2.19 ábra. Kiszakítóerő-nyomószilárdság összefüggés terpesztett csapokra

2.20 ábra. A terpesztett csapok típusa és vizsgálati elrendezése a 2.19 ábrához

27/247


Kockaszilárdság (N/mm2)

2.21 ábra. Terpesztett csap vizsgálati elrendezés („internal fracture test”)

fc = 3,1167×T1,69

60 50 40 30 20 10 0

0

1

2

3

4

5

6

7

T (Nm)

2.22 ábra. Csavarónyomaték-nyomószilárdság összefüggés („internal fracture test”)

2.23 ábra. Terpesztett csap vizsgálati elrendezés („ESCOT test”)

28/247


Szintén utólag elhelyezett terpeszett csap kiszakítási módszer az ESCOT eljárás (2.23 ábra), amely elvében azonos a brit „internal fracture test” módszerével, de nem alkalmaz a reakcióerők átadására acélgyűrűt a betonfelületen, hanem a nyomatékmérő kulcs egy acél perselyen keresztül támaszkodik a csap vállára. Egy előre elkészített furatba 20 mm mélyen kell elhelyezni a rögzítéstechnikai elemet, majd a nyomatékmérő kulcs segítségével ki kell fejteni a csavarónyomatékot. A szakadókúp 100-200 mm átmérőjű, a beton szilárdságától függően. A vizsgálat még egyszerűbb, mint az „internal fracture test”, és lényegesen egyszerűbb a CAPO eljárásnál. Hivatkozások Ballarini, R., Shah, S.P., and Keer, L.M., Failure characteristics of short anchor bolts embedded in a brittle material, Proc. R. Soc. London, A404, 35, 1986. Bickley, J.A., Concrete optimization, Concr. Int., 4(6), 38, 1982. Bickley, J.A., Evaluation and acceptance of concrete quality by in-place testing, in InSitu/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 95. Bickley, J.A., The variability of pullout tests and in-place concrete strength, Concr. Int., 4(4), 44, 1982. Bocca, P., The application of pull out test to high strength concrete strength estimation, Mater. Struct. (RILEM), 17(99), 1984, 211. Bungey, J.H., Concrete strength determination by pull-out tests on wedge anchor bolts, Proc. Inst. Civ. Eng II, 71, 379, June 1981. Carette, G.G. and Malhotra, V.M., In-situ tests: variability and strength prediction at early ages, in In-Situ/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 111. Carino, N.J. and Stone, W.C., Analysis of in-place test data with spreadsheet software, in Computer Use of Statistical Analysis of Concrete Tests, ACI SP-101, P. Balaguru and V. Ramakrishnan, Eds., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1987, 1. Carino, N.J., Statistical methods to evaluate in-place test results, New Concrete Technology: Robert E. Philleo Symposium, ACI SP-141, T.C. Liu and G.C. Hoff, Eds., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1993, 39. Chabowski, A.J. and Bryden-Smith, D.W., A simple pull-out test to assess the strength of insitu concrete, Precast Concr., 8(5), 243, 1977. Chabowski, A.J. and Bryden-Smith, D.W., Assessing the strength of concrete of in-situ portland cement concrete by internal fracture tests, Mag. Concr. Res., 32(112), 164, 1980. Chang, L.M. and Carino, N.J., Analyzing in-place concrete tests by computer, Concr. Int., 20(12), 34, 1998. Dilly, R.L. and Ledbetter, W.B., Concrete strength based on maturity and pullout, ASCE J. of Struct. Eng., 110(2), 354, 1984. Domone, P.L. and Castro, P.F., An expanding sleeve test for in-situ concrete and mortar strength evaluation, in Proceedings Structural Faults and Repairs 87, Engineering Technics Press, Edinburgh, 1987, 149. Haque, M.N., Day, R.L., and Langan, B.W., Realistic strength of air-entrained concrete with and without fly ash, ACI J., 85(4), 241, 1988. Hellier, A.K., Sansalone, M., Carino, N.J., Stone, W.C., and Ingraffea, A.R., Finite-element analysis of the pullout test using a nonlinear discrete cracking approach, ASTM J. Cem. Concr. Aggregates, 9(1), 20, 1987.

29/247


Hindo, K.R. and Bergstrom, W.R., Statistical evaluation of the in-place compressive strength of concrete, Concr. Int., 7(2), 44, 1985. Jensen, B.C. and Braestrup, M.W., Lok-tests determine the compressive strength of concrete, Nord. Betong, 2, 9, 1976. Keiller, A.P., A preliminary investigation of test methods for the assessment of strength of insitu concrete, Technical Report 42.551, Cement and Concrete Association, Wexam Springs, U.K., 1982. Khoo, L.M., Pullout techniques an additional tool for in-situ concrete strength determination, in In-Situ/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 143. Kierkegaard-Hansen, P., Lok-strength, Nord. Betong, 3, 19, 1975. Krenchel, H. and Bickley, J.A., Pullout testing of concrete: historical background and scientific level today, Nord. Betong, 6, 155, 1987. Krenchel, H. and Peterson, C.G., In-place testing with LOK-Test: Ten years’ experience, paper presented at International Conference on in-Situ/Non-Destructive Testing of Concrete, Ottawa, Oct. 2-5, 1984. Krenchel, H. and Shah, S.P., Fracture analysis of the pullout test, Mater. Struct. (RILEM), 18(108), 439, 1985. Mailhot, G., Bisaillon, G., Carette, G.G., and Malhotra, V.M., In-place concrete strength: new pullout methods, ACI J., 76(12), 1267, 1979. Malhotra, V.M. and Carette, G.G., Comparison of pullout strength of concrete with compression strength of cylinders and cores, pulse velocity, and rebound number, ACI J., 77(3), 17, 1980. Malhotra, V.M., Evaluation of the pull-out test to determine strength of in-situ concrete, Mater. Struct. (RILEM), 8(43), 1975, 17. Munday, J.G.L. and Dhir, R.K., Assessment of in-situ concrete quality by core testing, in InSitu/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 393. Murphy, W.E., The interpretation of tests on the strength of concrete in structures, in InSitu/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 377. Ottosen, N.S., Evaluation of concrete cylinder tests using finite elements, ASCE J. Eng. Mech., 110(3), 465, 1984. Ottosen, N.S., Nonlinear finite element analysis of pullout test, ASCE J. Struct. Div., 107(ST4), 591, 1981. Parsons, T.J. and Naik, T.R., Early age concrete strength determination by pullout testing and maturity, in In-Situ/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 177. Peterson, C.G. and Hansen, A.J., Timing of loading determined by pull-out and maturity tests, in RILEM International Conference on Concrete at Early Ages, Paris, Vol. I, Ecole Nationale des Ponts et Chausses, 1982, 173. Peterson, C.G., LOK-test and CAPO-test development and their applications, Proc. Inst. Civ. Eng. I, 76, 539, 1984. Peterson, C.G., LOK-TEST and CAPO-TEST pullout testing, twenty years experience, in Proc Conf. on Non-Destructive Testing in Civil Eng., J.H. Bungey, Ed., British Institute of Non-Destructive Testing, 1997, 77. Richards, O., Pullout strength of concrete, Reproducibility and Accuracy of Mechanical Tests, ASTM SP 626, 1977, 32.

30/247


Rutenbeck, T., New developments in in-place testing of concrete, in Use of Shotcrete for Underground Structural Support, ACI SP-45, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1973, 246. Skramtajew, B.G., Determining concrete strength for control of concrete in structures, J. Am. Concr. Inst., 34, 285, 1938. Stone, W.C. and Carino, N.J., Comparison of analytical with experimental strain distribution for the pullout test, ACI J., 81(1), 3, 1984. Stone, W.C. and Carino, N.J., Deformation and failure in large-scale pullout tests, ACI J., 80(6), 501, 1983. Stone, W.C. and Giza, B.J., The effect of geometry and aggregate on the reliability of the pullout test, Concr. Int., 7(2), 27, 1985. Stone, W.C. and Reeve, C.P., A new statistical method for prediction of concrete strength from inplace tests, ASTM J. Cem. Concr. Aggregates, 8(1), 3, 1986. Stone, W.C., Carino, N.J., and Reeve, C.P., Statistical methods for inplace strength prediction by the pullout test, ACI J., 83(5), 745. 1986. Tremper, B., The measurement of concrete strength by embedded pull-out bars, Proc. Am. Soc. Testing Mater., 44, 880, 1944. Vogt, W.L., Beizai, V., and Dilly, R.L., In-situ pullout strength of concrete with inserts embedded by “finger placing,” in In-Situ/Nondestructive Testing of Concrete, ACI SP-82, V.M. Malhotra, Ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1984, 161. Yener, M. and Chen, W. F., On in-place strength of concrete and pullout tests, ASTM J. Cem. Concr. Aggregates, Winter, 90, 1984. Yener, M. and Vajarasathira, K., Plastic-fracture finite element analysis of pullout tests, Preprints of the 22nd Annual Technical Meeting of the Society of Engineering Science, ESP22/8so38, Pennsylvania State University, Oct. 7-9, 1985.

31/247


3. A magkitörés vizsgálata (Dr. Borosnyói Adorján) Alapelvek A helyszíni vizsgálatok közül a csap kiszakítási eljárás mellett a magkitörés vizsgálat is olyan jellegű, félig roncsolásos eljárásnak tekinthető vizsgálat, amely ténylegesen a beton szilárdságának kimerülésével járva vezet eredményre. A módszert 1976-ban, Norvégiában fejlesztették ki, de nehézkessége miatt nem terjedt el nagymértékben azóta sem. A vizsgálat során a helyszínen gyémánthegyű koronafúróval a szerkezetből kimunkálnak egy 55 mm átmérőjű, 70 mm magasságú hengert, és annak kitörését hidraulikus sajtóval végzik el. A kitöréshez szükséges erőből lehet következtetni a beton szilárdságára. Lehetséges a magkitörés céljára műanyag sablonokat bebetonozni, amelyet a vizsgálat előtt egyszerűen ki kell húzni a betonból. A magkitöréshez a 3.1 ábrán látható módon, a mag körüli furatot 15 mm mélységű szakaszán ki kell szélesíteni, hogy a hidraulikus sajtót el lehessen helyezni. helyes és helytelen magkialakítást mutat a 3.2 ábra. A mag kitöréshez tartozó erőből (FBO) a beton hajlító-húzószilárdsága (fBO) kiszámítható a következő módon: fBO =

FBO  h (N/mm2) d / 32

ahol

h = 65,3 mm és d = 55 mm

Manométer Hidr. sajtó Terhelő cella

Reakcióerő

Erő Furat

3.1 ábra. A magkitörés vizsgálat elvi elrendezési vázlata

32/247

BMEEOEMAT1 Szerkezetek diagnosztikája Helytelen

Helyes

3.2 ábra. Helyes és helytelen magkialakítás vázlata Vizsgálati eszközök A magkitörés vizsgálatára használt vizsgálóeszköz (3.3 ábra) egy hidraulikus sajtóból, egy nyomásmérőből (manométer) és egy kézi pumpából álló eszköz. A hidraulikus sajtó két nyomástartományban üzemeltethető: a kisebb nyomástartományban kb. 20 MPa nyomószilárdságú betonokig, a nagyobb nyomástartományban kb. 60 MPa nyomószilárdságú betonokig történhet magkitörés vizsgálat. A vizsgálat során a nyomást egyenletes sebességgel kell növelni a munkahengerben oly módon, hogy a kézi pumpa karját másodpercenként egyszer lenyomjuk. Ez megfelel kb. 0,5 MPa/s terhelési sebességnek. A mag kitörését követően leolvassuk a nyomásmérőn a kifejtett legnagyobb nyomás értékét. Az eszközt minden vizsgálat előtt kalibrálni kell mindkét nyomástartományban a következők szerint. A kalibráló órát (3.4 ábra) kinullázzuk, és ezt követően elhelyezzük a hidraulikus sajtóban (3.5 ábra). A nyomást addig növeljük, amíg a kijelzőn a 100-as osztást el nem érjük. A kijelzőn megjelenő érték nem térhet el 4%-nál nagyobb mértékben a gyári kalibráló görbéktől (3.6 ábra).

3.3 ábra. A magkitörés vizsgálatára használt vizsgálóeszköz

33/247


3.4 ábra. A kalibráláshoz használt mérőóra

3.5 ábra. A mérőóra elhelyezése a terhelő cellában kalibrálás során

3.6 ábra. A gyári kalibráló görbék

34/247


Nyomószilárdság becslése A nyomószilárdság becslésére a 3.7 ábrán bemutatott görbék használhatók a kisebb nyomástartományban, és a 3.8 ábrán látható görbék használhatók a nagyobb nyomástartományban.



35/247


4. Kifúrt magok nyomószilárdság vizsgálati és értékelési rendje (Dr. Borosnyói Adorján) EN európai szabványok

ACI & ASTM amerikai szabványok

MSZ Magyar Szabványok

Kifúrt magok szabvány szerinti mérete

100/200 mm (h/ = 2,0)

nincs megadva

150/300 mm (h/ = 2,0)

Kifúrt magok legkisebb száma min. 3 db (ha  ≥ 100 mm) megjegyzés: 50 mm kifúrt magok esetén háromszor annyi mag vizsgálata szükséges, mint 100 mm magok esetén

min. 3 db

min. 3 db

Kifúrt magok elfogadható átmérője

50 … 150 mm

50 … 150 mm

70 … 200 mm

Kifúrt magok elfogadható (h/) aránya

- 1,0 vagy, - 2,0

1,0 … 2,0

0,5 … 3,0

Kifúrt magok szabvány szerinti vizsgálati állapota légszáraz állapot (vizsgálat előtt 3 napig laborlevegőn kell tárolni)

ahogyan laborba érkezett

légszáraz állapot

Kifúrt magok további elfogadható vizsgálati állapota nedves állapot (részletek megadása nélkül; de rögzítendő, hogy mennyi ideig volt laborlevegőn)

- légszáraz állapot - 48 órára vízbemártást követő állapot

nincs megadva

A helyettesítő hengerszilárdság (equivalent in-place cylinder strength):

ahol

fc,is,cyl = fcore·C·Ch/·Cw·Cr·Cd·Ct fcore C Ch/ Cw Cr Cd Ct

kifúrt mag szilárdsága korrekciós tényező – magminta átmérője szerint korrekciós tényező – magminta (h/) aránya szerint korrekciós tényező – magminta nedvességtartalma szerint korrekciós tényező – magminta betonacél tartalma szerint korrekciós tényező – a magfúrás okozta károsodás figyelembe vételére korrekciós tényező – magminta kora szerint (ha a 28 napos szilárdság becslése szükséges)

36/247


EN európai szabványok



C korrekciós tényező – magminta átmérője szerint

nincs megadva

= 1,06 = 1,00 = 0,98

ha 50 mm ha 100 mm ha 150 mm

= 1,16 = 1,14 = 1,10 = 1,00 = 0,93

ha 70 mm ha 80 mm ha 100 mm ha 150 mm ha 200 mm

Ch/ korrekciós tényező – magminta (h/) aránya szerint

képlet alapján: = 0,72 ha 0.5 2  1  (A  0,00043f core )(2  h / ) = 0,86 ha 1.0 = 0,94 ha 1.5 ahol: = 1,00 ha 2.0 A = 0,130 (ahogy érkezett) = 1,04 ha 2.5 A = 0,144 (légszáraz) = 1,08 ha 3.0 A = 0,117 (48 h vízbe merített) 100/100 mm mag szilárdsága egyenlő a 150 mm kockaszilárdsággal y/2y mm mag szilárdsága egyenlő a 150/300 mm hengerszilárdsággal (ha 100 mm ≤ y ≤ 150 mm)

nincs megadva

EN megj:

Cw korrekciós tényező – magminta nedvességtartalma szerint

nincs megadva

= 1,00 (ahogy érkezett) nincs megadva = 0,96 (légszáraz) = 1,09 (48 h vízbe merített) EN megj.: víztelített magminta szilárdsága 10-15%-al kisebb, mint a szárazé Cr korrekciós tényező – magminta betonacél tartalma szerint

nincs megadva

= 1,00 ha nincs betonacél nincs megadva = 1,08 ha 1 betonacél metszi = 1,13 ha 2 betonacél metszi EN megj.: A magmintában betonacél nem lehet. Ha ez elkerülhetetlen, figyelembe kell venni, hogy ennek szilárdságcsökkentő hatása van. Cd korrekciós tényező – a magfúrás okozta károsodás figyelembe vételére

nincs megadva

= 1,06

csökkentett keresztmetszet (  5) 2  (mm2) A red  4 EN megj.: A magfúrás károsodást okozhat. A kifúrt mag természeténél fogva kisebb szilárdságú, mint a szabványos henger próbatest. Ct korrekciós tényező – magminta kora szerint

nincs megadva

nincs megadva

1 0,83  (log(t ))1 / 2 ahol t napokban megadva 

37/247



1

50 0,9

40 30 20 10

0,8

0,7 0,5

1

1,5

2

légszáraz

1

50 0,9

40 30 20 10

0,8

0,7 0,5

1

1,5

48 h vízbe merített

38/247

2


A beton nyomószilárdságának jellemző értéke (minősítés) EN európai szabványok: 5%-os alulmaradási érték (karakterisztikus érték) fck,is,cyl = kisebb

fm(n),is,cyl – k fis,lowest,cyl + 4

ahol: fck,is,cyl fm(n),is,cyl k fis,lowest,cyl

a helyettesítő hengerszilárdság karakterisztikus értéke a helyettesítő hengerszilárdság átlagértéke csökkentő tényező (magminták számának függvényében) a helyettesítő hengerszilárdság legkisebb egyedi értéke

ACI & ASTM amerikai szabványok: 10%-os alulmaradási érték (karakterisztikus érték) fck,is,cyl = fm(n),is,cyl – K·sis,cyl

ahol: fck,is,cyl fm(n),is,cyl K sis,cyl

a helyettesítő hengerszilárdság karakterisztikus értéke a helyettesítő hengerszilárdság átlagértéke csökkentő tényező (magminták számának és a megbízhatósági szintnek a függvényében) a helyettesítő hengerszilárdság szórása

MSZ Magyar Szabványok: 5%-os alulmaradási érték fck,is,cyl = fm(n),is,cyl – k·t·sis,cyl

ahol: fck,is,cyl fm(n),is,cyl k t sis,cyl

a helyettesítő hengerszilárdság karakterisztikus értéke a helyettesítő hengerszilárdság átlagértéke ferdeségi tényező (szilárdságfüggő érték) Student tényező (magminták számának és a megbízhatósági szintnek a függvényében) a helyettesítő hengerszilárdság szórása

A beton nyomószilárdságának előírt értéke (minősítés) EN európai szabványok:

fck,is,cyl ≥ 0,85×fck,nom

ACI & ASTM amerikai szabványok:

fck,is,cyl ≥ 0,85×fck,nom és fis,lowest,cyl ≥ 0,75×fck,nom

MSZ Magyar Szabványok:

1,15×fck,is,cyl ≥ fck,nom

39/247


Számpélda

Öt darab névleges 100/100 mm méretű kifúrt magmintánk van (beton kora: 220 nap). A levágott, lesimított magminták légszáraz állapotúak (tárolás 3 napig laborlevegőn). Kiindulási adatok:

Sorszám 1 2 3 4 5

Magasság (mm) 105,7 99,3 104,1 108,5 96,6

Átmérő (mm) 94,6 95,1 94,8 94,7 95,2

Tömeg (g) 1730 1790 1720 1830 1590

Betonacél nincs 1 db nincs 1 db nincs

Törőerő (kN) 350 320 375 330 385

Korrekciós tényezők: EN európai szabványok



C korrekciós tényező – magminta átmérője szerint

= 1,00

?

= 1,10


EN megj.: a magminták 150 mm-es kockaszilárdságot adnak

képletből számítva:  1  (A  0.00043f core )(2  h / ) 2 ahol A = 0,144

= 0,86

Cw korrekciós tényező – magminta nedvességtartalma szerint ?

= 0,96

?

Cr korrekciós tényező – magminta betonacél tartalma szerint ?

= 1,00 = 1,08

ha nincs betonacél ha 1 betonacél metszi

?

Cd korrekciós tényező – a magfúrás okozta károsodás figyelembe vételére ?

= 1,06

csökkentett keresztmetszettel számolva

Ct korrekciós tényező – magminta kora szerint ?

= 0,787

?

40/247


Minősítés EN európai szabványok szerint

Sorszám

Keresztmetszeti terület A0 (mm2)

1 2 3 4 5

7028 7103 7058 7043 7118

Magminta szilárdsága fcore (N/mm2) 49,8 45,0 53,1 46,8 54,1

Helyettesítő hengerszilárdság fc,is,cube (N/mm2) 49,8 45,0 53,1 46,8 54,1

fm(n),is,cube fis,lowest,cube

49,8 45,0

Az MSZ EN 13791 szabvány 2. táblázata szerint:

C C C C C

30/37 35/45 40/50 45/55 50/60

fm(n),is,cube – 7 fis,lowest,cube + 4

42,9 49,1

fck,is,cube

42,9

0,85×fck,nom,cube = 42,5 N/mm2

41/247


Minősítés ACI & ASTM amerikai szabványok szerint

Sorszám

1 2 3 4 5


C

Ch/

1,00

0,94 0,92 0,94 0,94 0,92

Cw

Cr

Cd

0,96

1,00 1,08 1,00 1,08 1,00

1,06

Helyettesítő hengerszilárdság fc,is,cyl (N/mm2) 47,6 45,9 50,7 48,5 50,9

fm(n),is,cyl sis,cyl

48,7 2,1

Az ACI 214 és ACI 228 szabványok szerint:

K = 3,407

fck,is,cyl fis,lowest,cyl C C C C C

30/37 35/45 40/50 45/55 50/60

0,85×fck,nom,cyl = 38,25 N/mm2 0,75×fck,nom,cyl = 33,75 N/mm2

42/247

41,4 45,9


Minősítés MSZ Magyar Szabványok szerint

Sorszám

1 2 3 4 5

Csökkentett keresztmetszeti terület Ared (mm2) 6305 6376 6333 6319 6390


C

1,10

Ch/

Helyettesítő hengerszilárdság fc,is,cyl (N/mm2)

0,86

fm(n),is,cyl sis,cyl

52,5 47,5 56,0 49,4 57,0 48,7 2,1

Az MSZ 4720 Magyar Szabvány szerint: n 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

t 2,28 2,11 1,97 1,92 1,88 1,85 1,82 1,79 1,78 1,77 1,76 1,75 1,74

n 16 17 18 19 20 25 30 40 70



t 1,73 1,725 1,72 1,715 1,71 1,70 1,69 1,68 1,65 1,645

t = 1,97

k  0,547  0,1027 f m ( n ),is ,cyl  1,29

fck,is,cyl 1,15×fck,is,cyl C C C C C

30/37 35/45 40/50 45/55 50/60

42,0 48,3

fck,nom,cyl = 45 N/mm2

Becsült nyomószilárdság 28 napos korban: fck,is,cyl(28d) = Ct·fck,is,cyl = 0,787·42,0 = 33,1 N/mm2 1,15×fck,is,cyl(28d) = 38,0 N/mm2 C35/45

43/247


5. Behatolási ellenállás mérésen alapuló módszerek (Dr. Borosnyói Adorján)

A behatolási ellenállás mérés elvét felhasználó módszerek különféle geometriai kialakítású, és különféle eljárásokkal a vizsgált betonba juttatott, acél anyagú szondák behatolási mélységének a meghatározásán alapulnak. Az így megkapható, keménység jellegű mennyiségek, szonda behatolási mélységek statisztikai módszerekkel kapcsolatba hozhatók a beton nyomószilárdságával. Szilárdságbecslés próbafúrással Az 1950-es években fejlesztette ki Simbi azt az ütvefúró szerszámot felhasználó eljárást, amely alapján a furatlyuk mélységét beton próbakockák nyomószilárdságával hozta összefüggésbe (Malhotra, 1976). A módszer a kis megbízhatósága miatt kevéssé terjedt el, különösen az európai gyakorlatban. Az 5.1 ábrán látható a furatlyuk mélység és a beton nyomószilárdság közötti összefüggés. A módszert napjainkban nem használják.

5.1 ábra. A Simbi fúrókalapács és a szilárdságbecslésre használható diagram

44/247


A fúrási munka valójában nagyon erősen függ a fúrási eljárás módjától; a fúró kialakításától, méretétől és alakjától, a fúró forgási sebességétől, stb.). A fúrási munka ennél fogva nem nevezhető közvetlenül anyagjellemzőnek. Ellentétben a duktilis anyagok, fémek fúrására kifejlesztett fúrókkal, amelyeknél a folyamatos forgácsolás a húzási repedések terjedésén keresztül valósul meg, a rideg, kőszerű anyagok (beton, kő, tégla) fúrására kifejlesztett fúrók elsősorban nagy nyomófeszültséget keltenek a fúró alatt, a szerszám előrehaladása közben. A furat mélyítése az által valósul meg, hogy az anyag a fúró alatt elporlik (képlékeny morzsolódás), és a húzási repedések a furat környezetében lévő alapanyagban terjednek. Ezek a repedések teszik lehetővé, hogy a fúrószerszám előrerágódása közben nagyobb anyagdarabkák is kitöredezzenek (rideg forgácsolás). Az említett két mechanizmus közül az alapanyag elporlása, képlékeny morzsolódása során lényegesen nagyobb energia nyelődik el (disszipálódik), mint a húzási repedések terjedésével megvalósuló rideg forgácsolás közben. Tűz hatására károsodott betonszerkezetek vizsgálatához fejlesztett ki próbafúrásos eljárást Felicetti (2006). Eljárásával azt lehet meghatározni, hogy a magas hőmérséklet hatására milyen mélységig történt káros elváltozása beton anyagban. A tűz hatására károsodott beton esetén több centiméter vastag anyagot érinthet a magas hőmérséklet, ezzel a kialakítandó furat mélysége esetenként több centiméter is lehet. Fúrás közben célszerű elkerülni a fúró túlzott mértékű fölmelegedését, illetve kopását, amely a beton képlékeny morzsolódása során kialakulna, és rideg forgácsolási mechanizmus kialakulását célszerű elősegíteni a megfelelő kialakítású fúró alkalmazásával. Így a fúrási energia az anyag épségének, károsodása mértékének jó indikátora lehet, különös tekintettel arra, hogy a vizsgálat közben mindig elérhető a referenciaként szolgáló, károsodást nem szenvedett anyag, így annak fúrási ellenállása megadja az összehasonlítás alapját. Értelem szerűen a módszer nem alkalmas a károsodás mértékének a meghatározására, azonban a károsodási zóna kiterjedése viszonylag pontosan kijelölhető. Az 5.2 ábrán mutatjuk be a Felicetti által kifejlesztett fúrókalapácsot, illetve az 5.3 ábrán láthatunk jellegzetes eredményeket a relatív fúrási energia (DRT/DR20) és a fúrási mélység között normál testsűrűségű betonra és könnyűbetonra vonatkozóan. Látható, hogy az eljárással egyértelműen kijelölhető az a beton réteg, amely a magas hőmérséklet hatására átalakult. A vizsgálatok során a betonok tűzteher során fölvett szilárdságvesztési tendenciái is ismertek voltak, így azok segítségével kvalitatív megállapítások is tehetők. Valós vizsgálatok esetén ez utóbbi nem áll rendelkezésre, így a módszer csak kvantitatív megállapítások megfogalmazására alkalmas.

5.2 ábra. Felicetti fúrókalapácsa

45/247


5.3 ábra. Összefüggések a beton hőmérséklete, maradó nyomószilárdsága és relatív fúrási ellenállása között (Felicetti, 2006)

Windsor-féle szonda behatolási vizsgálat 1964 és 1966 között fejlesztették ki az Amerikai Egyesült Államokban a Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készüléket betonok félig roncsolásos szilárdságbecslésének, illetve helyszíni minőségegyenletességének vizsgálata céljára. Az 1970-es és 1980-as években számos összehasonlító elemzést végeztek és publikáltak mind Észak-Amerikában, mind világszerte, amelyben a Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék alkalmasságát mutatták be különböző típusú betonokra (normál testsűrűségű és könnyűbetonok) és különböző szerkezeti típusokra (hídelemek, vasbeton csövek, betonutak, stb.) illetve hatásokra (pl. tűz hatása). Alapelvek A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készüléket a kifejlesztőinek célja szerint azért lehet a beton szilárdságbecslésére felhasználni, mert a szondabehatolás és a nyomószilárdság között összefüggés áll fenn. Ilyen kapcsolat azonban precíz módon nem állítható fel, a vizsgálati eredmény inkább felületi keménységi mérőszámként fogható fel. A szonda behatolása közben a szonda közvetlen környezetében lévő beton nyeli el a mozgási energiát az anyag morzsolódásával és a szonda felületén ébredő súrlódással. Így feltételezhető, hogy

46/247


felállíthatók empirikus összefüggések a szondabehatolás mélysége és a vizsgált beton nyomószilárdsága között. Ezek bizonyos megszorításokkal alkalmazhatók szilárdságbecslésre. Az elmúlt évtizedekben számos ilyen összefüggést publikáltak a szakirodalomban. Az eszköz A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék egy lőporos gyorsítást megvalósító eszköz, nagyon hasonlatos egy lőfegyverhez. A vizsgálathoz szükség van az eszközön kívül a nagy szilárdságú acél szondára, a lőport tartalmazó patronra és a szonda hosszának mérésére szolgáló mérőeszközre (5.4 ábra). Az acél szonda két méretben, 6,3 mm és 7,9 mm átmérővel kapható, normál testsűrűségű, illetve könnyűbetonokhoz történő alkalmazásra. A szonda hossza 79,4 mm (5.5 ábra). A szonda hátsó része menetes szár, amely a kilövő készülékbe való csatlakozást segíti elő. A lőporpatron olyan mennyiségű lőport tartalmaz, amellyel a Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék elsütésekor a szonda 79,5 mkg energiával lesz felgyorsítva. A behatolási energia így minden elsütéskor állandó.

5.4 ábra. Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék

5.5 ábra. Windsor-féle szonda Vizsgálati módszer A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék használata viszonylag egyszerű és a készülék gyártója részletes leírást mellékel a készülékhez. A vizsgált betonfelületnek lesimított, vagy zsaluzott felületnek kell lennie. Egyenetlen betonfelületeket a vizsgálat előtt simára kell csiszolni. A nagy szilárdságú acél szondákat az eszköz segítségével, azt a

47/247


betonfelülethez illesztve, a betonfelületbe lőjük. Egy mérési helyen három szondát kell a betonfelületbe lőni, célszerűen egy 178 mm oldalhosszúságú, egyenlő oldalú háromszög csúcsaihoz illesztve. A szondák betonfelületből kinn maradó hosszait le kell mérni. A három hossz átlaga szolgáltatja a mérési eredményt az adott mérési pontra vonatkozóan. A Windsorféle szonda behatolás vizsgáló készülék gyártója forgalmaz olyan eszközt is, amely a 178 mm oldalhosszúságú, egyenlő oldalú háromszög csúcsaihoz illesztett szondák hosszait automatikusan méri és átlagolja. Korábban erre háromszög alakú acéllemezpárt használtak, amelyek úgy működtek, hogy az egyik lemezt, a szondákat azon átfűzve, a betonfelületre kellett helyezni, majd a másik lemezt a szondák végeihez kellett illeszteni, és az így mechanikusan képződő átlagos szonda hosszat a felső lemez közepén lévő lyukon keresztül történő hosszméréssel lehetett meghatározni. A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék használható íves felületű betonszerkezeten is, ekkor azonban a szonda hosszakat egyenként leolvasva lehet az átlagot képezni. A szilárdságbecslés lehetősége A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülék gyártója táblázatos formában ad meg összefüggéseket a szondahossz és a beton nyomószilárdsága között normál testsűrűségű és könnyűbetonokra vonatkozóan, az alkalmazott adalékanyagok Mohs-féle keménységének függvényében. Számos kutató találta úgy, hogy ezek az adatok esetenként alulbecsülik, más esetekben túlbecsülik a valóságos nyomószilárdságot. Éppen ezért a felhasználónak mindig célszerű saját kalibrálás céljára próbatesteket készítenie a szerkezet betonozásával egy időben. Attól eltekintve, hogy maga a vizsgálati eljárás szabványosítva van az Amerikai Egyesült Államokban, a szilárdságbecslő görbe felállításának eljárására nem találunk javaslatot. Egy célszerű gyakorlati módszert a következőkben írunk le.

1. A vizsgálatot végzőnek ugyanabból a cementből és adalékanyagból, ugyanabból a betonkeverékből kell elkészítenie a próbatesteket, mint amelyből a szerkezet készül, és ugyanazt a tömörítési eljárást kell alkalmaznia. Nyomószilárdság vizsgálathoz 150×300 mm szabványos henger, vagy 150 mm szabványos kocka próbatesteket kell készíteni 600×600×200 mm élhosszúságú lemezek készítésével egy időben. A nyomószilárdság vizsgálatára készített próbatesteket a vonatkozó szabványok előírásának megfelelő módon kell utókezelni, míg a lemezeket oly módon kell utókezelni, amilyen módon a szerkezet betonjának utókezelését megvalósítják. 2. A nyomószilárdság vizsgálatokat a vonatkozó szabvány szerint kell elvégezni. 3. A lemezekbe annyiszor 3 szondát kell lőni egymástól illetve a lemezek éleitől legalább 150 mm távolságban elhelyezve, ahány nyomószilárdság vizsgálati próbatest készült. A szondahosszakat hármasával átlagolni kell. Amennyiben a 3-3 szondahossz közül egy alkalmatlan az átlagképzésre, akkor ahelyett új szondát kell a lemez felületébe lőni. Biztosítani kell, hogy mindhárom adat az átlagképzésre alkalmas legyen. 4. A nyomószilárdság és átlagolt szondahossz értékpárokat diagramon ábrázolva megrajzolható a szerkezet betonjára vonatkozó szilárdságbecslő összefüggés. Példákat mutatunk be az 5.6 ábrán. Az ábrázolás történhet a szonda behatolás függvényében, vagy a szonda be nem hatoló hosszának a függvényében.

48/247


5.6 ábra. Nyomószilárdság becslés Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat alapján

A beton tönkremeneteli mechanizmusa A Windsor-féle szonda behatolás során kialakuló tönkremeneteli folyamatokra vonatkozóan nincs részletes elméleti elemzés. Ilyen elemzés elvégzése valójában nagyon összetett munka lenne egy részről a szondabehatolás során figyelembe veendő dinamikus, lökésszerű terhelés, másrészt a beton heterogén belső szerkezete miatt. Az elemzés során a szonda mozgási energiájának elnyelődését kellene meghatározni, amely nagyobb részben a betonban keletkező mikrorepedések, illetve morzsolódás következtében, és kisebb részben a szonda palástfelületén ébredő súrlódással nyelődik el. A szonda behatolása közben a betonban egy kúpszerű térfogatrészben keletkeznek mikrorepedések, amelyek esetleg a betonfelületig terjednek (5.7 ábra). A beton belseje felé a repedésterjedést akadályozza az ott lévő, mechanikai terhet nem kapó többi betonrész. Azt feltételezik, hogy a Windsor-féle szonda behatolás során a beton lokális összenyomhatóságára vonatkozóan kapunk mérőszámot, amely a szonda közvetlen környezetében lévő beton alakváltozásaiban valósul meg. Azt is

49/247


feltételezik, hogy az adalékanyag szemcsék eltörésére fordítódó energia csak kis részét képezi az elnyelt energiának. Mindezeket a feltételezéseket azonban sohasem sikerült igazolni. Az viszont cáfolhatatlan tény, hogy a Windsor-féle szonda behatolás összefüggésbe hozható a vizsgált beton felszín közeli szilárdsági jellemzőivel, így empirikus, tapasztalati alapon szilárdságbecslésre alkalmas összefüggések állíthatók fel. A Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló készülékkel folytatott több évtizedes gyakorlat ezt igazolta.

5.7 ábra. Windsor-féle szonda behatolása betonba

5.8 ábra. Adalékanyag hatása a szilárdságra Összefüggés a szondabehatolás és a nyomószilárdság között Ahhoz, hogy valóban használható legyen a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat szilárdságbecslés céljára, a nyomószilárdság és a szondabehatolás kapcsolatát elégséges megbízhatósággal elő kell tudni állítani, például az előző részben leírt eljárás alapján. Az egyik legerősebb befolyásoló tényező, amely ezt a kapcsolatot meghatározza, az adalékanyag keménysége. Ez az a tulajdonság, amely alapján a Windsor-féle szonda behatolás vizsgáló

50/247


készülék gyártója is szétválasztja az értékelés során az anyagokat az eszközhöz mellékelt kiértékelő táblázatokban. Amint arra korábban is utaltunk, ez az egy paraméter még nem határozza meg biztonsággal a nyomószilárdság és a szondabehatolás kapcsolatát. Sajnos azonban a szakirodalom nem tárgyalja részletesen, hogy mely betontechnológiai jellemző hogyan befolyásolja a nyomószilárdság és a szondabehatolás kapcsolatát. Általánosan csak abban van egyetértés, hogy legerőteljesebben az adalékanyag nagyobb frakciói gyakorolnak erre hatást. Az adalékanyag szemcsék keménységén kívül a kőzet fajtája és a szemcseméret a két legfontosabb befolyásoló tényező. Ezeknek a hatását figyelhetjük meg az 5.8 ábrán, amely több kutató, többféle adalékanyaggal végzett vizsgálati eredményét mutatja közös diagramon. Az eredményekből is látható, hogy a betonösszetétel, a beton nedvességtartalma, a beton utókezelése, a betonfelület minősége nagy valószínűséggel befolyásolta a bemutatott korrelációkat valamilyen mértékben, és akár magyarázatként is szolgálhat egyes megfigyelhető különbségekre. Az is feltételezhető, hogy a nyomószilárdság és a szondabehatolás kapcsolatára jelentős befolyásoló hatást gyakorol a beton karbonátosodása, illetve a beton kora. Mivel a beton karbonátosodása egy nagyon öreg beton esetén akár centiméteres vastagságú rétegben is létrejöhet, ezzel a betonfelület közelében nagy vastagságban megváltoznak a beton fizikai jellemzői. Ennek lehet hatása akár a Windsor-féle szonda behatolásra is. Megfigyelték, hogy a beton kora némely esetben nagyon erősen befolyásolta a szilárdságbecslés megbízhatóságát a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat alapján. Nagyon öreg betonok esetén a becsült nyomószilárdság lényegesen meghaladta a szerkezetből kifúrt magokkal meghatározható tényleges nyomószilárdságot. Valószínűsíthető, hogy ennek oka az adalékanyag szemcsék és a cementkő határfelületén lévő mikrorepedések jelenléte, amely a kifúrt próbatestek nyomószilárdságát jelentősen befolyásolta, azonban a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat eredményére nem gyakorolt hasonlóan erős hatást. Hasonlóképpen megfigyeltek összefüggést a vizsgált szerkezet terhelési története és a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálattal történő szilárdságbecslés megbízhatósága között. Ebben az esetben is a terhelés következtében, a szerkezetben jelen lévő mikrorepedések fent leírt hatása az a feltételezhető ok, amely a megfigyeléseket magyarázhatja. A szakirodalmi adatokat összefoglalóan értékelve megállapítható, hogy a megbízható nyomószilárdság becslés szükségessé teszi, hogy a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat eredményét a szerkezetből kifúrt magminták segítségével, vagy a korábban bemutatott módszerrel kalibráljuk minden esetben. Így minden befolyásoló tényező hatását meg tudjuk figyelni, és esetleg a korrelációs görbe kialakításánál figyelembe tudjuk venni. A roncsolásmentesség mértéke A Windsor-féle szonda behatolás vizsgálatra általában, mint roncsolásmentes vizsgálatra hivatkoznak, de ez nem teljesen igaz. A szonda maga mintegy 7-8 mm átmérőjű acéltest beékelődését jelent a behatolás mélységében. A szonda környezetében, egy kúp alakú térfogatrészben mikrorepedések alakulnak ki, különösen idősebb beton szerkezetekben. Indokoltabb, ha a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálatot félig roncsolásos vizsgálatnak tekintjük. A relatíve kismértékű károsodás ugyan semmilyen hatást nem gyakorol a betonszerkezet viselkedésére, és esztétikai problémát sem okoz abban az esetben, ha a szerkezet eltakarásra kerül, viszont el nem takart betonfelületek esetén a szonda eltávolítását követően a felületen javítást kell végezni. Ettől eltekintve a vasbeton szerkezet teherbírását a vizsgálat nem befolyásolja. Kizsaluzhatóság vizsgálata Windsor-féle szonda behatolás vizsgálattal A roncsolásmentes és félig roncsolásos vizsgálatok nagy jelentőségűek a szerkezeti beton korai szilárdságának becslésénél, különösen a kizsaluzhatóság vizsgálata során. Az 1970-es

51/247


Nyomószilárdság, MPa

években Észak-Amerikában a Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat volt a legelterjedtebb erre a célra. Az 5.9 ábrán szakirodalmi adatok alapján mutatunk be egy jellegzetes eredményt 1, 2 és 3 napos korú betonokon végzett vizsgálatokról. A Windsor-féle szonda behatolás és a szerkezetből kifúrt magminták nyomószilárdsága közötti kapcsolat az adott betonösszetétel esetén (cement 250 kg/m3; frissbeton testsűrűsége 2345 kg/m3) szorosnak bizonyult. 25 20 15 2

10

R = 0,9937

5 15

20

25

30

35

Windsor-féle szonda be nem hatoló hossza, mm

5.9 ábra. Korai szilárdság becslése Windsor-féle szonda behatolással

A Windsor-féle szonda behatolás vizsgálat előnyei és hátrányai A vizsgálat egyszerű, könnyen végrehajtható, és az eszköz időnkénti tisztításán kívül karbantartást nem igényel. Az eszköz több beépített biztonsági kiegészítőt tartalmaz, ami lehetetlenné teszi a szonda véletlen kilövését. A helyszíni alkalmazás során a szerkezetnek elegendő egy felületéhez hozzáférni vizsgálat során, és a műveletnek nincsen nagy helyigénye. Hátrányként említhető, hogy a készülék és a nagy szilárdságú acél szondák relatíve költségesek. Vizsgálat során a betonszerkezet széleitől legalább 200 mm távolságban kell lennie a vizsgálati helyeknek, és a megvizsgálandó szerkezet vastagsága legalább háromszorosa kell legyen a várható szondabehatolásnak. A betonacéloktól legalább 100 mmre kell lennie a vizsgálati helyeknek. Az eszköz által kifejtett energia következtében kb. 40 N/mm2 a betonok megvizsgálható nyomószilárdságának felső határa. Ezen kívül az előbb említett esetleges felületi javítás is szükséges lehet. Hivatkozások Arizona Aggregate Association, Report on Windsor Probe, Available from Portland Cement Association, Phoenix, AZ, 1969. Arni, H.T., Impact and penetration tests of portland cement concrete, Highway Res. Rec., 378, 55, 1972. Arni, H.T., Impact and Penetration Tests of Portland Cement Concrete, Federal Highway Administration Rep. No. FHWA-RD-73-5, 1973. Bartos, M.J., Testing concrete in place, Civil Engineering, Am. Soc. Civ. Engrs., 1979, 66. Bowers, D.G.G., “Assessment of Various Methods of Test for Concrete Strength,” Connecticut Department of Transportation/Federal Highway Administration, December 1978 (available through National Technical Information Service, NTIS No. PB 296317, Springfield, VA).

52/247


Bungey, J.H., The Testing of Concrete in Structures, Chapman and Hall, New York, 1982. Cantor, T.R., Status Report on the Windsor Probe Test System, presented to Highway Research Board Committee A2-03, Mechanical Properties of Concrete, 1970 Annual Meeting, Washington, D.C., January 1970. Carette, G.G. and Malhotra, V.M., In-Situ Tests: Variability and Strength Prediction of Concrete at Early Ages, Malhotra, V.M., Ed., American Concrete Institute, Spec. Publ. SP82, 1984, 111. Clifton, J.R., Non-Destructive Tests to Determine Concrete Strength—A Status Report, NBSIR 75-729, National Bureau of Standards, Washington, D.C. Freedman, S., Field testing of concrete strength, Modern Concr., 14(2), 31, 1969. Gaynor, R.D., In-Place Strength of Concrete—A Comparison of Two Test Systems, presented at 39th Annual Convention of the National Ready Mixed Concrete Association (New York, January 28, 1969). Published with NRMCA Tech. Information Letter No. 272, November 4, 1969. Jenkins, R.S., Non-destructive testing — an evaluation tool, Concr. Int., ACI, 1985, 22. Keeton, J.R. and Hernandez, V., Calibration of Windsor Probe Test System for Evaluation of Concrete in Naval Structures, Technical Note N-1233, Naval Civil Engineering Laboratory, Port Hueneme, CA, 1972. Keiller, A.P., A Preliminary Investigation of Test Methods for the Assessment of Strength of In-Situ Concrete, Tech. Rep. No. 551, Cement and Concrete Association, Wexham Springs, September 1982. Keiller, A.P., Assessing the strength of in-situ concrete, Concr. Int., ACI, February 1985, 15. Klotz, R.C., Field investigation of concrete quality using the Windsor probe test system, Highway Res. Rec., 378, 50, 1972. Kopf, R.J., Cooper, C.G., and Williams, F.W., In-Situ Strength Evaluation of Concrete Case Histories and Laboratory Investigations, Concr. Int. Design and Construction, ACI, March 1981, 66. Kopf, R.J., Powder Actuated Fastening Tools for Use in the Concrete Industry, Mechanical Fasteners for Concrete, SP-22, American Concrete Institute, Detroit, 1969, 55. Law, S.M. and Burt, W.T., III, Concrete Probe Strength Study, Research Report No. 44, Research Project No. 68-2C(B), Louisiana HPR (7), Louisiana Department of Highways, December 1969. Lee, S.L., Tam, C.T., Paramasivam, P., Ong, K.C.G., Swaddiwudhipong, S., and Tan, K.H., Structural Assessment in In-Situ Testing and Interpretation of Concrete Strength, Department of Civil Engineering, National University of Singapore, July 1988. Malhotra, V.M., Evaluation of the Windsor Probe Test for Estimating Compressive Strength of Concrete, RILEM Materials and Structures, Paris, 7:37:3-15, 1974. Malhotra, V.M., Testing Hardened Concrete: Non-destructive Methods, American Concrete Institute Monogr. No. 9, Iowa University Press/American Concrete Institute, Detroit, MI, 1976, 188. Nasser, K.W. and Al-Manaseer, A., Comparison of non-destructive testers of hardened concrete, ACI J., 84(5), 374, 1987. Nasser, K.W. and Al-Manaseer, A., New non-destructive test for removal of concrete forms, Concr. Int. ACI, 9(1), 41, 1987. Strong, H., In-Place Testing of Hardened Concrete with the Use of the Windsor Probe, New Idaho Test Method T-128-79, Division of Highways, State of Idaho, 1979, 1. Swamy, R.N. and Al-Hamed, A.H.M.S., Evaluation of the Windsor Probe Test to Assess InSitu Concrete Strength, Proc. Inst. Civ. Eng., Part 2, June 1984, 167. Voellmy, A., Examination of Concrete by Measurements of Superficial Hardness, Proc. Int. Symp. on Nondestructive Testing of Materials and Structures, RILEM Paris, 2, 323, 1954.

53/247


6. A beton felületi keménységmérése (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Szilágyi Katalin)

A beton roncsolásmentes szilárdságvizsgálata több mint 70 éves múltra tekint vissza (Carino, 1994). A vizsgálati módszerekről és vizsgáló eszközökről a hazai és a nemzetközi szakirodalom is részletes áttekintést nyújt: folyóiratcikkek, konferencia kiadványok, tanulmányok és szakkönyvek segítik a téma iránt érdeklődő olvasót a tájékozódásban. Az átfogó jellegű művek közül, a teljesség igénye nélkül megemlítjük Balázs, Tóth (1997), Borján (1981), Bungey, Millard, Grantham (2006), Diem (1985), Malhotra (1976), Malhotra, Carino (2004) és Skramtajew, Leshchinsky (1964) könyveit. A beton felületi keménységmérésének története A felületi keménység az anyag ellenálló képessége idegen test behatolásával szemben. A felületi keménységet ennél pontosabban nem fogalmazza meg az anyagvizsgálat, ennél fogva a vizsgálati módszerek sokrétűek. A felületi keménység mérése már jóval a szisztematikus anyagvizsgálat előtt megjelent a műszaki tudományokban. Réaumur volt az első, aki az anyagok szilárdságbecslésének céljára mind a karcolási keménység, mind a szúrókeménység fogalmát megalkotta, és lefektette a vizsgálatok alapelveit (Réaumur, 1722). Kvist 1768-ban már nyolc ásvány használatával javasolt egyfajta karcolási keménység skálát (Szymanski, 1989). A karcolási keménység meghatározásának (az ásványtanban napjainkban is) egyik legelterjedtebb módja a Mohs-féle ásványi alapskála használata, amely a keménységmérésnek már egy kellően érzékeny változata (Mohs, 1812). Ennek alapján egy anyag keménységét a skála azon két ásványának keménysége közé kell felvenni, amelyek egyikével az adott anyag karcolható, a másikat pedig maga karcolja. A Mohs-féle skála tíz ásványa (a növekvő karcolási keménység sorrendjében megadva) a következő: 1. talk, 2. gipsz, 3. kalcit, 4. fluorit, 5. apatit, 6. földpát, 7. kvarc, 8. topáz, 9. korund, 10. gyémánt. Az építőipari anyagvizsgálatban felületi keménységet mérni elsősorban két elv alapján szokásos: vagy a rugalmas visszapattanás elvén (dinamikus módszer), vagy pedig a képlékeny benyomódás mértékének vizsgálatával (szúró keménységmérés, statikus módszer). A kialakult eljárások többnyire jól használhatók, de a keménységi mérőszámok közötti kapcsolat, átszámítás sok esteben nem adható meg. A felületi keménységmérés elsődleges célja a szilárdságbecslés. Különböző építőanyagokra más-más alapelv alapján működő, eltérő kialakítású eszközöket használ a gyakorlat. Fémek keménységmérésére mind a rugalmas visszapattanás, mind a képlékeny benyomódás vizsgálatán alapuló eszközök közismertek; de leggyakoribb a szúró keménységmérő eszközök használata (Palotás, 1979a; Varga, Tóth, Pluvinage, 1999). Műanyagok, gumi és fa keménységmérésére elsősorban képlékeny benyomódást vizsgáló eszközöket használunk (Palotás, 1979b; Palotás, Balázs, 1980). Kőszerű anyagok (kő, tégla, beton) keménységmérésére napjainkban szinte kizárólag a rugalmas visszapattanás elvén működő Schmidt-kalapácsokat használjuk. Történetüket tekintve, a beton felületi keménységmérésének az első képviselői nem a jelenleg ismert kialakítású, a rugalmas visszapattanást vizsgáló Schmidt-kalapácsok voltak, hanem elsősorban felületi benyomódást, illetve a betonba való behatolást vizsgáló, mára már javarészt elfeledett egyéb eszközök (azt is megemlítjük, hogy fémek vizsgálatára is történetileg korábban készítettek laboratóriumi szúró keménységmérő eszközöket, mint visszapattanást vizsgáló eszközöket, pl. Hertz, 1881; Brinell, 1901). A Brinell-féle keménységvizsgálat betonra adaptálásának terén legkorábban a múlt század 20as és 30-as éveiben az Egyesült Államokban (Crepps és Mills) és Olaszországban (Sestini és Vandone) végeztek vizsgálatokat (Vandone, 1933; Sestini, 1934). Beton felületi keménységének mérésére szolgáló hordozható készüléket Németországban mutattak be először (Gaede, 1934). A beton roncsolásmentes vizsgálatát összegző, úttörő

54/247


cikkében Skramtajew (1938) már tizennégy különböző roncsolásmentes és félig roncsolásos betonvizsgálati módszert ismertet, ám ezek között a rugalmas visszapattanást vizsgáló eszközök még nem jelennek meg: a módszerek kiszakító vizsgálatokat, benyomódás vizsgálatokat és lőfegyver általi lövedék behatolás-vizsgálatokat fednek le. A következőkben röviden bemutatunk három technikatörténeti érdekességnek számító kézi eszközt: a Frank-féle rugóskalapácsot, a Williams-féle vizsgálópisztolyt és az Einbeck-féle ingás kalapácsot (Jones, 1962; Malhotra, 1976; Malhotra, Carino, 2004). Működési elvük alapján leginkább ezeket tekinthetjük a Schmidt-kalapácsok elődeinek.

b)

a)

c)

6.1 ábra. Beton felületi keménységének egykori vizsgáló eszközei a) a Frank-féle rugóskalapács (Gaede, 1952) b) a Williams-féle rugóskalapács (Skramtajew, 1938) c) az Einbeck-féle ingás kalapács (Malhotra, 1976)

A Frank-féle rugóskalapács volt az első hordozható eszköz, amellyel a beton felületi keménységét vizsgálták (Gaede, 1934). Belső szerkezete nagyban hasonlított a későbbi rugós Schmidt-kalapácsokhoz (6.1a ábra): egy megfeszített rugó segítségével fejtettek ki ütést a beton felületére. Különböző szilárdságú betonok vizsgálatához az eszköz ütőszondájának végén az acélgolyó különböző átmérőkre volt cserélhető, és az ütési energia szabályozható volt 1,25 Nm és 5,0 Nm között annak érdekében, hogy a kialakuló golyónyom átmérője a vizsgáló acélgolyó átmérőjének 0,3-0,7-szerese közé essék. A beton nyomószilárdsága és a golyónyom átmérője, illetve mélysége között függvénykapcsolatokat adtak meg (Gaede, 1952). 1936-ban, Williams, J. F. a The Structural Engineer (London) folyóiratban ismertette a vizsgáló eszközét (6.1b ábra), amelyet beton helyszíni keménységmérésére fejlesztett ki. Az

55/247


eszköz pisztoly alakú, 0,9 kg tömegű kézi készülék volt, amely szintén megfeszített rugó segítségével golyó benyomódást hozott létre sima betonfelületeken. Az eszköz viszonylag kis energiát fejtett ki: 7 N/mm2 körüli nyomószilárdságú betonban a golyó benyomódásának mélysége 1,5 mm körüli volt. Williams 200 vizsgálati eredményre alapozva összefüggést adott meg a beton nyomószilárdsága és a gömbsüveg alakú golyónyom felületének reciproka között. Az Einbeck-féle ingás kalapács vonalas rajzát a 6.1c ábrán mutatjuk be. Kialakítása a későbbi ingás Schmidt-kalapácsokéhoz hasonló. A kizárólag függőleges felületek vizsgálatára használt eszköz ejtőingájának végéhez rögzített 2,26 kg tömegű kalapácsfej mérte az ütést a betonfelületre. A kialakuló gömbsüveg alakú golyónyom átmérője és mélysége között adtak meg függvénykapcsolatokat (Gaede, 1952). Az eszközt a teljes (180°) és fél (90°) ütés közötti tetszőleges szögben indítva is használták. Egyéb kézi készülékekről (Cristofoli-féle ejtőorsó, Kaskarov-kalapács, Nagan-revolver, Poldi-Waitzmann kalapács, Poliakoff-puska, Zorn-kalapács stb.) és laboratóriumi módszerekről az érdeklődő olvasó a hazai szakirodalom alapján is tájékozódhat (Borján, 1981; Palotás, Balázs, 1980). A külföldi szakirodalmi források közül kiemeljük Skramtajew, Leshchinsky (1964) könyvét, amely jól példázza az egykori szovjet mérnökök átfogó ismereteit és innovációs készségét: a kötetben tizenötnél több, a beton felületi keménységét vizsgáló készülék leírását találjuk, amelyek nagy része szovjet találmány, illetve fejlesztés volt. A Schmidt-kalapács A beton felületi keménységmérésének napjainkban legelterjedtebb eszköze a Schmidtkalapács. A vizsgálat elve, hogy a készülékben lévő rugó egy ütőtömeget mozgásba lendít, amely egy, a felületre merőleges ütőszondán keresztül, adott energiával megüti a vizsgált felületet, és az ütés után az ütőtömeg visszapattanásának mértékét a készülék rögzíti. A visszapattanási érték (R) dimenzió nélküli szám: a mozgó tömeg ütés közben megtett útjának (x0) és a visszapattanást követően megtett útjának (xr) aránya százalékban kifejezve (R = xr/x0·100). Ez egyben a felületi keménység mérőszáma. Azáltal, hogy az anyagok felületi keménysége és szilárdsága között empirikus összefüggés tételezhető föl, a rugalmas visszapattanás elvén működő eszköz segítségével a beton nyomószilárdsága becsülhető. A következőkben a szakirodalom, illetve az eredeti Schmidt-kalapácsok gyártója, a svájci Proceq SA cég tájékoztatói és személyes adatszolgáltatása alapján röviden bemutatjuk a Schmidt-kalapácsos roncsolásmentes vizsgálat jellegzetességeit. Betonok vizsgálatára az eszközt Ernst Schmidt svájci mérnök, feltaláló alakította ki 1948-ban, majd szabadalmaztatta 1950-ben (Schmidt, 1950). E vizsgáló eszköz első generációjának képét a 6.2a és 6.3a ábra mutatja. Az eszköz eredetileg két, párhuzamosan futó munkarugót tartalmazott; használata gyakorlatot és figyelmet igényelt, ráadásul minden mérés előtt nullázni kellett az eszköz csúszkás kijelzőjét. 1952-ben áttértek az egyszerűbben használható, egy munkarugós felépítésre (6.2b és 6.3b ábra). Ezzel az eszköz használata lényegesen egyszerűbbé vált, de a visszapattanási értékek 20%-kal kisebbek lettek, mint a régi modellnél (Greene, 1954; Anderson et al, 1955). A Proceq SA 1954-es megalapítása óta gyakorlatilag változatlan mechanikával készíti vizsgáló eszközeit, így igen bőséges gyakorlati tapasztalat áll rendelkezésünkre a Schmidt-kalapácsról, amelyből több százezer darab van forgalomban világszerte. A Schmidt-kalapácsok közül normál (közönséges) betonok vizsgálatára általában az N-típusú kalapácsot használjuk. Ezt 10-70 N/mm2 nyomószilárdságú betonok vizsgálatára javasolják. Ütési energiája 2,207 Nm. Az N-típusú Schmidt-kalapácsot a 6.4a ábrán láthatjuk használat közben.

56/247


a)

b)

6.2 ábra. A Schmidt-kalapács egykori kialakítása a) a két munkarugós modell, 1950-ből (Schmidt, 1950) b) az egy munkarugós modell, 1952-ből (Jones, 1962)

munkarugópár a)

munkarugó

b)

6.3 ábra. A Schmidt-kalapács belső szerkezete a) a két munkarugós modell, 1950-ből (Schmidt, 1950) b) a napjainkban használt egy munkarugós modell (Bungey et al, 2006)

A teljesség kedvéért megemlítjük azon Schmidt-kalapácsokat is, amelyeket különleges feladatok során alkalmazhatunk, azonban részletes ismertetésükre nem térünk ki. Az N-típusú Schmidt-kalapáccsal azonos célra és azonos módon használhatjuk az NR-típusú Schmidtkalapácsot, amely papíron rögzíti a visszapattanási értékeket. Szintén az N-típusú Schmidtkalapáccsal azonos célra és azonos módon használhatjuk a DIGI-Schmidt kalapácsot, amely digitálisan rögzíti a visszapattanási értékeket. Vékony falú (<100 mm), vagy kis méretű, normál beton, vagy kő szerkezeti elemek vizsgálatára szolgál az L-típusú Schmidt-kalapács, amelynek ütési energiája egyharmada az N-típusú Schmidt-kalapácsénak (0,735 Nm). Égetett

57/247


kerámia szerkezeti elemek vizsgálatára használható az LB-típusú Schmidt-kalapács, amelynek ütési energiája megegyezik az L-típusú Schmidt-kalapácséval, de ütőszondájának felülete attól eltérő kialakítású. Az M-típusú Schmidt-kalapács méretében és ütési energiájában (29,43 Nm) jóval meghaladja a kisebb méretű Schmidt-kalapácsokat, de belső felépítése megegyezik azokéval; elsősorban nagy szilárdságú útbetonokhoz, térbetonokhoz használjuk (6.4b ábra). Ingás kialakítású Schmidt-kalapácsot is gyártottak egészen 2007-ig: ez a P-típusú Schmidtkalapács. Elsősorban kis nyomószilárdságú anyagok vizsgálatához (kőzetek, kerámiák, habarcs, könnyűbeton, normál beton korai szilárdsága stb.) volt használható, ütési energiája 0,883 Nm, ingájának ütőfelületét megnövelték (6.4c ábra). a)

b)

c)

6 4ábra. A napjainkban használt Schmidt-kalapácsok a) az N-típusú modell b) az M-típusú modell c) a P-típusú modell

A Schmidt-kalapácsok saját kalibrálású vizsgálóeszközök, ezért a használónak rendelkeznie kell szabványos kalibráló üllővel (MSZ EN 12504-2:2001), amelyen minden mérést megelőzően és követően, de legritkábban 1000 ütésenként ellenőriznie kell, hogy a műszer mechanikus alkatrészei rendeltetésszerűen működnek-e, azaz a műszer alkalmas-e a vizsgálatra (előírt visszapattanási érték az üllőn N-típusú Schmidt-kalapács esetén 80±2). A szabványos kalibráló üllőtől eltérő fémfelületre való ütés az ütőszeg íves ütőfelületét károsíthatja, és ezért tilos (Proceq, 2004).

58/247


A gyári gépkönyvek javaslatai szerint a Schmidt-kalapácsok biztonsággal használhatók, ha a környező levegő hőmérséklete –10°C és +60°C között van. Az MSZ EN 12504-2:2001 szabvány ennél némileg szigorúbb, +10°C és +35°C közötti hőmérséklet tartományt enged meg a használatra. A Proceq SA schwerzenbachi és baseli központjaiban rendszeresen tart tanfolyamokat, ahol vizsgáló eszközei pontos használatát és szakszerű javítását lehet elsajátítani; e tanfolyamokról bizonyítványt is kiállítanak. Csak érdekességként említjük meg, hogy míg Magyarországon több száz N-típusú Schmidt-kalapács van forgalomban, addig 2000-2010 között, a Proceq SA tájékoztatása szerint, az említett tanfolyamokon mindössze két magyar szakember vett részt és szerzett bizonyítványt; mindketten a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszékének munkatársai voltak (Baumann, 2006). A visszapattanási értékek és a nyomószilárdság összefüggése A Schmidt-kalapácsos vizsgálatok során kapott visszapattanási értékek alapján a szerkezeti beton nyomószilárdságát tapasztalati összefüggések alapján határozhatjuk meg. Megjegyezzük, hogy egy-egy ilyen javaslat szigorúan véve csak az adott kísérleti háttér által szolgáltatott peremfeltételek között értelmezhető és használható biztonsággal. Egy tényleges szerkezet esetén mindig igazolni kell a szilárdságbecslő összefüggés alkalmazhatóságát. A szilárdságbecslő összefüggések rendszerint laboratóriumi kísérletek adatainak regressziós elemzésével adódnak. A szakirodalomban található empirikus összefüggések általában 28 napos korú, légszáraz állapotú betonokra érvényesek. A szerkezeti beton tényleges állapota (kor, nedvességtartalom stb.) és összetétele jelentősen befolyásolja a mért visszapattanási értékeket, ezért ezek figyelembe vétele az eredmények értékelésének fontos lépése. Tájékoztatásként röviden összefoglaljuk a Schmidt-kalapácsos vizsgálatok során nyerhető visszapattanási értékeket befolyásoló legfontosabb tényezőket (Bungey et al, 2006). A betonkeverék oldaláról: a cement fajtája, a cement mennyisége és az adalékanyag fajtája; a szerkezet oldaláról: a szerkezeti elem tömege, a szerkezeti beton tömörsége, a betonfelület minősége, a beton kora, az utókezelés módja, a karbonátosodás mértéke, a nedvességtartalom, a hőmérséklet és a feszültségi állapot. A következőkben áttekintjük, hogy a szakirodalom milyen javaslatokat, empirikus összefüggéseket adott az elmúlt 50 évben, a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek és a szerkezeti beton nyomószilárdsága között feltételezhető függvénykapcsolatra. A leggyakrabban javasolt függvénykapcsolatok a következők (amelyekben a szerkezeti beton nyomószilárdságának várható értékét: fcm, míg a visszapattanások jellemző értékét: R jelöli, továbbá a…n empirikus paraméterek):

1) lineáris függvénykapcsolat: fcm = a + b·R, 2) hatvány függvénykapcsolat: fcm = a + b·Rc, 3) polinomiális függvénykapcsolat: fcm = a + b·R + c·R2 + … + n·Rm, 4) exponenciális függvénykapcsolat: fcm = a + b·ec·R, 5) logaritmikus függvénykapcsolat: loga(fcm) = b + loga(R), 6) összetett, nemlineáris függvénykapcsolat: fcm = (R). 59/247


fcm,150,cube (N/mm2) 20)

60

fcm,150,cube (N/mm2)

14) 23)

5)

50

39)

50

9)

40

40

27)

30 20 10

33) - B-Proceq (2003) 2) - Chefdeville (1953) 30) - Qasrawi (2000) 31) - CPWD (2002) 24) - Gonçalves (1995) 19) - Knaze (1984) 35) - Nehme (2004) 12) - Vadász (1970) 10) - ÉMI (1965)

60

a)

20) - Ravindrajah (1988) 23) - Almeida (1993) 5) - Kolek (1958) 14) - Cianfrone (1979) 39) - Soshiroda (2006) 27) - Lima (2000) 9) - Gaede (1964) 33) - B-Proceq (2003)

30

2) 30)

31) 35)

10)

20

12)

10 24)

0

b)

19)

0 20

30

40

50

20

30

40

visszapattanási érték fcm,150,cube (N/mm2)

50 40 30


21)

15) - Talabér (1979) 32) - Pascale (2003) 29) - Pascale (2000) 17) - Borján (1981) 21) - MI 15011 (1988) 11) - Roknich (1968) 13) - MSZ 4715 (1972) 34) - Nehme (2004) 33) - B-Proceq (2003)

60

15)

32)

50

visszapattanási érték

11)

60

1) - Schmidt (1950) 26) - Soshiroda (1999) 37) - Nash’t (2005) 25) - Kheder (1999) 3) - Greene (1954) 33) - B-Proceq (2003)

50 40

34)

26) 3) 37)

1)

30

13)

20

20

10

10

c)

0

d)

0 20

30

40

50

20

30


40


6.5 ábra. Szilárdságbecslő függvények ábrázolása az 1. táblázat alapján (150 mm élhosszúságú kockára átszámított értékek) 6.1 táblázat. Szilárdságbecslő függvények a szakirodalomban (következő oldalon) Jelölések a beton nyomószilárdságának várható értékére vonatkozóan: fcm,100,cube 100 mm élhosszúságú próbakockán mérve, fcm,150,cube 150 mm élhosszúságú próbakockán mérve, fcm,200,cube 200 mm élhosszúságú próbakockán mérve, fcm,cyl 150/300 mm henger próbatesten mérve, fcm,70×70,core 70/70 mm kifúrt magmintán mérve, fcm,core kifúrt magmintán mérve (pontos geometria rögzítése nélkül), Megjegyzés: egyes hivatkozásokban függvények helyett diagramban vagy táblázatban közölt adatok találhatók; ezen esetekben a legkisebb négyzetes eltérésű függvénykapcsolatot előállítottuk, és az szerepel a táblázatban

60/247

50

BMEEOEMAT1 Szerkezetek diagnosztikája 1) 2)

3

f cm, 200,cube  0,0003  R  0,0399  R 2  0,1525  R  3,9976 f cm,cyl  1,3002  R  19,647 f cm,cyl  0,1134  R

4)

f cm,cyl  0,4594  R 3  37,879  R 2  1175,7  R - 10021

5)

f cm, cyl  1,7513  R  19,538

6)

2,59

f cm, 200,cube  0,019  R f cm, 200,cube  0,06  R

9)

f cm, 200,cube  0,001  R 3  0,1222  R 2  2,9185  R  27,894 2

10)

f cm, 200,cube  0,515  R  19,951  R  258,06

11)

f cm, 200,cube 

12)

f cm, 200,cube  0,53  R 2  21  R  276

9099,18

(psi)

Zoldners (1957) 2

Kolek (1958)

2

Brunarski (1963)

2

Victor (1963)

2

(N/mm )

Facaoaru (1964)

(N/mm2)

Gaede, Schmidt (1964)



2

R 2  0,067  R





2 510c   3,178  0,65  i 0,773  R 2  0,067  R 2,3956

f cm, 200,cube  0,0051  R

Greene (1954)

(kg/cm )

8)

13)

(N/mm )

(N/mm )

2, 42



Chefdeville (1953)

2

(N/mm )

f cm, 200,cube  10  R  50



(kp/cm )

ÉMI (1965)

(kp/cm2)

Roknich (1968)

(kp/cm2)

Vadász (1970)

2

MSZ 4715 (1972)

2

Cianfrone, Facaoaru (1979)

2

Talabér et al (1979)

2

Malhotra, Carette (1980)

2

Borján (1981)

2

(N/mm )

Di Leo et al (1984)

(N/mm2)

Knaze, Beno (1984)

(N/mm )

14)

f cm,150,cube  2,0098  R  21,749

15)

lg f cm,200,cube  1,055  1,805  lg R  0,345  lg R

(N/mm ) 2

16)

f cm,cyl  54,1  ln R  148,4

17)

lg f cm,200,cube  2,159  1,805  lg R  0,345  lg R

(N/mm ) (N/mm )

2

(N/mm )

2, 27

18)

f cm,150,cube  0,00883  R

19)

f cm,150,cube  0,00186  R 2  2,0449  R  46,426

Schmidt (1950)

2

(N/mm )

1, 4927

3)

7)

(N/mm2)

20)

f cm,100,cube  7,25  e

0,08R

(N/mm )

Ravindrajah (1988)

21)

ln f cm,200,cube  4,69  1,79  ln R  0,152  ln R2

(N/mm2)

MI 15011 (1988)

22)

f cm,150,cube  2,50  R  18,4

(N/mm2)

Mikulic et al (1992)

23)

f cm,150,cube  1,0407  R1,155

(N/mm2)

Almeida (1993)

24) 25) 26) 27)

2

f cm,7070,core  1,73  R  34,3 f cm,150,cube  0,403  R

Gonçalves (1995)

2

Kheder (1999)

2

Soshiroda (1999)

2

Lima, Silva (2000)

2

(N/mm )

1, 2083

(N/mm )

f cm,150,cube  1,47  R  16,85 f cm,cyl  0,0501  R

2

(N/mm )

1,8428

(N/mm )

28)

f cm,150,cube  2,2415  R  30,762

(N/mm )

Nyim (2000)

29)

f cm,150,cube  0,000135  R 3, 4424

(N/mm2)

Pascale et al (2000)

30)

f cm,150,cube  1,353  R  17,393

(N/mm2)

Qasrawi (2000)

31)

f cm,150,cube  0,0244  R1,9898

(N/mm2)

CPWD (2002)

3, 299

2

32)

f cm,150,cube  0,0002392  R

33)

f cm,150,cube  0,0117  R 2  0,8973  R  13,213 („B-Proceq”) 3

(N/mm )

Pascale et al (2003)

(N/mm2)

Proceq SA (2003)

2

34)

f cm,150,cube  0,0005  R

35)

f cm,150,cube  2,68  e 0,06 R 2,359

36)

f cm,150,cube  0,00752  R

37)

f cm,150,cube  0,788  R1,03

(N/mm )

Nehme (2004)

(N/mm2)

Nehme (2004)

2

(N/mm )

Fabbrocino et al (2005)

(N/mm2)

Nash’t et al (2005)

2

38)

f cm,150, cube  2,1683  R  27,747

(N/mm )

Hobbs, Kebir (2006)

39)

f cm,cyl  1,623  R  20,547

(N/mm2)

Soshiroda et al (2006)

40)

f cm,core  1,25  R  23,0 f cm,core  1,73  R  34,5

2

(20  R  24)

(N/mm ) 2

(24  R  50)

(N/mm )

61/247

MSZ EN 13791 (2007)


A szakirodalomban már a legkorábban publikált javaslatok is utalnak arra, hogy a beton felületi keménysége és nyomószilárdsága között nem tételezhető föl lineáris függvénykapcsolat (Gaede, 1952). A szakirodalmat tanulmányozva azonban azt tapasztaljuk, hogy számos kutató talált, illetve javasolt fölvenni lineáris összefüggést a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek és a beton nyomószilárdsága között. Valóban: kis számú vizsgálati eredmény esetén (vagy szűkebb értelmezési tartományban) a módszer vizsgálaton belüli szórása miatt egy látszólagos lineáris kapcsolat állítható elő. A legkisebb négyzetek módszerével megkapható lineáris regressziós becslések azonban hibát hordozhatnak magukban (ACI, 2003). A módszer ugyanis a következő két peremfeltétel mellett szolgáltatja az eredményt: 1) a független változó hibától mentes és 2) a függő változó szórása állandó. Belátható, hogy mindkét feltételezés megsérül a beton nyomószilárdságának Schmidt-kalapáccsal történő becslése során. Egyrészről a független változó (a visszapattanási érték) vizsgálaton belüli szórása, és variációs együtthatója meghaladja a függő változóét (a nyomószilárdságét), másrészről a mai napig vitatott, hogy a beton nyomószilárdságának szórását, vagy variációs együtthatóját tekinthetjük-e konstansnak a nyomószilárdság függvényében. E két kérdésre még visszatérünk. A legkisebb négyzetek módszerével megkapható lineáris regressziós becslések hibáinak kiküszöbölésére számos javaslatot ismerünk, ezeket terjedelmi okok miatt jelen dolgozatban nem áll módunkban bemutatni. E javaslatok közül leggyakrabban azzal találkozhatunk, amelyben a beton nyomószilárdságának logaritmusa és a visszapattanási értékek logaritmusa között tételezünk föl lineáris kapcsolatot (lnfcm = a + blnR). A 6.1 táblázatban a teljesség igénye nélkül összefoglaljuk a szakirodalmi adatokat. A javaslatokat eredeti alakjukat követve adjuk meg, csupán a jelöléseket egységesítettük. A 6.5 ábrán bemutatjuk a 6.1 táblázatban szereplő javaslatokat, grafikus formában. Az ábrázoláshoz az eredeti javaslatokat korrigáltuk oly módon, hogy mindig 150 mm élhosszúságú kockákra átszámítva szolgáltassanak eredményt. A 6.5 ábrán vastag vonallal jelöltük a Proceq SA által javasolt középgörbét („B-Proceq”; Proceq, 2003). Mivel a több, mint harminc függvény ábrázolása teljességgel áttekinthetetlen lenne egyazon diagramon belül, így az ábrázolás során önkényesen négy csoportra osztottuk a javaslatokat: 1) azon javaslatok, melyek folyamatosan a „B-Proceq” görbe fölött haladnak (6.5a ábra), 2) azon javaslatok, melyek folyamatosan a „B-Proceq” görbe alatt haladnak (6.5b ábra), 3) azon javaslatok, melyek jelen ábrázolási módban a „B-Proceq” görbét alulról metszik, tehát kisebb nyomószilárdságok esetén a görbe alatt, nagyobb nyomószilárdságok esetén a görbe fölött haladnak (6.5c ábra), 4) azon javaslatok, melyek jelen ábrázolási módban a „B-Proceq” görbét fölülről metszik, tehát kisebb nyomószilárdságok esetén a görbe fölött, nagyobb nyomószilárdságok esetén a görbe alatt haladnak (6.5d ábra). A 6.5 ábra is igazolja, hogy a Schmidt-kalapácsos vizsgálat valójában igen érzékeny a vizsgált beton összetételére, hiszen a bemutatott eredmények túlnyomó többsége normál betonokra, és nem különlegesekre vonatkozó vizsgálatok eredményeit foglalja össze. Figyeljük meg, hogy ugyanazon visszapattanási értékekhez akár 40-60 N/mm2 különbséggel is rendelhetünk nyomószilárdságot, ha eltérő javaslatokat követünk. A tapasztalatok alapján az a következtetés vonható le, hogy egy-egy javaslat szigorúan véve csak az adott kísérleti háttér által szolgáltatott peremfeltételek között értelmezhető és használható biztonsággal. A javaslatok kiterjesztése más összetételű betonokra igen nagy bizonytalanságot hordoz magában, ezért csak gondos körültekintéssel kísérelhető meg. Hangsúlyozzuk, hogy a 6.1 táblázatban és a 6.5 ábrán bemutatott eredmények 28 napos korú betonokra vonatkozó összefüggések, tehát egy valóságos műtárgy esetén a karbonátosodás és az utószilárdulás hatását is figyelembe kell még vennünk a kiértékelés során.

62/247


Mivel nincs jogunk azt feltételezni, hogy a bemutatott eredmények bármelyikében szisztematikus mérési hiba lenne, így önkéntes alapon ezek bármelyike felhasználható szilárdságbecsléshez. Ha tehát egy felhasználó úgy dönt, hogy a fenti összefüggések valamelyikére alapozva kívánja egy műtárgy betonjának nyomószilárdságát becsülni, úgy leginkább a „B-Proceq” görbe, vagy valamely ahhoz közel eső görbe használata javasolható. Felhívjuk a figyelmet, hogy így tehát előfordulhat, hogy a műtárgy betonjának valóságos nyomószilárdsága jóval kisebb, vagy jóval nagyobb, mint a becsült érték. Ha egy felhasználó nagy biztonsággal kívánja egy műtárgy betonjának nyomószilárdságát becsülni, akkor azon görbék javasolhatók, amelyek folyamatosan a „B-Proceq” görbe alatt haladnak (6.5b ábra). Ez esetekben azonban az eljárás gazdaságtalan használatot eredményez, sőt nagy valószínűséggel az előírt követelmények teljesülése nem igazolható. Ha egy műtárgy betonjának nyomószilárdságát a becslés megbízhatóságának és a gazdaságos használatnak az optimuma mellett szeretnénk becsülni, akkor a Schmidt-kalapácsos vizsgálatot célszerű kiegészítenünk más vizsgálatokkal.

MSZ EN 1992-1-1 (Eurocode 2) Betonszerkezetek tervezése

MSZ EN 13670 Betonszerkezetek kivitelezése

MSZ EN 206-1 Beton

MSZ 4798-1 EN 206-1 alkalmazási feltételei Magyarországon

Frissbeton vizsgálatok

Szilárd beton vizsgálatok

Szerkezeti beton vizsg.

MSZ EN 12350-x -1 Mintavétel -2 Roskadásvizsgálat -3 Vebe-vizsgálat -4 Tömörödési tényező -5 Terülésmérés -6 Testsűrűség -7 Légtartalom

MSZ EN 12390-x -1 Alak-és mérettűrések -2 Próbatestek készítése -3 Nyomószilárdság -4 Vizsgáló berendezések -5 Hajlító-húzószilárdság -6 Hasító-húzószilárdság -7 Testsűrűség -8 Vízzáróság

MSZ EN 12504-x -1 Kifúrt próbatestek -2 Visszapattanás érték -3 Kiszakító vizsgálat -4 Ultrahang terjedés

Alkotóanyagok

MSZ EN 197 Cement MSZ EN 12620 Adalékanyag MSZ EN 13055 Könnyű adalékanyag MSZ EN 1008 Keverővíz MSZ EN 934 Adalékszerek MSZ EN 13791 Nyomószilárdság becslése MSZ EN 450 Pernye szerkezetekben MSZ EN 13263 Szilikapor

6.6 ábra. A beton szabvány köré rendeződő Európai Szabványok A szabványosítás kérdései Magyarországon, mint az Európai Unió egyik tagállamában, az elmúlt években a korábbi Magyar Szabványok (MSZ) többségét felváltották az Európai Szabványok (EN). A folyamat révén lehetőségünk nyílik a korábbi szabályozástól gyakran eltérő megközelítésmódok megismerésére és használatára is. A nemzeti szabványosításról szóló 1995. évi XXVIII. törvény 6. § (1) bekezdése értelmében a nemzeti szabvány alkalmazása önkéntes. Az Európai Szabványok között a betonnal foglalkozó előírások az EN 206-1 szabvány köré rendeződnek a 6.6 ábra szerint. A bemutatott szabványok közül az MSZ EN 13791:2007 jelzetű, „Assessment of in-situ compressive strength in structures and precast concrete components” című szabvány foglalkozik a beton nyomószilárdságának helyszíni vizsgálatokon alapuló meghatározásával. E szabványt a Magyar Szabványügyi Testület (MSZT) 2007. június 15-én jóváhagyó közleménnyel magyar nemzeti szabványként jelentette meg, ezzel a betonnal foglalkozó előírások köre még teljesebbé vált. Az Európai Szabványok sok esetben nemzeti hatáskörbe utalnak egyes kérdéseket, amely maga után vonja az adott szabvány Nemzeti

63/247


Alkalmazási Dokumentumának (NAD) elkészítését. Így történt ez pl. az EN 206-1 szabvánnyal is, amelynek hazai alkalmazási dokumentumát MSZ 4798 jelzettel tették közzé. Az MSZ EN 13791:2007 szabványt tanulmányozva észrevehetjük, hogy annak alkalmazási területe csak azokra a vizsgálati módszerekre terjed ki, amelyek során a roncsolásmentes módszerekkel kapott közvetett szilárdságjellemzők és a szerkezetből kifúrt magminták nyomószilárdsága közötti korrelációt meghatározzuk. Ezzel tehát az előírás kizárja a roncsolásmentes eszközök önmagukban való, vagy többüket együttesen, de kifúrt magminták vizsgálata nélküli használatát; pontosabban fogalmazva nemzeti hatáskörbe utalja az erről való állásfoglalást. Kialakulhat tehát egy olyan helyzet, hogy a korábbi magyar (vagy külföldi) javaslatok közül kell az MSZT egy szakértői munkabizottságának kiválasztania egy Nemzeti Alkalmazási Dokumentum számára azokat a módszereket, amelyek a roncsolásmentes eszközök önmagukban való, vagy többüket együttesen, de kifúrt magminták vizsgálata nélküli használatát tartalmazzák; feltéve, hogy a magyar szakmai közvélemény igényt tart erre (2011-ig ez nem történt meg). Az MSZ EN 13791:2007 szabvány alapgondolata Az MSZ EN 13791:2007 szabvány a helyszíni, roncsolásmentes szilárdságvizsgálatok értékeléséhez több módszert is javasol. Egyike ezeknek, amelyben a szilárdságbecsléshez ún. alapgörbéket vezet be. Ezzel oly módon teremthető függvénykapcsolat a szerkezeti beton nyomószilárdsága és a roncsolásmentes módszerrel kapható közvetett szilárdságjellemzők között, hogy az alapgörbéket a szerkezetből kifúrt, minimálisan kilenc darab magminta nyomószilárdság-vizsgálata segítségével kalibráljuk, azaz függvény-transzformációval az alapgörbéket az adott szerkezetre érvényesnek tekinthető helyzetbe eltoljuk. Az MSZ EN 13791:2007 a kifúrandó magminták átmérőjét 50-150 mm közé javasolja felvenni, 50 mm-nél kisebb átmérőjű kifúrt magminták használatára az MSZ EN 13791:2007 nem vonatkozik. Az előírás azt is javasolja, hogy a kifúrt magmintákat a szilárdságvizsgálatot megelőzően legalább három napig laborlevegőn tároljuk (a kifúrt magminták nyomószilárdságának vizsgálati szabványa, az MSZ EN 12504-1:2000, ezen túlmenően azt is megengedi, hogy igény esetén víztelített állapotú mintákat vizsgáljunk). Ezzel kapcsolatosan megemlítjük, hogy a magminta töréskori nedvességtartalmát, mint a vizsgálati eredményt befolyásoló egyik körülményt az EN szabványok javaslatainál körültekintőbben célszerű kezelni. A magminták vizsgálatával kapcsolatos, észak-amerikai szakirodalom különösen gazdag, ezért jelen dolgozatban ennek részleteire nem térünk ki (lásd pl. Bartlett, MacGregor, 1994a; 1994b; 1994c; 1995; 1996; Neville, 2001). Az alapgörbe MSZ EN 13791:2007 szerinti függvény-transzformációját sematikusan a 6.7 ábrán mutatjuk be. A szabvány alapgondolatát alapvetően helyesnek tartjuk, mert a roncsolásmentes módszerrel (pl. Schmidt-kalapáccsal) meghatározható közvetett szilárdságjellemzők értékét nagyszámú paraméter befolyásolja. A szerkezet betonjának nyomószilárdsága a kifúrt magminták segítségével becsülhető legnagyobb biztonsággal. Megjegyezzük, hogy ezzel viszont kizártuk azon szerkezetek vizsgálatának a lehetőségét, amelyekből a legalább kilenc darab kívánt méretű magmintát nem lehet kifúrni. Az MSZ EN 13791:2007 alapgörbéi ugyanis függvénytranszformáció nélkül nem használhatók: azok a kifúrt magminták nyomószilárdsága és a roncsolásmentes anyagjellemzők között fennálló függvénykapcsolatok alakját adják meg. A függvények pontos pozícióját nem adják meg. Az MSZ EN 13791:2007 kijelenti, hogy az alapgörbék olyan, a biztonság javára tett közelítést definiálnak, amelyből a függvény-transzformáció, azaz az alapgörbe eltolása mindig pozitív értelmű (fölfelé történik). Az MSZ EN 13791:2007 a javasolt alapgörbék helyett azt is megengedi, hogy más alakú, de igazoltan használható függvényeket alkalmazzunk alapgörbeként.

64/247


Az MSZ EN 13791:2007 azt is lehetővé teszi, hogy akár minden vizsgálat esetén új, az adott műtárgyra érvényes értékelő függvényt vezessünk be. Ennek feltétele, hogy legalább 18 darab kifúrt magminta alapján alkossák meg a függvénykapcsolatot. kifúrt magminták nyomószilárdsága

Kifúrt magmintákkal kalibrált értékek

fi

f, eltolás

rbe pgö a l a

roncsolásmentes anyagjellemző

6.7 ábra. Alapgörbe függvény-transzformációja az MSZ EN 13791:2007 szabványban A szilárdságbecslés megbízhatóságának javítása Az előzőekben áttekintettük, hogy a szakirodalom milyen javaslatokat, tapasztalati összefüggéseket adott az elmúlt 50 évben, a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek és a szerkezeti beton nyomószilárdsága között feltételezhető függvénykapcsolatra. Bemutattuk, hogy egyes esetekben a műtárgy betonjának valóságos nyomószilárdsága jóval kisebb, vagy jóval nagyobb is lehet, mint a becsült érték. Tehát a Schmidt-kalapácsos roncsolásmentes vizsgálatot csak durva becslésre tudjuk felhasználni, ha a vizsgált beton semmilyen egyéb tulajdonságát nem ismerjük, vagy ha egyéb roncsolásmentes, vagy roncsolásos vizsgálattal nem egészítjük ki a Schmidt-kalapácsos vizsgálatunkat. Ha egy műtárgy betonjának nyomószilárdságát a becslés megbízhatóságának és a gazdaságos használatnak az optimuma mellett szeretnénk becsülni, akkor a Schmidt-kalapácsos vizsgálatot célszerű kiegészítenünk: 1) kifúrt magminták egyidejű nyomószilárdság vizsgálatával, vagy 2) a műtárgy betonjából, a kivitelezéssel párhuzamosan betonozott próbatestek nyomószilárdság vizsgálatával, vagy 3) egyéb roncsolásmentes szilárdságbecslő eljárások egyidejű alkalmazásával, vagy 4) a Schmidt-kalapácsos vizsgálat kiértékelő eljárásában empirikus paraméterek bevezetésével, amelyekkel a műtárgy betonjának összetételét, tulajdonságait igyekszünk figyelembe venni. A fenti lehetőségeket abban a sorrendben soroltuk föl, amelyben bizonytalanságuk nő, megbízhatóságuk ez által csökken. A mérési eredményeket befolyásoló tényezők nagy száma miatt a Schmidt-kalapácsos vizsgálat kiegészítésére leginkább tanácsolható módszer a kifúrt magminták egyidejű vizsgálata, amely egybevág az MSZ EN 13791:2007 szabvány alapelveivel. A műtárggyal egy időben készített próbatestek vizsgálata esetén már jóval körültekintőbben kell eljárni, hiszen a bedolgozás és tárolás módja jelentősen eltérhet a műtárgyétól. Ennek

65/247


jelentőségére már a legkorábbi szakcikkek is fokozottan felhívták a figyelmet (pl. Skramtajew, 1938). Más roncsolásmentes és kis roncsolással járó szilárdságbecslő eljárások (ultrahangos módszerek, szonda-behatolás vizsgálata, kiszakító-vizsgálatok, leszakító-vizsgálatok, stb.) egyidejű alkalmazásával szintén növelhető a becslés megbízhatósága, azonban ez esetekben többnyire a vizsgálatot és értékelést végzők magas szintű szakmai felkészültsége és nagy gyakorlata elengedhetetlen követelmény. Több roncsolásmentes szilárdságbecslő eljárás együttes alkalmazásának szakirodalma is nagyon gazdag. Végül említést teszünk a kiértékelő eljárás során bevezetett tapasztalati paraméterek használatáról. Egy (sok esetben laikus) felhasználó számára ez utóbbi módszerek tűnhetnek a legegyszerűbbnek, emellett ez a leginkább költségkímélő lehetőség is. Mindazonáltal a módszerek olyan mértékű bizonytalanságot hordoznak magukban, amelynek figyelmen kívül hagyása, vagy a nem kellően körültekintő használat akár a műtárgy teherbírását is veszélyeztető mértékű, a biztonság kárára tett súlyos elhanyagolást eredményezhet. Mivel egy, jelenleg hatályos hazai műszaki előírásunk megengedi ilyen módszer használatát, ezért a kérdést a következőkben részletesen megvizsgáljuk. Tapasztalati paraméterek használata az értékelés során Hazánkban régóta, igen széles körben folynak vizsgálatok a Schmidt-kalapácsos roncsolásmentes betonvizsgálatok területén. Számos szakcikk, tudományos értekezés és műszaki előírás, illetve szabvány szintű javaslat és szabvány látott napvilágot az elmúlt évtizedekben. A Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszékén a mai napig kiemelt fontosságú kutatási terület a roncsolásmentes betonvizsgálat. Az igen értékes kutatási eredmények közül kettőt vizsgálunk meg:  Roknich György javaslatát (Roknich, 1966; 1967; 1968), amely később az egykori Magyar Szabványügyi Hivatal „Szabványosítási szakkönyvtár” könyvsorozatában is megjelent ajánlásként (Szalai, 1982), illetve Közlekedési Ágazati Szabvány is adaptálta (MSZ-073318-1991), valamint  Borján József javaslatát (Borján, 1981; Talabér, Borján, Józsa, 1979), amely a jelenleg is hatályos ÚT 2-2.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás javasolt módszerei között szerepel. Az 1960-as években az Útügyi Kutató Intézetben kiterjedt laboratóriumi vizsgálatok folytak többek között a Schmidt-kalapácsos roncsolásmentes vizsgálatok területén, amely alapján háziszabvány-tervezet is készült (Roknich, 1966). A kutatások eredményeként az N-típusú Schmidt-kalapáccsal kapható visszapattanási értékek és a beton nyomószilárdsága között olyan függvénykapcsolatot alakítottak ki, amely magában foglalt egyes betontechnológiai paramétereket (cementtartalom, cement típusa és az adalékanyag összetétele), illetve egy a beton korát figyelembe vevő paramétert. A függvénykapcsolat általános alakja (amelyben a jobb oldali törtben szereplő összefüggést Gaede és Schmidt (1964) vezette le elméleti megfontolások alapján): f cm, 200,cube 

2 

5 10c 

9099,18





R 2  0,067  R



 3,178  0,65  i 0,773  R 2  0,067  R



(kp/cm2)

A módszer javaslatot adott a vízszintestől tetszőleges szögben eltérő ütésirány figyelembe vételére is. A 6.8 ábrán bemutatjuk, hogy a javaslatot követve hogyan változik a visszapattanási érték – nyomószilárdság kapcsolat, egy változatlan adalékanyag-összetételű és változatlan korú (28 napos) betonkeverékre vonatkozóan, vízszintes ütésirány esetén, ha a cementtartalmat rendre 250, 350, 450, 550 kg/m3 értékűnek tételezzük fel. Az összehasonlítás kedvéért az ábrán feltüntettük a „B-Proceq” görbét is (Proceq, 2003; 2004). Megfigyelhető, hogy felépítése következtében a javasolt függvény igen érzékenyen reagál a cementtartalom változtatására. A legkisebb és a legnagyobb cementtartalomhoz tartozó becsült 66/247


nyomószilárdságok különbsége 9 N/mm2 és 73 N/mm2 között változik. E különbség a nagyobb visszapattanási értékek tartományában már indokolatlanul nagy. Ennek egyik oka, hogy ebben a tartományban a kísérleti háttér nyújtotta peremfeltételeken kívüli az extrapoláció. Az is megfigyelhető, hogy a 350 kg/m3 cementtartalomhoz tartozó görbe viszonylag jól követi a „B-Proceq” görbét, így ez tulajdonképpen elfogadható a módszer középgörbéjeként. A két görbe metszéspontja R=40 visszapattanási érték közelében van. E metszetben a legkisebb és a legnagyobb cementtartalomhoz tartozó becsült nyomószilárdságok különbsége 40,2 N/mm2, és ez több mint hat betonosztálynyi különbséget adna egy minősítés alkalmával. Ilyen mértékű különbséget azonban a cementtartalom változtatása önmagában nem eredményezhet. Mivel a módszer az 1960-as években használt cementeken alapult, így azt napjaink betonjaira adaptálni laboratóriumi vizsgálatok nélkül nem lehetséges. Érdekességként megemlítjük, hogy Roknich az 1970-es években módszerét tovább finomította, és javaslatokat dolgozott ki a szilárdságbecslés megbízhatóságának fokozására a vizsgált beton egyes technológiai adatainak felhasználásával (KTI, 1978). A figyelembe vehető paraméterek a következők voltak: a szerkezetből kivágott kockák nyomószilárdsága, a beton adalékanyag-tartalmának és cementtartalmának hányadosa, a beton testsűrűsége, a beton szabadvíz tartalma, a cementadagolás vagy a víz-cement tényező. 100


80

60

40 c=550 c=450 c=350

20

c=250 B-Proceq 0 20

30

40

50


6.8 ábra. Szilárdságbecslő függvények Roknich (1968) alapján (növekvő c = 250, 350, 450, 550 kg/m3 cementtartalom esetén)

Az 1970-es években a Budapesti Műszaki Egyetem Építőanyagok Tanszékén folytak kiterjedt laboratóriumi vizsgálatok a roncsolásmentes szilárdságbecslő módszerek területén (Talabér, Borján, Józsa, 1979). A vizsgálatok egyik különlegessége volt, hogy - a területen úttörő módon - kilenc faktoros, ún. teljes kísérletet végeztek. A vizsgált kísérleti paraméterek (faktorok) a következők voltak: a cement fajtája, az adalékanyag legnagyobb szemnagysága, az adalékanyag finomsági modulusa, a víz-cement tényező, a péptartalom, a bedolgozás módja, az utókezelés módja, a beton kora vizsgálatkor és a beton nedvességtartalma vizsgálatkor. A kísérleti terv 48 különböző betonkeverék és 24 eltérő kezelésfajta kombinációjának eredményeként 1152 próbatestből álló kísérletsorozatot eredményezett. A

67/247


nyomószilárdság, kp/cm2

kísérletsorozat ismétlés nélküli kísérlet volt: a megvizsgált 1152 próbatest mindegyike másmás faktor-kombinációval készült, azaz a próbatestek között nem volt két tökéletesen egyforma. Tekintve, hogy a kísérletsorozat a személyi számítógépek elterjedését megelőző időszakban folyt, így is igen figyelemre méltó, hogy a kutatók egyáltalán vállalkoztak akár csak egy ismétlés nélküli kísérlet értékelésére is, hiszen a kilenc faktoros kísérletben a lehetséges faktor-kombinációk száma megközelíti az ötszázat (több faktor együttes kölcsönhatásának vizsgálatakor), ami sok ezer eset elemzését kívánja, és több száz különböző kapcsolati függvényt eredményez. Összes mérési eredményük ábrázolását egy közös diagramban a 6.9 ábrán mutatjuk be (Talabér, Borján, Józsa, 1979).

500

400

300

200

100

0 10

20

30

40


6.9 ábra. Talabér, Borján, Józsa, 1979 összes mérési eredménye közös diagramban

Az említett kísérletsorozat további különlegessége volt, hogy a kiértékelések során nem a megszokott módon, a valóságosan is összetartozó visszapattanási érték – nyomószilárdság adatpárokat vizsgálták, hanem a mérési eredményekből képzett rendezett minták azonos sorszámú elemeinek egymás mellé rendelésével előállított adatpárokat tanulmányozták. Mivel az így nyerhető adatpárok fölfoghatók a Reimann-féle kvantilisgörbe egyfajta egyszerűsített formában megadott tapasztalati közelítéseként, ezért a kutatók ezekre, mint ún. kvantilispontokra hivatkoztak tanulmányaikban (a kvantilisgörbét a hidrológiában árhullámok vizsgálatára is használják; lásd pl. Reimann, V. Nagy, 1984 könyvét). A kvantilisgörbék, sztochasztikus kapcsolatban lévő mennyiségek közötti függvénykapcsolat jellegéről adnak közelítő képet (Reimann, 1975). Két valószínűségi változó kapcsolatát sztochasztikusnak nevezzük, ha egymástól nem függetlenek, azaz egyik befolyásolja a másikat, de azt teljesen egyértelműen nem határozza meg (Koris, 1993). A beton nyomószilárdsága és a visszapattanási érték sztochasztikus kapcsolatban állnak egymással. Kvantilisgörbék pontjait

68/247


viszonylag egyszerűen előállíthatjuk, ha az ismert F(x) és G(y) eloszlásfüggvényű, sztochasztikus kapcsolatban lévő X és Y valószínűségi változók azonos F(xα) = G(yα) = α előfordulási valószínűségekhez tartozó kvantiliseinek függvényértékeit (xα , yα) egymás mellé rendeljük (Reimann, 1975). Kvantilisgörbe előállításának sémáját a 6.10 ábrán adjuk meg. A kvantilispontok, ill. kvantilisgörbék bevezetése két okból lehet célszerű a roncsolásmentes vizsgálatok értékelésekor. Az egyik ok, hogy egy kvantilisgörbe a két, sztochasztikus kapcsolatban lévő valószínűségi változó közötti függvénykapcsolatot oly módon fejezi ki, hogy a reziduális eltérést mindkét változó szerint egyidejűleg minimalizálja (Talabér, Borján, Józsa, 1979). Ezáltal olyan függvény keletkezik, amely mentes a regressziós elemzés alkalmazásának hibáitól (Borján, 1981). A másik ok pedig az, hogy a kvantilisgörbe előállításával észlelhetővé válnak olyan faktorhatások is, amelyek a valóságosan összetartozó visszapattanási érték – nyomószilárdság adatpárok ábrázolása során nem észlelhetők. A kutatók által bevezetett módszerrel - bár tulajdonképpen fiktív adatpárokat, ill. függvényeket hozunk létre - a regressziós elemzés hibája csökkenthető és a faktorhatások is könnyebben elemezhetővé válnak. F(x)

100%

G(y)

100%

G(yα) = α

F(xα) = α

y

x xα

yα

y

y = Φ(x) (xα , yα) x

6.10 ábra. Kvantilisgörbe előállításának sémája

A vizsgálatok eredményeként a kutatók a kettős logaritmikus hálózatban ábrázolt kvantilispontokra másodfokú polinomfüggvényt illesztettek (Talabér, Borján, Józsa, 1979). A szilárdságbecslő függvénykapcsolat középgörbéje: lg fcm,200,cube  1,055  1,805  lg R  0,345  lg R2

(N/mm2)

A szilárdságbecslés megbízhatóságának fokozása céljából a kutatók bevezettek empirikus paramétereket, amelyek a beton összetételét, ill. tulajdonságait veszik figyelembe. Az empirikus paraméterek additív jellegüknél fogva a kettős logaritmikus hálózatban ábrázolt középgörbét önmagával párhuzamosan fölfelé, a nagyobb nyomószilárdságok irányában tolják el. Így tehát a szilárdságbecslés megbízhatóságának növelésével mindenkor nagyobb nyomószilárdságot kapunk, mint amit a középgörbe használata eredményezne. A kutatók megállapították, hogy „a vizsgált paraméterek kölcsönhatásai esetenként erősek és halmozódhatnak”. Éppen ezért nyomatékosan hangsúlyozták, hogy a paraméterek hatását ilyen típusú korrekcióval figyelembe venni csak korlátozott mértékben szabad. Ennek 69/247


elsődleges oka, hogy egy konkrét műtárgy esetén (ellentétben a gondosan megtervezett laboratóriumi kísérletsorozattal) a befolyásoló paramétereket, illetve ezek egymásra hatását általában nem, vagy csak hiányosan ismerjük. Az ÚT 2-2.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás a fent ismertetett szilárdságbecslő módszert minimális változtatással a következő alakban, illetve kiegészítésekkel adaptálta: lg f cm,200,cube [N/mm2 ]  2,159    1,805 lg R  0,345 lg R 2

 a függvénykapcsolat alakja változatlan; kettős logaritmikus hálózatban képzett másodfokú polinomfüggvény,  a középgörbe helyett 5%-os alulmaradási valószínűséghez tartozó függvényt javasol, ezzel a görbe pozícióját meghatározó empirikus paraméter értéke -1,055 helyett -2,159,  a függvénykapcsolat értelmezési tartománya R = 15…40 visszapattanási értékekre vonatkozik,  a beton összetételét, ill. tulajdonságait figyelembe vevő empirikus additív segédváltozó (ΣΔ) legfeljebb három, egyidejűleg figyelembe vehető, Δ segédváltozó összegeként állítandó elő, amelyek értéke általában Δ = 0…0,07 tartományban mozoghat; így az additív segédváltozó ΣΔ = 0…0,19 értéket vehet föl,  a beton karbonátosodásának figyelembe vételére a beton korától függő, αt = 1,0…0,6 értékű szorzótényező szolgál,  a beton szilárdulási ütemének figyelembe vételére a beton korától és a cement típusától függő, γt szorzótényező szolgál.

100


80

60

40   

20

 B-Proceq 0 20

30

40

50


6.11 ábra. Szilárdságbecslő függvények az ÚT 2-2.204 (1999) Útügyi Műszaki Előírás alapján

A 6.11 ábrán bemutatjuk, hogy a javaslatot követve hogyan változik a visszapattanási érték – nyomószilárdság kapcsolat, amennyiben (28 napos korú betont feltételezve) a ΣΔ segédváltozót rendre 0-0,06-0,12-0,18 értékűnek vesszük föl. Az összehasonlítás kedvéért az 70/247


ábrán feltüntettük a „B-Proceq” görbét is. Megfigyelhető, hogy a javasolt függvény érzékenyen reagál a ΣΔ segédváltozó értékének változtatására. A legkisebb és a legnagyobb becsült nyomószilárdságok különbsége a függvény értelmezési tartományán belül 3 N/mm2 és 21 N/mm2 között változik. Egyszerű extrapolációval kiterjesztve a függvény értelmezési tartományát az 50-es visszapattanási értékig (a „B-Proceq” görbe értelmezési tartományáig), a különbség már 41 N/mm2 értékűre adódik; itt már indokolatlanul nagy. E különbségek is figyelmeztetnek arra, hogy egy módszer hátteréül szolgáló laboratóriumi kísérletek nyújtotta peremfeltételek kiterjesztése egyéb esetekre (más betonokra), veszélyt is hordozhat magában. Az is megfigyelhető, hogy különösen a nagyobb visszapattanási értékek tartományában a görbék már jelentős mértékben, a biztonság kárára térnek el a „B-Proceq” görbétől, így a (3) függvény alakját nem tekinthetjük optimálisnak. A segédváltozó ΣΔ = 0 értékéhez tartozó görbe, illetve a „B-Proceq” görbe metszéspontja éppen az R=40 visszapattanási érték közelében van. E metszetben a segédváltozó ΣΔ = 0,18 értékéhez tartozó becsült nyomószilárdság 21,3 N/mm2-el magasabban helyezkedik el, amely több mint négy betonosztálynyi különbséget eredményezne egy minősítés alkalmával. Az eddig elmondottak, és a 6.11 ábra tapasztalatai alapján összefoglalhatjuk az ÚT 22.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás szilárdságbecslő módszerének korlátait: 1) A javasolt szilárdságbecslő függvénykapcsolat és a hozzá tartozó segédváltozók egyes értékei az 1970-es években használt cementeken és adalékszer nélküli betonokon alapulnak, így változatlan alkalmazásuk napjaink (esetenként jelentős mennyiségű, különböző adalékszereket tartalmazó) betonjaira, óvatosságra int. 2) A ΣΔ segédváltozó értékének megadásában a kiértékelést végző személy nagy szabadsággal rendelkezik, roppant bizonytalanság mellett. Ez alapvetően ellentmond annak a kijelentésnek, amelyet a módszer kidolgozói tettek egy konkrét műtárgy esetére vonatkozóan a befolyásoló paraméterek, illetve ezek egymásra hatásának ismeretéről. Sajnálatos módon így a ΣΔ segédváltozó, amely a szilárdságbecslés megbízhatóságának fokozását szolgálná, és tudományosan is igazolható a korlátok közötti alkalmazhatósága, éppen ellentétes célt érhet el: egy, a szerkezet biztonságát súlyosan veszélyeztető állapotban, a biztonságos állapot igazolásának látszata kelthető vele (a hazai építőipari gyakorlatban több esetben szembesültünk e módszer szándékos, manipulatív módon történő, de az előírás által megengedett korlátok közt maradó alkalmazásával, amely esetekben az egyébként nyomószilárdsági szempontból meg nem felelő műtárgy betonjának megfelelőségét igyekeztek ily módon igazolni. Az ilyen etikátlan magatartás mind a műszaki előírás szellemiségét, mind pedig a javaslatokat megalkotó kutatók személyét szakmailag és erkölcsileg egyaránt megsérti. Egy műszaki előírásban célszerű lenne ügyelni arra, hogy a felhasználó ilyen magatartására ne nyújtsunk lehetőséget.). 3) A beton karbonátosodásának figyelembe vételére szolgáló tényező nem alkalmas arra, hogy figyelembe vegye a vizsgált beton porozitását, illetve nyomószilárdságát. 4) A beton szilárdulási ütemének figyelembe vételére szolgáló tényező szintén az évtizedekkel ezelőtt használt cementeken alapul, így alkalmazása napjaink betonjaira, ismételten óvatosságra int. Az elmondottak rávilágítanak, hogy az ÚT 2-2.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás e javaslata átdolgozásra szorul, különös tekintettel a tapasztalt manipulációk elkerülése, így ez által a betonszerkezetek vizsgálata biztonságának növelése érdekében. A teljesség kedvéért megemlítjük, hogy az ÚT 2-2.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás a szilárdságbecslés megbízhatóságának fokozására nem csak a ΣΔ segédváltozó használatát engedi meg, hanem alternatívaként lehetőséget ad próbakockákon végzett ellenőrző szilárdságvizsgálatok alkalmazására is. Amint arra korábban utaltunk, a próbatestek bedolgozási és tárolási módja jelentősen eltérhet a műtárgyétól. Tehát ez a lehetőség az esetek

71/247



többségében nem növeli a megbízhatóságot, illetve a biztonságot. Sajnálatos, hogy az ÚT 22.204:1999 Útügyi Műszaki Előírás nem tér ki a szerkezetből kifúrt magminták egyidejű nyomószilárdság vizsgálatának alkalmazására. A műszaki előírás ilyen irányú továbbfejlesztése indokolható; ezzel az MSZ EN 13791:2007 szabvány alapgondolatával is összhangba kerülhetne. Nagyra értékelendők azok a korábbi erőfeszítések, amelyet az 1970-es években a Budapesti Műszaki Egyetem Építőanyagok Tanszékének kutatói végeztek a roncsolásmentes betonvizsgálatok területén. Úttörő jellegű vizsgálataik összeállításának alapossága (teljes kísérlet, faktoranalízis, stb.), illetve a kiértékelés újszerűsége (rendezett minták, kvantilis függvények használata) a terület kutatói számára napjainkban is példa értékű. Azonban az elmúlt több mint harminc évben mind a felhasznált cementek, mind a betontechnológia, mind a számítástechnika eszközrendszere és kapacitása megváltozott. Így a kutatók által kidolgozott elvek felhasználásával célszerű lenne újabb, immár ismétléses kísérletek elvégzése, hogy a napjainkban is érvényesnek tekinthető roncsolásmentes szilárdságbecslő összefüggések kidolgozhatók legyenek. 50 40 30 28 napos 11 napos

20

7 napos 10 0,2

0,25

0,3

0,35 0,4 0,45 víz-cement tényező

6.12 ábra. Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek megszilárdult cementkő próbatesteken (Kolek, 1970b) A Schmidt-kalapács működésének elméleti háttere A roncsolásmentes betonvizsgálatok elsődleges célja általában a szilárdságbecslés. A szilárdságbecsléshez szükségünk van egy megbízható összefüggésre, függvénykapcsolatra, a szerkezeti beton nyomószilárdsága és a vizsgált roncsolásmentes anyagjellemző között. Ilyen függvénykapcsolatok megalkothatók tervezett laboratóriumi kísérletekkel, vagy szerkezetből kifúrt magminták alapján. A szilárdságbecslés pontossága természetesen függ a megtalált függvénykapcsolat korrelációs együtthatójától (ACI, 2003; Leshchinsky et al, 1990). A visszapattanási értékek és a beton nyomószilárdsága között egyértelmű, fizikai okokra visszavezethető összefüggés nincs, csak empirikus összefüggést találhatunk (Anderson et al, 1955; Bungey at al, 2006). Ennek elsődleges oka, hogy a beton makroszkopikus értelemben is heterogén, és a Schmidt-kalapácsos vizsgálat a betonszerkezetnek csak néhány tíz mm vastag, felületi rétegét érinti. A mérési eredmények a felületi keménység relatív nagyságáról szolgáltatnak információt, és a beton egyéb szilárdságjellemzőivel nehezen hozhatók kapcsolatba. Mindazonáltal az elmúlt, több mint 50 év vizsgálati tapasztalatai megmutatták, hogy bizonyos tapasztalati összefüggések találhatók. A 6.12 ábrán igen szemléletes eredményeket mutatunk be a felületi keménység és a nyomószilárdság feltételezhető

72/247


kapcsolatára (Kolek, 1970b). Az ábrán különböző korú, megszilárdult cementpép próbatesteken mért Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek láthatók, a víz-cement tényező függvényében. Az eredmények rámutatnak, hogy a cementkő felületi keménysége hasonlóan érzékenyen követi a víz-cement tényező változását, mint ahogyan a nyomószilárdság esetében tapasztaljuk azt. A kis víz-cement tényezőknél az adalékszereket nem tartalmazó próbatesteken tapasztalható tömörítési hiány is megfigyelhető. Tehát a felületi keménységmérésen alapuló szilárdságbecslő eljárások megalapozottak lehetnek. Betonok esetében azonban nem csak a cementkő hatása tükröződik a visszapattanási értékekben (Granzer, 1970). Ahhoz, hogy mélyebben megértsük, hogy milyen jelenségek teszik lehetővé a Schmidtkalapácsos szilárdságbecslést, ismételten (immár részletesebben) rátekintünk a módszer működési elvére, illetve a visszapattanási értékeket befolyásoló legfontosabb tényezőkre. A Schmidt-kalapácsos visszapattanási érték a két test (értsd: a kalapács ütőtömege és a kalapácsnak a betonszerkezet felületéhez nyomott ütőszondája) részben rugalmas ütközéséből, az ütközéssel közölt energiának a beton lokális morzsolódása és belső súrlódása következtében bekövetkező disszipálódásából, valamint az ütés által gerjesztett mechanikai hullámok terjedéséből és visszaverődéseiből alakul ki. A visszapattanási érték a Schmidtkalapács ütőtömege által az ütés közben megtett, illetve a visszapattanás közben megtett úthosszának az arányát mutatja, tehát arányos az ütőtömeg ütést megelőző és a visszapattanást követő helyzeti energiájának arányával is (Schmidt, 1951): R

xr  100  x0

Er  100 E0

ahol x0 a mozgó tömeg ütés közben megtett útja; xr a mozgó tömeg visszapattanás közben megtett útja; E0 a mozgó tömeg helyzeti energiája az ütést megelőzően; Er a mozgó tömeg helyzeti energiája a visszapattanást követően. A Schmidt-kalapácsos ütés, illetve visszapattanás során elnyelődő energia egy része a készüléken belül, az ütőtömeg mozgása közben súrlódással vész el, más része a beton és a készülék ütőszondájának érintkezési felületén keresztül, az ütés pillanatában a betonban disszipálódik. Ez utóbbi energiaveszteség teszi lehetővé, hogy a Schmidt-kalapács a beton mechanikai tulajdonságainak vizsgáló eszköze lehessen. Az ütés pillanatában a betonban elnyelődő energia nagysága függ a beton nyomószilárdságától és rugalmassági modulusától is, ezáltal a beton feszültség-alakváltozás (σ-ε) diagramjának függvénye. Kisebb szilárdságú, kisebb merevségű betonban több energia nyelődik el, így a tapasztalt visszapattanási érték is kisebb, mint egy nagyobb szilárdságú, nagyobb merevségű beton esetén. Ha fölírjuk a Schmidt-kalapácsos vizsgálat egyszerűsített energiamérlegét, láthatóvá válik, hogy minél több a betonban elnyelődő energia, annál kisebb lesz az ütőtömeg ütés utáni mozgási energiája, tehát a Schmidt-kalapácsos visszapattanási érték: E0 = Er + Esúrl + Edissz Er = (E0 – Esúrl) – Edissz ahol E0 a mozgó tömeg helyzeti energiája az ütést megelőzően; Er a mozgó tömeg visszapattanást eredményező helyzeti energiája; Esúrl a ütőtömeg mozgása közben súrlódással elnyelődő energia; Edissz a beton és a készülék ütőszondájának érintkezésével az ütés pillanatában, a betonban disszipálódó energia (amely tehát egyrészről a beton helyi morzsolódása, másrészről a beton belső súrlódása révén nyelődik el). Minthogy lehetséges azonos nyomószilárdságú, de eltérő rugalmassági modulusú és energiaelnyelő-képességű betonokat készíteni, így azonos nyomószilárdságú betonok esetén is 73/247


kaphatunk eltérő visszapattanási értéket, és megfordítva, azonos visszapattanási értékeket kaphatunk eltérő nyomószilárdságú betonokra. Ezért például nem hanyagolható el az adalékanyagok rugalmassági modulusának hatása a visszapattanási értékekre. Az elmúlt 50 évben elméleti megfontolások alapján nem sikerült megállapítani a Schmidtkalapácsos visszapattanási értékek és a vizsgált anyagok fizikai, mechanikai jellemzői közötti összefüggést. Gaede és Schmidt (1964) elméleti megfontolások alapján ugyan fölírta a beton nyomószilárdsága és a visszapattanási értékek matematikai kapcsolatát, majd a fizikai modell használhatóságát laboratóriumi vizsgálatokkal is igazolták, azonban az összefüggések tartalmaztak olyan paramétereket, amelyek a nyomószilárdsággal, illetve a rugalmassági modulussal csak közvetetten hozhatók kapcsolatba. A beton nyomószilárdsága és a visszapattanási értékek fizikai kapcsolata függ a vizsgált anyag szerkezeti csillapításától, azonban a beton belső inhomogenitása miatt e csillapítás mértékének meghatározása nehézségekbe ütközik. Homogén, izotróp, félvégtelen, viszkoelasztikus, szilárd közeg felületén a visszapattanás mértéke elméleti megfontolások alapján is megadható (Calvit, 1967), de ez a megközelítés a betonvizsgálatokhoz nem nyújt segítséget. A szerkezeti csillapítás leírására kiválaszthatjuk például a logaritmikus dekrementumot (δ). A logaritmikus dekrementum függvényében egy tömeg ejtési magasságának (h0) és a visszapattanás magasságának (hr) aránya egy homogén, izotróp, félvégtelen, viszkoelasztikus, szilárd közeg felületén a következő (Kolek, 1970a):

hr 1  h0 1   Valamely, hasonlóan leegyszerűsített összefüggés a Schmidt-kalapácsos vizsgálatok esetén nem tartalmazná az ütőszonda alatt létrejövő lokális beton morzsolódás hatását, és az ütés közben kialakuló mechanikai hullámok terjedéséből származó hatásokat sem. Ez utóbbira részletesebben rátérünk a következőkben. Az ütés pillanatában, a beton felületén kialakuló mikro-mechanikai deformáció mechanikai hullámokat (vagy más néven feszültséghullámokat) indít el a betonban. E mechanikai hullámok hasonló módon terjednek szilárd közegekben, mint a hang terjedése a levegőben, vagy a földrengések lökéshullámai a Föld kérgében. Az ütőszondából, mint pontbeli hullámforrásból kiindulva P-típusú longitudinális (tágulási) és S-típusú transzverzális (nyíró) hullámok terjednek a betontestben, gömbfelületet alkotó hullámfrontok formájában és Rtípusú felületi hullámok terjednek a betontest felületén. A P- és S-hullámok közeghatárhoz (pl. acélbetét, adalékanyag szemcse, vízzel telt kapilláris, légzárvány, stb.) érkezve részben visszaverődnek. A P-hullámok képesek szilárd és cseppfolyós közegben is terjedni, míg az Shullámok a szilárd-cseppfolyós fázishatáron teljes mértékben visszaverődnek. Ha a visszaverődő mechanikai hullámok hullámfrontja eléri a hullámforrást, még mielőtt az ütőszonda és a betonfelület között a kapcsolat megszűnne, akkor a mért visszapattanási értékre ez hatással van. Tekintve a mechanikai hullámok terjedési sebességét ez a hatás mindig létrejön. Izotróp, lineárisan rugalmas közeg feltételezésével a P-hullámok terjedési sebessége (CP) és az S-hullámok terjedési sebessége (CS) a következő (ACI, 1998): CP 

CS 

E (1   )  (1   )(1  2 )

G



ahol E a közeg húzási/nyomási rugalmassági modulusa; G a közeg nyírási rugalmassági modulusa;  a közeg sűrűsége;  a közeg Poisson-tényezője.

74/247


t=0

t>0

σr σi a)

b)

a) 1,0 0,9 0,8

σr/σi feszültségek aránya



6.13 ábra. Mechanikai hullám kialakulása és visszaverődése a Schmidt-kalapács ütőszondájában a) Az ütőszondában, az ütőtömeg ütközésének pillanatában longitudinális mechanikai hullám indul el Cp sebességgel az ütőszonda csúcsának irányában. b) Az ütőszonda ütőfelületéről (az acél-beton fázishatárról) a longitudinális mechanikai hullám visszaverődik, és az ütőszonda vállának irányában terjed.

b) 1,0 0,9 0,8

0,9 0,8

0,7

0,7

0,7

0,6

0,6

0,6

10

20

30

40


0

20

40

60

80 2

nyomószilárdság, N/mm

c)

1,0

150

200

250

300

a σi és σr észlelése közötti időkülönbség (s)

6.14 ábra. Összefüggések a visszapattanási érték, a nyomószilárdság és a mechanikai hullámok egyes paraméterei között (Akashi, Amasaki, 1984) Jelmagyarázat: Az üres körök és a szaggatott vonal szárazon tárolt és légszáraz állapotban megvizsgált próbatestekre vonatkoznak. A kitöltött körök és a folytonos vonal végig vízben tárolt és víztelített állapotban megvizsgált próbatestekre vonatkoznak.

75/247

350


Mindeddig nem vizsgálták a mechanikai hullámok terjedését a betonban a Schmidt-kalapácsos vizsgálat közben. Akashi és Amasaki (1984) a Schmidt-kalapács ütőszondájában, mint rugalmas közegben tanulmányozta a mechanikai hullámok terjedését. Vizsgálataikhoz a Schmidt-kalapács eredeti ütőszondáját kicserélték egy különleges, nyúlásmérő bélyegekkel ellátott ütőszondára, amelynek rugalmassági modulusa (hasonlóan az eredeti ütőszondáéhoz) E=190 GPa volt. A különleges ütőszondával, az eredetitől eltérő geometria miatt, a Schmidtkalapács kalibráló üllőjén nem 78…82 visszapattanási értéket regisztráltak, hanem annál kisebb értékeket. Ettől eltekintve a vizsgálatok eredményei rendkívül jól szemléltették a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek nem tökéletesen rugalmas ütközésre való visszavezethetőségét, ezért röviden ismertetjük e tanulságos, és mindmáig egyedi vizsgálatok eredményeit. Vizsgálataik során a kutatók összefüggéseket kerestek az ütőszondában, az ütőtömeg ütközésének hatására kialakuló longitudinális mechanikai hullám kezdeti (i) amplitúdójának (σi, 6.13a ábra), és az ütőszonda ütőfelületéről (az acél-beton fázishatárról) visszaverődő longitudinális mechanikai hullám (r) amplitúdójának (σr, 6.13b ábra) aránya (σr/σi) között. Ezt az arányszámot tekintették vizsgálataik legfontosabb paraméterének. A visszapattanási értékekre, a beton nyomószilárdságára, illetve a σi és σr észlelése közötti időkülönbségre vonatkozó eredményeiket a 6.14 ábrán mutatjuk be. Megfigyelhető, hogy a bevezetett σr/σi paraméter mind a visszapattanási értékkel mind pedig a nyomószilárdsággal arányos, így tehát alkalmas a Schmidt-kalapácsos vizsgálat jellemzésére is. A kutatók igyekeztek feltárni a betonon tapasztalt jelenségek és a lineárisan rugalmas – tökéletesen képlékeny anyagok felületi keménysége közötti különbségeket is, ezért a beton próbatesteken kívül 20 mm vastagságú fém (réz és acél) lemezeken is végeztek vizsgálatokat, amelyeknek Brinell keménysége HB620 és HB5960 (N/mm2) között változott (összehasonlításként: a Schmidt-kalapács kalibráló üllőjének (MSZ EN 12504-2:2001) Brinell keménysége HB5200). A vizsgálatok eredményeit a 6.15 és 6.16 ábrán foglaljuk össze: egy v/c=0,70 víz-cement tényezőjű beton 3, 7, 28 és 91 napos korában mért vizsgálati eredményeit a 6.15 ábrán, míg az ötféle, eltérő Brinell keménységű fémlemezen mért eredményeket a 6.16 ábrán adjuk meg. A tapasztaltakat a következőkben foglaljuk össze:  a longitudinális mechanikai hullám kezdeti σi amplitúdója független a beton nyomószilárdságától és a fémlemezek Brinell keménységétől,  a visszaverődő longitudinális mechanikai hullám σr amplitúdója annál nagyobb, minél nagyobb a beton nyomószilárdsága, illetve minél nagyobb a fémlemez Brinell keménysége,  a visszaverődő longitudinális mechanikai hullám σr amplitúdója beton esetén sohasem éri el a kezdeti σi amplitúdót,  a visszaverődő longitudinális mechanikai hullám σr amplitúdója az acél lemezek esetén (HB>1750) meghaladja a kezdeti σi amplitúdót,  a visszaverődő longitudinális mechanikai hullám (σr) észlelésének időpontja beton esetén annál későbbi, minél kisebb a beton nyomószilárdsága,  a visszaverődő longitudinális mechanikai hullám (σr) észlelésének időpontja nem függ a különböző fémlemezek Brinell keménységétől,  a fémlemezek vizsgálata esetén a longitudinális mechanikai hullám kezdeti σi amplitúdójának észlelése és a visszaverődő mechanikai hullám σr amplitúdójának észlelése között (kisebb időkülönbséggel) egy markáns feszültségcsúcs észlelhető, amely beton esetén nem mutatható ki (e jelenséget a kutatók nem magyarázták). Összefoglalva tehát megállapítható, hogy a Schmidt-kalapács ütőszondájában kialakuló mechanikai (feszültség-) hullámok jelentősen eltérnek a lineárisan rugalmas – tökéletesen képlékeny anyagmodellel jellemezhető fémek, illetve a viszkoelasztikus – morzsolódó anyagmodellel jellemezhető beton esetén. 76/247


mechanikai hullám feszültsége, N/mm2

idő, s 10

200

100

300

400

500

0 -10 -20

3 nap

-30

σr

-40

7 nap 28 nap

-50 -60

91 nap

σi

mechanikai hullám feszültsége, N/mm2

6.15 ábra. Mechanikai hullámok időbeli alakulása, egy v/c=0,70 víz-cement tényezőjű betonon 3, 7, 28 és 91 napos korban mért vizsgálati eredmények alapján (Akashi, Amasaki, 1984)

20 0

idő, s 100

200

-20 -40 Brinell keménység, N/mm2

-60

HB620 -80

HB1750

σi

HB2410

-100

HB3290

σr

HB5960

6.16 ábra. Mechanikai hullámok időbeli alakulása, különböző Brinell keménységű fémlapokon végzett vizsgálatok eredményei alapján (Akashi, Amasaki, 1984) A visszapattanási értéket befolyásoló tényezők A Schmidt-kalapácsos vizsgálat során kapott visszapattanási értéket a készülék ütőszondájának közvetlen környezetében lévő beton tulajdonságai határozzák meg. Ennél fogva a vizsgálat igen érzékeny a vizsgálati körülményekre. Például, ha egy nagyobb adalékanyag szemcse, vagy egy nagyobb légzárvány fölött mérünk, akkor a szerkezeten egyébként tapasztalt átlagos visszapattanási értékekhez képest lényegesen nagyobb, illetve lényegesen kisebb visszapattanási érték lesz mérhető (Herzig, 1951). A betonfelszín közvetlen közelében futó (elégtelen betonfedésű) betonacélok szintén befolyásolják a mért

77/247


visszapattanási értéket. A következőkben röviden összefoglaljuk a visszapattanási értéket befolyásoló legfontosabb hatásokat.

karbonátosodás mélysége, mm

Az ütésirány Az ütésirányt mindig a gravitáció irányához képest értelmezzük (így elsősorban fölfelé, lefelé vagy vízszintes irányban ütve szoktunk vizsgálatot végezni). A Schmidt-kalapács használatának alapértelmezett ütésiránya a vízszintes irány. Amennyiben ugyanazon betonszerkezeten visszapattanási értékeket mérünk, függőlegesen lefelé irányuló ütés esetén rendre kisebb, míg függőlegesen fölfelé irányuló ütés esetén rendre nagyobb visszapattanási értékeket kapunk, mint a vízszintes ütésiránnyal megkapható visszapattanási értékek (Schmidt, 1950). A mérési eredményeket ezért mindig korrigálni kell az ütésiránytól függően ahhoz, hogy a vízszintes ütésirányra kidolgozott empirikus összefüggéseket alkalmazni tudjuk az eredmények értékelése során. Az ütésirány szerinti korrekcióra a szabványokban és a szakirodalomban találunk javaslatokat (pl. Proceq, 2003). 15 C12/15 12

C20/25

9 C30/37 6 3 0

C35/45

0

5

10

15 20 beton kora, év

6.17 ábra. A karbonátosodási mélység és a beton nyomószilárdság összefüggésének sematikus ábrázolása (Bindseil, 2005) A beton kora A beton korának tárgyalása során meg kell különböztetnünk a karbonátosodás és a szilárdulás ütemének a hatását. Az 56 napnál idősebb betonok esetén már figyelembe kell venni a beton karbonátosodásának a hatását, mert a karbonátosodás a beton felületi keménységének növekedésével jár (karbonátosodás: a betonban található kalcium-hidroxid átalakulása kalcium-karbonáttá a levegő széndioxid tartalmának a hatására). A karbonátosodás figyelmen kívül hagyása elhanyagolást eredményez – a biztonság kárára. A karbonátosodás következtében a beton felületi keménysége oly mértékben megváltozhat, hogy annak figyelembevétele nélkül a becsült nyomószilárdság (fölfelé) akár 50%-nál nagyobb mértékben is eltérhet a valóságostól (Gaede, Schmidt, 1964; RILEM, 1977; Wesche, 1967). A karbonátosodás hatását a szakirodalomban fellelhető javaslatok általában egy 1,0-nél kisebb szorzótényező bevezetésével javasolják figyelembe venni, a beton korának függvényében (pl. Pohl, 1966). E javaslatok azonban nagy bizonytalanságot hordoznak magukban, mivel önmagában a beton kora és a karbonátosodás között nem lehet egyértelmű kapcsolatot teremteni. Ugyanis a karbonátosodás, pontosabban fogalmazva a karbonátosodás mélysége, elsősorban a beton kapilláris porozitásának, illetve a tárolási és környezeti viszonyoknak a

78/247


függvénye. Amint azt a 6.17 ábrán is megfigyelhetjük, minél kisebb a beton porozitása (és ennél fogva minél nagyobb a nyomószilárdsága), annál kisebb a karbonátosodás mélysége ugyanannyi idő elteltével (Bindseil, 2005). Tehát ha a karbonátosodás hatását figyelembe szeretnénk venni, akkor a vizsgált beton porozitását (nyomószilárdságát) is szem előtt kell tartanunk. Jó lehetőséget biztosít erre a JGJ/T23-2001 jelzetű kínai nemzeti szabvány javaslata, amely kiterjedt laboratóriumi kísérletekre alapozva javasol összefüggést a visszapattanási értékek és a beton karbonátosodási mélysége között. A javaslatot a Proceq SA is átvette és ajánlja segédleteiben (Proceq, 2003). Az összefüggést sematikusan a 6.18 ábrán mutatjuk be. A karbonátosodás hatásának figyelembe vételét követően, a beton szilárdulásának, utószilárdulásának hatását is számításba kell venni, amennyiben szükséges. Ehhez ismernünk kell a vizsgált beton összetételét, elsősorban az alkalmazott cement fajtáját, hogy a hidratáció ütemére következtetni lehessen. Azon összefüggések, amelyek a különböző cementek hatását nem különböztetik meg, nagy bizonytalanságuk miatt nem javasolhatók. Itt szeretnénk utalni az ÚT 2-2.204:1999 Útügyi Műszaki Előírásban megadott, a beton korát (karbonátosodását) figyelembe vevő paraméterre, amely a fenti hatásokra nem tér ki, így tovább csökkenti a javasolt szilárdságbecslési módszer megbízhatóságát. 1,0 0,9 0,8 R = 20 0,7 0,6

R = 50

0,5 0

1

2

3

4

5

6

7

8

karbonátosodás mélysége, mm

6.18 ábra. Korrekció a karbonátosodás mélységének figyelembe vételére a JGJ/T23-2001 jelzetű kínai nemzeti szabvány javaslata szerint, R = 20-50 visszapattanási értékek között (Proceq, 2003) A beton nedvességtartalma A beton nedvességtartalma befolyásolja a mért visszapattanási értéket (Jones, 1962; Victor, 1963; Zoldners, 1957). Egyes szakirodalmi források szerint, ha a beton víztelített állapotban van, a visszapattanási érték 20%-nál nagyobb mértékben is csökkenhet, a légszáraz állapotban mérhetőhöz képest (RILEM, 1977). A megállapítás még akkor is igaz, ha a beton külső felülete száraz. Más szakirodalmi források is alátámasztják ezt a tapasztalatot, de az eltérés mértékét kisebbnek adják meg (Samarin, 2004). A beton nedvességtartalmának közvetlen figyelembe vételére viszont a szakirodalom általában nem ad meg összefüggéseket. A kérdés további kutatómunkát igényel és különösen a nagyobb víz-cement tényezőknél és fiatalabb betonoknál van jelentősége.

79/247


Csak érdekességként említjük meg, hogy betonban az ultrahang terjedési sebességét vizsgáló roncsolásmentes eszközökhöz („betonoszkóp”) a szakirodalom részletes javaslatokat ad a beton nedvességtartalma és az ultrahang terjedési sebessége között feltételezhető kapcsolatra (pl. Ohdaira, Masuzawa, 2000). Az adalékanyag Mind az adalékanyag típusa, mind pedig az adalékanyag szemcseméret-eloszlása (a péptelítettséggel összefüggésben) hatással van a mért visszapattanási értékre. Az adalékanyag rugalmassági modulusának hatása kiemelkedő. Például kvarckavics adalékanyaggal készített betonokon a visszapattanási értékek nagyobbra adódnak, mint ugyanolyan nyomószilárdságú, de mészkő zúzalékkal készített betonokon (Grieb, 1958; IAEA, 2002; Neville, 1981). Kvarckavics adalékanyag legnagyobb szemnagyságának (dmax) változtatásával, szintén a péptartalom változásának hatására, változik a visszapattanási érték. Az adalékanyag típusa, illetve szemeloszlása hatásának figyelembe vételére szakirodalmi források esetenként adnak javaslatot (pl. Malhotra, Carino, 2004). A cement Mind a cement fajtája, mind pedig a cementtartalom jelentős hatással van a mért visszapattanási értékre: a különbségek meghaladhatják az 50%-ot is (IAEA, 2002). A cement őrlésfinomságának hatását nem tekintik szignifikánsnak, a hatás nem haladja meg a 10%-os mértéket (Bungey et al, 2006). A cement fajtája és mennyisége hatásának figyelembe vételére szakirodalomi források esetenként adnak javaslatot (pl. Talabér, Borján, Józsa, 1979). A javaslatok többnyire nagy bizonytalanságot hordoznak, és csak a hivatkozott esetekre érvényesek, ezen kívül rendszerint azt sem veszik figyelembe, hogy két azonos víz-cement tényezőjű beton közül a nagyobb cementtartalmúnak (nagyobb porozitása következtében) kisebb a nyomószilárdsága (lásd részletesen: Ujhelyi, Popovics, 2006). Az eddig felsorolt, legfontosabbnak tekinthető hatásokon kívül még számos egyéb körülmény is hat a visszapattanási értékre (Bungey et al, 2006). Éppen ezért a Schmidt-kalapácsos roncsolásmentes vizsgálatot csak durva becslésre tudjuk felhasználni, ha a vizsgált beton semmilyen egyéb tulajdonságát nem ismerjük, vagy ha egyéb roncsolásmentes, vagy roncsolásos vizsgálattal nem egészítjük ki a Schmidt-kalapácsos vizsgálatunkat. Összefoglalóan megállapítható, hogy laboratóriumi körülmények között készített, utókezelt és vizsgált betonok esetén a Schmidt-kalapácsos szilárdságbecslés 15-20%-os bizonytalansággal, míg valós szerkezetek esetén 25% körüli bizonytalansággal szolgáltat eredményt (Malhotra, 1976). 5,0 0,16 4,5

csúcsosság

0,14

4,0

0,12

szórás

3,5 3,0

0,10 0

100

200

300

400

500

ütésszám

6.19 ábra. Matematikai statisztikai jellemzők (szórás és csúcsosság) aszimptotikus viselkedése egy vasbeton fal Schmidt-kalapácsos vizsgálati eredményei alapján

80/247


A Schmidt-kalapácsos vizsgálat matematikai statisztikai peremfeltételei Tekintve a visszapattanási értéket befolyásoló tényezők nagy számát, fölmerül az a kérdés is, hogy vajon milyen nagy számban szükséges egy szerkezeten visszapattanási értékeket rögzítenünk ahhoz, hogy kellő megbízhatósággal közelítsük meg a szerkezetre jellemző legvalószínűbb visszapattanási értéket? A roncsolásmentes betonvizsgálatokkal foglalkozó egykori RILEM munkabizottság álláspontja szerint 25 ütést meghaladó mintaszám-érték már elégséges (RILEM, 1977). Magyar szakirodalmi adatok legalább 100 ütést tartanak elégségesnek (Borján, 1968), amely mintaszámot egyes matematikai statisztikai jellemzők (módusz, átlag, szórás, csúcsosság stb.) aszimptotikus viselkedésének vizsgálatával ellenőrizhetünk. A 6.19 ábrán erre vonatkozó vizsgálati eredményünket mutatjuk be. Arni (1972) laboratóriumi vizsgálatok alapján igazolta, hogy egy-egy betontétel között 200 psi (≈ 1,4 N/mm2) szilárdságkülönbség 90%-os megbízhatósággal mutatható ki 8 darab szabványos henger törővizsgálata, vagy pedig 120 Schmidt-kalapácsos visszapattanási érték elemzése alapján. Azt is igazolták (Bungey et al, 2006), hogy egy vizsgálati helyre vonatkozóan a visszapattanási érték várható értéke ±15/ n %-on belüli eltéréssel, 95%-os megbízhatósággal kapható meg, ha a vizsgálati helyen rögzített visszapattanási értékek száma (n) legalább tíz. Tapasztalataink alátámasztják Borján (1968)és Arni (1972) véleményét azzal a kiegészítéssel, hogy egyenletes minőséggel készített betonszerkezet esetén 50-300 ütésszám mellett valóban megbízható becslést kapunk, azonban gondatlan kivitelezéssel készült betonszerkezet esetén a becslés megbízhatósága még 1000 feletti ütésszám esetén is kicsi: ezen esetekben ugyanis nem ugyanazon populációból veszünk véletlenszerűen mintákat, amit általában az is mutat, hogy a visszapattanási értékek előbb említett matematikai statisztikai jellemzői nem tartanak aszimptotához a mintaszám növelésével. Megjegyezzük, hogy a mintaszám függvényében a becslés konfidencia intervalluma – igény esetén – pontosan is meghatározható (ACI, 2003). Leshchinsky et al (1990) részletes, matematikai statisztikai alapokon nyugvó összefüggést adott roncsolásmentes vizsgálati módszerek esetén szükséges vizsgálati mintaszámra (n):

n  t 2Vf2 / p2 Vf 

1  (H) VH r H

ahol Vf a szerkezeti beton nyomószilárdságának variációs együtthatója; p a nyomószilárdság becslésének elfogadható hibaszázaléka; t a vizsgálati elemszámtól és a szilárdságbecslés megbízhatóságától függő kritikus érték (amelyet hazánkban szokás Student-tényezőnek is nevezni); f=(H) a beton nyomószilárdsága és a roncsolásmentes anyagjellemző között feltételezett függvénykapcsolat; f a beton nyomószilárdsága; H a roncsolásmentes anyagjellemző (jelen esetben a visszapattanási érték); r a fenti függvénykapcsolat korrelációs együtthatója; VH a roncsolásmentes anyagjellemző variációs együtthatója. Bár Leshchinsky módszere elméleti megfontolásokon nyugszik, és tudományos kutatásokhoz igen hasznos lehet, a gyakorlati alkalmazása többnyire nem lehetséges, a peremfeltételek hiánya miatt. Az eddig elmondottak alapján ahhoz, hogy egy becslésre alkalmas, illetve elfogadható mértékű bizonytalansággal (megbízhatósággal) rendelkező szilárdságbecslő összefüggést kapjunk, figyelembe kell venni a következő, bizonytalanságot hordozó tényezőket: 1) a szerkezeti beton átlagos nyomószilárdságának, az adott vizsgálati területre vonatkozó változékonysága (valószínűségi változóként kezelve, az eloszlásának típusa és matematikai statisztikai jellemzői alkalmasak ennek leírására),

81/247


2) a vizsgálati módszernek (illetve a vizsgáló eszköznek) a roncsolásmentes anyagjellemző mért értékeit befolyásoló saját bizonytalansága, 3) a beton nyomószilárdsága és a roncsolásmentes anyagjellemző között feltételezett függvénykapcsolat bizonytalansága. A kész betonszerkezet átlagos nyomószilárdságának, az aktuális vizsgálati területre vonatkozó változékonyságát itt nem elemezzük részleteiben. Mindössze arra utalunk, hogy a szerkezeti beton nyomószilárdságának változékonyságát a beton összetételén kívül befolyásolja a beton szállításának, bedolgozásának, tömörítésének és utókezelésének módja, illetve természetesen maga a szilárdságvizsgálati módszer is. Azt is megemlítjük, hogy a mai napig vitatott (és a nagyobb nyomószilárdságú betonok megjelenése miatt különösen), hogy a beton nyomószilárdságának szórását, vagy a variációs együtthatóját tekinthetjük-e konstansnak a nyomószilárdság függvényében. E vita az 1970-es években látszólag nyugvópontra jutott, amikor (elsősorban Rüsch kutatásaira alapozva, lásd pl. Rüsch, 1964) egy CEB-CIB-FIPRILEM közös ad-hoc munkabizottság publikálta ajánlását „Recommended principles for the control of quality and the judgement of acceptability of concrete” címmel (CEB-CIB-FIPRILEM, 1974). Ezt később tartalmilag az ACI is adaptálta (ACI, 1977). A 6.20a és 6.20b ábrán bemutatjuk e két javaslatot. Megállapítható, hogy a beton nyomószilárdságának szórása a minőség-ellenőrzés szigorúságának függvényében gyakorlatilag konstans,  = 2,0 – 8,0 N/mm2 értékűnek tételezhető föl. Ezzel szemben más, újabb keletű szakirodalmi források alapján a szerkezeti beton nyomószilárdságának variációs együtthatója tekinthető konstansnak, értéke: V = 7 – 12% (Bartlett, MacGregor, 1995). A vita végére továbbra sem tehetünk pontot, ugyanis pl. az ACI Committee 214 az egyik ajánlásában, nagyszilárdságú beton vizsgálataira hivatkozva úgy nyilatkozik, hogy „a variációs együttható értékét kevésbé befolyásolja a nyomószilárdság nagyságrendje, így ha a nyomószilárdság széles tartományát felölelő ellenőrzést végzünk, akkor hatékonyabban alkalmazható, mint a szórás” (ACI, 2002). Hasonló gondolatmenet figyelhető meg a visszavont MSZ 4798 szabványban is, amely nagyszilárdságú betonokra  = 5,0 N/mm2 nyomószilárdsági szórást javasol, szemben a közönséges (normál) betonokra javasolt  = 3,0 N/mm2 nyomószilárdsági szórással (MSZ 4798-1:2004). Felhívjuk a figyelmet, hogy a beton nyomószilárdságának szórásáról általánosságban beszélve, mindig egy eredő szórásra (R) hivatkozunk, amely magában foglalja a beton anyagától, összetételétől, bedolgozásától, stb. függő szórást (B) és a szilárdságvizsgálati módszer bizonytalanságától függő, vizsgálaton belüli szórást (V). Ez utóbbira a szakirodalom megadja, hogy a variációs együttható állandó, VV = 3 – 5%, így a vizsgálaton belüli szórás a nyomószilárdság átlagértékével lineárisan nő (ASTM, 2004; 2005). Az eredő szórás meghatározása:

 2R   2B   2V A fenti összefüggésben szereplő, a beton anyagától, összetételétől, bedolgozásától, stb. függő B szórás értékére a szakirodalom nem ad meg egyértelmű kísérleti adatokat, azonban kifejezhető az ismertnek tekintett eredő szórásból és a vizsgálaton belüli szórásból:

 B   2R   2V   2R  ( VV  f cm ) 2 A három szórás-jellemző összefüggését sematikusan a 6.20c ábrán mutatjuk be. Megfigyelhető, hogy a beton anyagától, összetételétől, bedolgozásától, stb. függő B szórás csökken a nyomószilárdság átlagértékének növekedésével. 82/247


R

gyenge

6

8

R

6

gyenge

4

4

jó

2

jó

2

a) 20

30

40

50

B R = 8 N/mm2

6

gyenge

4

B R = 4 N/mm2

V

jó

2

V c)

0 10

8

b)

0 0

szórás, N/mm2

8

szórás, N/mm2

szórás, N/mm2

Az eddigiekben elemzett kérdésnek a jelentősége megnő, ha roncsolásmentes szilárdságvizsgálatot végzünk, hiszen a roncsolásmentes vizsgálati módszerből származó vizsgálaton belüli szórás nem jellemezhető a laboratóriumi roncsolásos nyomószilárdságvizsgálatokra jellemző VV = 3 – 5% vizsgálaton belüli szórás értékével.

60

nyomószilárdság, N/mm2

0

0

10

20

30

40

50

60


0

10

20

30

40

50


6.20 ábra. A beton nyomószilárdsága és annak szórása közötti összefüggések, változó (gyenge, illetve jó) minőség-ellenőrzés mellett a) CEB-CIB-FIP-RILEM ajánlás (1974) az eredő szórásra (R) b) ACI ajánlás (1977) az eredő szórásra (R) c) az anyagtól függő (B) és a vizsgálaton belüli (V) szórás összefüggésének sematikus ábrázolása

A Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek vizsgálaton belüli szórását, és variációs együtthatóját láthatjuk a 6.21a és 6.21b ábrán az átlagos visszapattanási érték függvényében (ACI, 2003). Megfigyelhető, hogy a visszapattanási értékek vizsgálaton belüli bizonytalanságát nem a visszapattanási értékek szórásával (amely az átlagértékkel arányosan növekszik), hanem a visszapattanási értékek variációs együtthatójával (amely az átlagértéktől független konstans) célszerű leírni. A szakirodalmi adatok szerint a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek vizsgálaton belüli variációs együtthatója VH = 10% (ACI, 2003). Az eddig elmondottaktól némileg eltérően, Leshchinsky et al (1990) a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek vizsgálaton belüli variációs együtthatójának csökkenését tapasztalta növekvő nyomószilárdság mellett (fc = 5 N/mm2, VH = 9%; fc = 40 N/mm2, VH = 6%). Végül a beton nyomószilárdsága és a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek között feltételezett függvénykapcsolat bizonytalanságát illetően szeretnénk utalni a regressziós analízis bizonytalanságaira, pontosabban a regressziós analízis egyszerűsítő peremfeltételeiből származó hibákra. E kérdést korábban érintőlegesen tárgyaltuk, a hibák kiküszöbölésének lehetőségeivel együtt. A regressziós függvények érzékenységének számszerűsítéséhez olasz kutatók (Di Leo et al, 1984) normál betonokra bevezettek egy ún. érzékenységi indexet (1/), amelynek értékeit később nagy szilárdságú betonokra is meghatározták (Pascale et al, 2003). Az érzékenységi index alakja: 1 

df cm R d (R ) R    dR f cm dR f cm

83/247

60


szórás, N/mm2

ahol fcm a beton nyomószilárdság átlagértékének becsült értéke; fcm = (R) a szilárdságbecslő függvény alakja; R a visszapattanási érték jellemző értéke. Megadjuk, hogy a kutatók által javasolt, fcm = a + b·Rc általános alakú hatvány függvénykapcsolat feltételezésével az érzékenységi index normál betonok (fcm = 15…65 N/mm2) esetén 1/ = 2,2…0,8 értékű, nagy szilárdságú betonok (fcm = 65…150 N/mm2) esetén pedig 1/ = 0,8…0,5 értékű (Di Leo et al, 1984; Pascale et al, 2003). Az index definíciójánál fogva hatványfüggvények és polinom függvények esetén szolgáltat eredményt, lineáris és exponenciális függvénykapcsolatok esetén viszont (amelyekből számos javaslat található a szakirodalomban a beton nyomószilárdsága és a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek közötti kapcsolatra) elfajuló, 1/ = 1,0 eredményre vezet. Általános használatra tehát nem alkalmas. 6

a)

Keiller (1982) Carette, Malhotra (1984)

5

Yun et al (1988)

4 3 2 1

variációs együttható, %

10

15

20

25

30

35

20

40 b)

15

10

5

Keiller (1982) Carette, Malhotra (1984) Yun et al (1988)

0 10

15

20

25

30

35

40

átlagos visszapattanási érték

6.21 ábra. Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek a) vizsgálaton belüli szórása, és b) variációs együtthatója, az átlagos visszapattanási érték függvényében (ACI, 2003). Jövőbeni feladatok A roncsolásmentes betonvizsgálatok jelentősége a jövőben is megmarad, sőt, az újabb módszerek megjelenésével e jelentőség fokozódása is várható. A Schmidt-kalapács az egyik legkorábban kifejlesztett roncsolásmentes betonvizsgáló eszköz. A világon mindenütt közismert eszközzé vált a Schmidt-kalapács az elmúlt 50 évben, annak köszönhetően, hogy

84/247



beszerzése és használata költségkímélő, és ráadásul nem igényel különleges elvárásokat a felhasználótól, Nem szabad elfelejteni azonban a bemutatott korlátokat. Éppen az eszköz viszonylag egyszerű felépítése és működése vezetett oda, hogy a felhasználók többnyire nem rendelkeznek kellő mélységű megértéssel sem a működési elvvel, de különösképpen az alkalmazhatóság korlátaival kapcsolatban. A jövő útja várhatóan az, hogy a Schmidt-kalapácsos vizsgálatokat más, lehetőleg minél kisebb roncsolással járó vizsgálatokkal kiegészítve használjuk. Nem minden esetben van ugyanis lehetőségünk a legalább kilenc darab, 50-150 mm átmérőjű magminta kifúrására, amelyet az MSZ EN 13791:2007 szabvány megkövetel. A Schmidt-kalapácsos vizsgálat kiegészítéseként egyrészről használható az ultrahangos eljárás, amelynek kutatása szintén évtizedek óta folyik és igen gazdag a szakirodalmi háttere. Másrészről, az ultrahangos eljárás helyett a jövőben inkább azok a roncsolásmentes, vagy félig roncsolásos módszerek részesíthetők előnyben, amelyek a beton nyomószilárdságával közvetlenebb kapcsolatban álló tulajdonságot vizsgálnak, mint az ultrahang terjedési sebessége (amely inkább a testsűrűséggel és a nedvességtartalommal függ össze). E célra elsősorban a következő vizsgálati módszerek lehetnek alkalmasak: kis átmérőjű magminták (<50mm) kifúrása és nyomószilárdság vizsgálata, Windsor szonda (lőporos) behatolás vizsgálata, egyéb (mechanikus) behatolás vizsgálatok, utólagosan (vagy esetenként betonozás előtt) elhelyezett csapok kiszakító vizsgálata, utólagosan elhelyezett korongok leszakító vizsgálata. Mivel e kombinált vizsgálatokra szabvány szintű előírások nincsenek, illetve a szakirodalmi háttér sem gazdag, további kutatások szükségesek. 300 250

ezredforduló évei

200 150

90-es évek

100

70-es évek

50-es évek

50 0 0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

v/c tényező

6.22 ábra. Betonok nyomószilárdságának növekedése az elmúlt ötven évben (Bentur, 2002 alapján). Az ábrán sraffozással jelöltük a Schmidt-kalapácsos vizsgálatok tartományát az eredeti elv és körülmények szerint.

Külön megemlítjük a betontechnológiában nem régen megjelent módszerekkel készülő betonok vizsgálatának jelentőségét. A nagy szilárdságú betonok (HSC – High Strength Concrete), a szálerősítésű betonok (FRC – Fibre Reinforced Concrete), a reaktív por betonok (RPC – Reactive Powder Concrete), az öntömörödő betonok (SCC – Self Compacting Concrete), a nagyszilárdságú könnyűbetonok (LC – Lightweight Concrete) egyre nagyobb mértékben hódítanak tért az építőiparban (6.22 ábra, Bentur, 2002). Ezek roncsolásmentes

85/247


CO2 koncentráció, ppm

vizsgálatára a szakirodalomban még csak kevés példát találunk (pl. Pascale et al., 2003; Nehme, 2004; Gyömbér, 2004; KTI, 2005). E téren további kutatások szükségesek. A jövőben várhatóan olyan hatások jelentősége is megváltozik, mint pl. a betonok karbonátosodása és a felületi keménység változása közötti viszony. Egyrészről a betonok permeabilitása (gázáteresztő képessége) a növekvő szilárdsággal egyre kisebb, így állandó CO2 koncentráció mellett a karbonátosodás mélysége is egyre kisebb. Másrészről, globális viszonylatban a levegő CO2 koncentrációja évente mintegy 0,5%-kal nő (6.23 ábra, Yoon et al, 2007), amely az urbanizálódott területeken ezt is meghaladó ütemben növekszik, és ezzel az ottani betonok karbonátosodási folyamata felgyorsul. E kérdések további, részletes vizsgálatokat igényelnek. 360 340 320 300 280 260 1750

évek 1800

1850

1900

1950

2000

6.23 ábra. A légkör CO2 koncentrációjának növekedése az elmúlt 250 évben (Yoon et al, 2007). A legfrissebb hazai kutatási eredmények A kutatás jelentősége A Schmidt-kalapácsos vizsgálatok elsődleges célja, hogy olyan összefüggést találjunk a beton felületi keménysége és nyomószilárdsága között, amely segítségével elfogadható mértékű bizonytalansággal megbecsülhető a beton szilárdsága. Ezért a becsült nyomószilárdság bizonytalansága függ a szerkezeti beton átlagos nyomószilárdságának az adott vizsgálati területre vonatkozó változékonyságától, a vizsgálati módszernek (ill. a vizsgáló eszköznek) a roncsolásmentes anyagjellemző mért értékeit befolyásoló saját bizonytalanságától, valamint a beton nyomószilárdsága és a roncsolásmentes anyagjellemző között feltételezett függvénykapcsolat bizonytalanságától. Kiterjedt szakirodalmi kutatás alapján megállapítható, hogy számos, kísérleti eredményeket és azok elemzését tartalmazó közlemény elérhető, azonban: - A visszapattanási érték statisztikai paramétereinek nagyszámú adat alapján történő meghatározása eddig hiányzott a szakirodalomból. Még a jelenleg hatályos szabványokban és irányelvekben fellelhető statisztikai paramétereket is kisszámú adat alapján állapították meg. - A visszapattanási keménység és a nyomószilárdság kapcsolatának leírására sem általános érvényű elméleti, sem tapasztalati összefüggés nem található a szakirodalomban. Ennek ellenére számos műszaki közlemény szerzője azt állítja, hogy a beton felületi keménysége és nyomószilárdsága között a kapcsolat létezik és a módszer közismert, valamint általánosan

86/247


elfogadott. Egyes kutatók ezzel szemben úgy vélik, hogy a módszerrel a szilárdságbecslés nem is lehetséges és az eszköz csak minőségegyenletesség ellenőrzésére alkalmas. A szakirodalomban fellelhető függvénykapcsolatokra tett több tucat javaslat jelentős eltérése elemzésre és magyarázatra szorul. - A visszapattanási keménységet csak akkor lehet összefüggésbe hozni a nyomószilárdsággal, ha elegendő mennyiségű energia nyelődik el a betonban az ütközés során. Az eredeti Schmidt-kalapács feltalálója a készülék ütési energiáját az 1950-es években szokásos betonok nyomószilárdságához igazította. A mai betonépítési technológia azonban jellegzetesen nagyobb szilárdságú betonokat használ. - A módszerrel kapcsolatos tudományos egyetértés hiányában a Schmidt-kalapács csaknem elvesztette a szerepét a szilárdságbecslésben, ti. a jelenleg hatályos nemzetközi és európai szabványok kizárják a Schmidt-kalapács önmagában történő használatát a beton nyomószilárdságának becslésére. Ha egy műtárgy betonjának nyomószilárdságát szeretnénk megbecsülni, akkor a Schmidt-kalapácsos vizsgálatot ki kell egészítenünk kifúrt magminták egyidejű nyomószilárdság vizsgálatával (EN 13791). A kutatás célkitűzései A kutatás (Dr. Szilágyi Katalin PhD munkája) a rugalmas visszapattanás elvén működő keménységvizsgálati módszer szilárdságbecsléssel kapcsolatos kérdéseinek okait igyekezett feltárni és átfogó elemzést nyújtani a módszerről, a visszapattanási keménység és a szilárdság kapcsolatának pontosabb megértése érdekében. A kutatás keretein belül három általános célkitűzés fogalmazódott meg: 1) Az első célkitűzés annak megállapítása volt, hogy a visszapattanási keménység statisztikai jellemzői hasonlóak-e a nyomószilárdság statisztikai jellemzőihez – kiterjedt szakirodalmi kutatás és a rendelkezésre álló helyszíni és laboratóriumi vizsgálati eredmények statisztikai elemzése alapján –, továbbá a nemzetközi előírások rugalmas visszapattanás elvén működő keménységvizsgáló módszerre vonatkozó ismételhetőségi feltételeinek felülvizsgálata. 2) A második célkitűzés az volt, hogy kiterjedt szakirodalmi kutatás és elméleti megfontolások alapján azonosításra kerüljenek a visszapattanási keménység elsődleges befolyásoló tényezői (kizárólag szakszerűen elkészített betonokat figyelembe véve), amelyekből kiindulva kifejleszthető egy általános működési modell a visszapattanási keménység és a nyomószilárdság közötti kapcsolat leírására; majd a modell ellenőrzése laboratóriumi verifikáló kísérlettel és paraméterelemzéssel. 3) A harmadik célkitűzés célzott laboratóriumi kísérletek alapján annak megállapítása volt, hogy a visszapattanási értéket hogyan befolyásolja a beton víz-cement tényezője és az eszköz ütési energiájának nagysága, továbbá mely mechanikai jellemző (nyomószilárdság vagy rugalmassági modulus) hozható leginkább összefüggésbe a visszapattanási keménységgel. A kutatás módszere Statisztikai elemzés – Ismételhetőségi paraméterek meghatározása Részletes ismételhetőségi elemzés történt 48 különböző forrásból (4785 helyszíni mérőhely, 4170 laboratóriumi mérőhely, amely több mint nyolcvanezer egyedi visszapattanási értéket eredményezett) származó 8955 összetartozó visszapattanási érték átlagának és szórásának adatpárján (saját mérések: 2699 laboratóriumi adatpár, 578 helyszíni adatpár, összesen 3277 adatpár). Az elemzett betonok szilárdságának terjedelme fcm = 3,3…105,7 MPa, és visszapattanási értékének terjedelme pedig R = 10…63 volt. Az átlagokat és a szórásokat laboratóriumi vizsgálat esetén azonos próbatest felületen, helyszíni vizsgálat esetén azonos mérőhelyen mért 10…20 ismétlésszámú visszapattanási értékből számítottuk ki. Az adatok elemzésének az volt a fő célja, hogy a Schmidt-kalapácsos vizsgálat ismételhetősége

87/247


megfigyelhető lehessen. A szóráson kívül a terjedelmet és a relatív szórást is kiszámítottuk és elemeztük. Az elemzett adatok terjedelme a visszapattanási érték átlagára vonatkozóan Rm,min = 12,2 és Rm,max = 59,0, a szórását tekintve pedig sR,min = 0,23 és sR,max = 7,80 volt. A relatív szórás terjedelme VR,min = 0,43% és VR,max = 31,12% volt. Az ismételhetőségi paraméterek illeszkedés vizsgálata Részletes statisztikai elemzés történt az adatbázison (8955 mérőhely), hogy megállapítsuk a visszapattanási érték statisztikai jellemzőinek (szórás, relatív szórás, terjedelem) valószínűségi eloszlását. A vizsgálati eredmények elméleti eloszlásfüggvényekkel történő összevetéséhez illeszkedésvizsgálatokat végeztünk. Három vizsgálatot futtattunk annak érdekében, hogy több mint 60 különböző eloszlásfüggvényből kiválasztható legyen a legjobban illeszkedő típus: Kolmogorov-Smirnov próba, Anderson-Darling próba és χ2 próba. Az ismételhetőségi jellemzőket befolyásoló tényezők A szórást, a relatív szórást, a terjedelmet és a studentizált terjedelmet befolyásoló tényezőket elemeztük a rendelkezésre álló adatbázison. A következő lehetséges befolyásoló paramétereket választottuk ki: a beton víz-cement tényezője, a beton kora, a cement típusa, a beton állapota a vizsgálatkor (száraz/nedves), a beton karbonátosodási mélysége, a vizsgáló eszköz ütési energiája (N jelű Schmidt-kalapács esetében 2207 Nmm, L jelű Schmidtkalapács esetében 735 Nmm). Modellezés Működési modell kidolgozása A modell kifejlesztésének igényét a beton visszapattanási keménységének irodalomkutatása ösztönözte, az elmúlt 60 év több mint 150 műszaki közleményének áttanulmányozását követően. A kutatás elméleti részében deduktív elveket követtünk. Ahol lehetett, a gondolatmenetet elméleti megfontolásokra alapoztuk, míg más esetekben a tapasztalati összefüggéseket tanulmányoztuk. Olyan általános érvényű megfigyeléseket és elméleti modelleket vizsgáltunk át, amelyek a beton nyomószilárdságával és visszapattanási értékével közvetlenül vagy közvetetten kapcsolatba hozhatók, és a cementkő hidratációs fokára, mint elsődleges okra vezethetők vissza. Mivel a hidratációs fok matematikai modellezése és laboratóriumi meghatározása a gyakorlati alkalmazás egyszerűségre törekvésének elvét általában nem elégíti ki, ezért azt az egyszerűsítést vezettük be, hogy a hidratációs fokot három változóval: a cement típusával, a víz-cement tényezővel (v/c) és a beton korával jellemeztük. Az elméleti kutatások során az általános törvényszerűségekre koncentrálva a jelenségek véletlenszerűségét nem vettük figyelembe, azaz az egyes befolyásoló tényezők (vezérlő paraméterek) valószínűségi változóként történő felírását nem alkalmaztuk. A lehetséges belső kapcsolódási pontok feltárása elvezetett egy olyan fenomenológiai működési modell hipotéziséhez a beton nyomószilárdsága és visszapattanási értéke között, amely öt általános függvénykapcsolat segítségével képes generálni, adott cement típusból, adott víz-cement tényezővel készített, adott korú betonokra vonatkozóan az összetartozó nyomószilárdság – visszapattanási érték adatpontokat. A generátorfüggvények a következők (amelyek mindegyike empirikus úton validálható): a víz-cement tényező és a beton 28 napos korú nyomószilárdságának kapcsolata; a beton nyomó-szilárdságának időbeli fejlődése; a beton nyomószilárdságának és visszapattanási értékének kapcsolata 28 napos korban; a karbonátosodási mélység időbeli változása; a karbonátosodási mélység és a visszapattanási érték kapcsolata.

88/247


Alkalmazhatóság vizsgálat paraméterelemzéssel Paraméterelemzéssel igazoltuk a modell alkalmazhatóságát: tetszőleges függvényparaméterek előzetes felvételével olyan függvényseregeket tudtunk generálni, amelyek a valós megfigyelésekhez hasonló eredményeket szimuláltak. A paraméterelemzéshez a modell generátorfüggvényeiként a szakirodalomban található empirikus függvénykapcsolatokból választottuk ki az általunk leginkább megalapozottnak vélt javaslatokat. Ellenőrzés laboratóriumi vizsgálatokkal A kutatások laboratóriumi vizsgálati részében a hipotetizált működési modell valós alkalmazhatóságát kívántuk bizonyítani (verifikálás). Induktív elveket követtünk, azaz szigorúan szabályozott kísérleti feltételek között, elégségesen nagyszámú vizsgálati paraméter bevezetésével, és azok széles spektrumon történő változtatásával hajtottunk végre laboratóriumi méréseket nagyszámú próbatesten kétszeri ismétléses vizsgálattal, és az egyes megfigyeléseket grafikusan ábrázolva kerestük a hipotetizált működési modell általános szabályszerűségeit. A megvizsgált 72 beton keverék összetételét a jelenlegi betonépítési igényekkel összhangban terveztük meg, azaz különböző adalékszerekkel készített, enyhén túltelített keverékeket állítottuk össze. A betonkeverékek terüléssel mért 500±20 mm konzisztenciáját folyósító adalékszerrel biztosítottuk. A betömörített frissbeton tervezett levegőtartalma 1,0 V% volt. A próbatesteket utókezelésként 7 napig víz alatt, a 7. nap után pedig laboratóriumi körülmények között tároltuk. A vizsgálati paraméterek a következők voltak: Víz-cement tényező: 0,38 – 0,41 – 0,43 – 0,45 – 0,47 – 0,50 – 0,51 – 0,55 – 0,60 Cement típusa: CEM I 42,5 N – CEM III/B 32,5 N Cementtartalom (kg/m3): 300 – 350 – 400 Víztartalom (kg/m3): 150 – 165 – 180 3 Cementpép tartalom (liter/m ): 247 – 263 – 278 – 293 – 294 – 309 Adalékanyag-cement tömegarány: 4,5 – 4,6 – 4,7 – 5,3 – 5,4 – 5,5 – 6,3 – 6,5 – 6,6 Adalékszer típusa: kötésgyorsító/cementmodifikáló adalékszer (3 típus) A beton kora vizsgálatkor (nap): 7 – 14 – 28 – 56 – 90 – 180 A 72 keverék (9 víz-cement tényező × 2 cement típus × (3 dalékszer típus + 1 etalon keverék)) 6 különböző korban kétszeri ismétléssel elvégzett vizsgálata (összesen 864 darab 150 mm élhosszúságú kocka alakú próbatest) több mint 3 m3 beton elkészítését igényelte kizárólag ehhez az ellenőrző kísérletsorozathoz. A felületi keménység vizsgálatokat N-jelű Schmidt-kalapáccsal végeztük el. Összesen 10-10 egyedi visszapattanási értéket rögzítettünk a 150 mm élhosszúságú kocka alakú próbatestek bedolgozási iránnyal párhuzamos egy-egy felületén hidraulikus nyomógépben 40 kN erővel befogott állapotban, közvetlenül az EN 12390-3 szabvány szerint elvégzett nyomószilárdság vizsgálat előtt. A betonok karbonátosodási mélységét fentolftalein alkoholos oldatával mutattuk ki. Célirányos kísérletek Az előzőekben részletezett modellverifikáló kísérlet mellett egy további laboratóriumi kísérletsorozatot is elvégeztünk, normál testsűrűségű, széles nyomószilárdsági tartományt felölelő, számos eltérő vizsgálati korú betonon, a visszapattanási érték, a nyomószilárdság és a rugalmassági modulus közötti kapcsolat tanulmányozása céljából. A betonokat homokos kavicsból (kvarc), és CEM I 42,5 N típusú cementből kevertük. A cementpép tartalom minden keverék esetében állandó (304 liter/m3) volt annak érdekében, hogy azonos adalékanyag váz mellett a víz-cement tényező tiszta hatását vizsgálhassuk. A betonkeverékek terüléssel mért 500±20 mm konzisztenciáját itt is folyósító adalékszerrel biztosítottuk. A betömörített frissbeton tervezett levegőtartalma 1,0 V% volt. A próbatesteket utókezelésként 7 napig víz

89/247


alatt, a 7. nap után pedig laboratóriumi körülmények között tároltuk. A kísérletekhez 150 mm élhosszúságú kocka alakú, valamint 120×120×360 mm méretű hasáb alakú próbatesteket készítettük. A vizsgálati paraméterek a következők voltak: Víz-cement tényező: 0,40 – 0,50 – 0,65 3 315 – 375 – 425 Cementtartalom (kg/m ): Víztartalom (kg/m3): 170 – 185 – 205 Adalékanyag-cement tömegarány: 4,25 – 4,85 – 5,75 A beton kora vizsgálatkor (nap): 3 – 7 – 14 – 28 – 56 – 90 – 240 – 1100 A 3 keverék 8 különböző korban kétszeri ismétléssel elvégzett vizsgálata (összesen 48 darab 150 mm élhosszúságú kocka alakú és 48 darab 120×120×360 mm méretű hasáb alakú próbatest) több, mint 50 liter beton elkészítését igényelte kizárólag ehhez a kísérlethez. A felületi keménység vizsgálatokat L- és N-jelű Schmidt-kalapáccsal, valamint alternatív kontroll készülékként a kis ütési energiájú D-típusú Wolpert Leeb szkleroszkóppal is elvégeztük. A három készüléknek azonos a működési elve (egy megfeszített rugó egy ütőtömeget mozgásba lendít, amely a vizsgálandó felületet megüti, majd arról visszapattan). Az N-jelű Schmidtkalapács ütőtömege 380 g, L-jelű Schmidt-kalapácsé 125 g, a Wolpert Leeb szkleroszkópé pedig 5,5 g, amelyek 2207 Nmm, 735 Nmm és 11 Nmm ütési energiát jelentenek. Összesen 1010 egyedi visszapattanási értéket rögzítettünk a 150 mm élhosszúságú kocka alakú próbatestek bedolgozási iránnyal párhuzamos egy-egy felületén hidraulikus nyomógépben befogott állapotban, közvetlenül az EN 12390-3 szabvány szerint elvégzett nyomószilárdság vizsgálat előtt. A Leeb-keménység vizsgálatokat a 120×120×360 mm méretű hasáb alakú próbatesteken végeztük közvetlenül az ISO 6784 szabvány szerint elvégzett rugalmassági modulus mérések után. Összesen 120 Leeb keménység leolvasást rögzítettünk a próbatestek bedolgozási iránnyal párhuzamos egy-egy felületén. A kutatás eredményei Statisztikai elemzések eredményei A betonszerkezeteken alkalmazott roncsolásmentes vizsgálati módszerekkel történő szilárdságbecslés a modellek paramétereinek statisztikai érvényesítését igénylik. Bizonyos esetekben a modellek felépítése közvetlenül kapcsolatban áll a figyelembe vett paraméterek statisztikai jellemzőivel. Laboratóriumi és helyszíni tapasztalatok azt mutatták, hogy számos olyan anyagjellemző, amely a cementkő vagy a megszilárdult beton hidratációs fokával összefüggésbe hozható (azaz a rugalmassági modulus, húzó- és nyomószilárdság, felületi keménység), normális eloszlású valószínűségi változóként modellezhető. Vannak azonban olyan anyagtulajdonságok, amelyek esetében a normális eloszlás feltételezésének érvényessége nem bizonyítható, vagy egyáltalán nem található semmilyen utalás a szakirodalomban a megfelelő valószínűségi eloszlásra. A beton keménységének numerikus modellezéséhez vagy numerikus szimulációjához a valós viselkedés elfogadható egyszerűsítésére van szükségünk. A Szerkezetek diagnosztikája c. tantárgy elektronikus jegyzetében megtalálható a Schmidtkalapácsos szilárdságbecslő eljárással kapcsolatos nemzetközi szabványosítási törekvések aktuális állapotának összegezése. Megállapítható - és jelen fejezet be is mutatja a részleteket -, hogy még mindig számos hiányosság található az irányelvekben vagy a javasolt szilárdságbecslő módszerek korlátozásának tekintetében, illetve a megadott számértékek hiányzó statisztikai ellenőrzésének tekintetében. A következőkben ezeket a témaköröket elemzzük, azonban nem azzal a céllal, hogy egy teljes körű megoldást nyújtsunk a felvetett kérdésekre. Nyitó kérdésként egy olyan hiba jelenlétét igazoljuk, amely befolyásolja a visszapattanási érték statisztikai paramétereit és amely a Schmidt-kalapács skáláján végzett leolvasásokból származik.

90/247


Leolvasási hiba Az ASTM C 805 szabvány nem ad meg értékelést a Schmidt-kalapácsos vizsgálati módszer torzításával kapcsolatban (ASTM, 2013). A szabvány állítása szerint a visszapattanási érték csak e módszer keretein belül határozható meg, ezért torzítás nem állapítható meg. Ezt a kijelentést azonban korlátoznunk kell a Digi Schmidt-, és a Silver Schmidt- kalapácsokra, mivel csak ezek az eszköztípusok rögzítik a visszapattanási értéket digitálisan. Az eredeti Schmidt-kalapács a mért visszapattanási értéket egy csúszkás kijelző segítségével mutatja az eszköz skáláján, amelyen azonban csak páros számok vannak feltüntetve. Az operátor saját megítélése alapján dönti el, hogy a leolvasás páratlan vagy páros szám. Ez a mintavétel tehát nem zárja ki egy leolvasási hiba vagy egy leolvasásból származó torzítás létezését. A vizsgálaton belüli szórás számos hatásra kiterjed, beleértve a keménység változékonyságát a mérőhelyen belül, a vizsgálati módszer változékonyságát, és azt a véletlen hibát, amelyet az operátor leolvasási hibájának vagy kezelői hibának (a nem megfelelő használatból) tulajdoníthatunk. A leolvasási hiba kizárólag az eredeti Schmidt-kalapács esetén jöhet szóba. A Digi Schmidt, a Silver Schmidt-kalapács digitális leolvasást tesz lehetővé, ezért csak a kezelői hiba értelmezhető. A statisztikai adatok pontossága annak a mértéke, hogy az adatok mennyire helyesen képesek leírni a megmérni kívánt jelenségeket (OECD, 2008). Ezt általában a statisztikai becslések hibájával jellemzik, és hagyományosan két részből áll: torzítás (szisztematikus hiba) és variancia (véletlen hiba). Egy statisztikai elemzést akkor tekinthetünk torzítottnak, ha oly módon hajtjuk végre, hogy szisztematikusan eltérünk a vizsgált paramétertől. A statisztikában, a mintavételezési torzítás v. mintavételi hiba egy hibás mintavételt jelent, amelynek során oly módon gyűjtjük a mintát, hogy a populáció néhány tagja kisebb valószínűséggel kerül bele a mintavételi halmazba, mint a többi. Akkor merülhetnek fel problémák a mintavétellel kapcsolatban, ha az adatgyűjtés szubjektív emberi megítélésre van bízva (OECD, 2008). Egy torzított minta problémákat okoz, mert bármely statisztikai elemzés, amely ezen a mintán alapul, lehetőséget nyújt arra, hogy következetesen hibás legyen. A torzítás a populációban a szóban forgó paraméter túl- vagy alulreprezentálásához vezethet. A statisztikában, a vizsgálaton belüli torzítás fakadhat egy mérési helyzet természetéből, és a mintaszám növelésével nem is lehet kiküszöbölni (OECD, 2008). Egy példa a vizsgálaton belüli torzításra az operátor szisztematikus hibája. A szisztematikus hibák a mért tulajdonság megfigyelt átlagos értéke és a valódi középérték közötti jelentős eltéréshez vezethetnek. A szisztematikus hibák lehetnek állandóak, vagy a mért mennyiséggel arányosak. A szisztematikus hibákat nagyon nehéz kezelni, mert a hatás csak akkor észlelhető, ha el is távolítható. Ezeket a hibákat azonban nem lehet eltávolítani ismételt mérésekkel vagy nagyszámú eredmények átlagolásával. A szisztematikus hibák elkerülésének egy egyszerű módszere a helyes kalibrálás: a Schmidt-kalapács esetében ez a kalibráló üllő használata. A véletlen hibák ellentmondásos (inkonzisztens) adatokat eredményeznek. Nulla várható értékük van (a valódi érték körül szórnak), és a mérés ismétlésével általában nulla számtani középértékük lesz. A véletlen hibák vagy a vizsgáló eszköznek, vagy a kezelőjének a számlájára írhatók. A Schmidt-kalapácsos vizsgálat esetében a leolvasási hiba a készülék skálájának kialakításával hozható összefüggésbe (6.24 ábra). A skálának az a sajátossága, hogy páratlan számokat nem jelez. Ezért a vizsgáló személynek (operátornak) kell eldöntenie, hogy a leolvasás közben hogyan kerekítse a leolvasási értékeket. Mivel egy gyakorlati helyzetben a leolvasások ismétlése nagyon gyors, várható, hogy az operátor egy vizsgálaton belüli leolvasási hibát ad a visszapattanási értékek leolvasásaihoz, a páros számok javára.

91/247


6.24 ábra: A Schmidt-kalapács leolvasási skálája.

A jelenség létezésére már utaltak korábban is, egyes közleményekben természetes kövek esetében (Kolaiti, 1993), és beton esetében is (Talabér et al, 1979), de mélyreható elemezés nem történt. A 6.25 ábra a Schmidt-kalapács belső részeit mutatja a leolvasási skálával és a csúszkás kijelzővel együtt, mely utóbbit a vizsgálat során az ütőtömeg magával mozgat az eszköz vezetőrúdja mentén végighaladva. Az ütközés előtt (6.25a ábra) a csúszkás kijelző végállásban van, az ütőrugó megfeszül amikor a készülék házát a vizsgált felületet felé közelítjük (nyomjuk), és amint az ütközőcsavar kibillenti (kiakasztja) a vezetőtárcsa kallantyúját az ütőtömeg karimájáról, az ütőtömeg mozgásba lendül. Ütközés után (6.25b ábra) az ütőtömeg válla érintkezésbe kerül a csúszkás kijelzővel, amelyet magával húz a skála mentén, hogy leolvasható legyen a visszapattanási érték. A 6.24 ábrán felnagyított nézetben láthatjuk a készülék skáláját.

6.25 ábra: A Schmidt-kalapács működési elve a) az ütközés előtt, és b) az ütközés után.

Annak érdekében, hogy láthassuk a visszapattanási érték leolvasási hibájának nagyságát és hatását, egy átfogó adatelemzést végeztünk. Összesen 45650 visszapattanási értéket gyűjtöttünk össze 28 különböző közzétett forrásból. Az adatok laboratóriumi kutatásokon és helyszíni méréseken alapulnak. Az eszközök N-típusú eredeti Schmidt-kalapácsok voltak minden egyes esetben. A 6.2 táblázat a visszapattanási érték adatok statisztikai jellemzőit foglalja össze a páros és páratlan számú leolvasások darabszámának tekintetében. Megállapítható, hogy a leolvasási hiba jelentős lehet. A 45650 adatponton belül 57,3%-os valószínűséggel fordulnak elő páros a leolvasások és 42,7%-os valószínűséggel fordulnak elő a páratlan leolvasások. Meg kell jegyeznünk, hogy itt a 45650 adatpont több különböző operátor munkájának eredménye, tehát nem lehet általános kijelentést tenni az operátor precizitásáról vagy mérési bizonytalanságáról. Az adatgyűjtés torzítatlansága erősen függ az operátortól. Azt is meg kell jegyeznünk, hogy a jelenlegi elemzésnek nem az a célja, hogy részleteiben tanulmányozza azt, hogy okoz-e torzítást a bemutatott vizsgálaton belüli leolvasási hiba. A 6.26 ábra egy általános áttekintést ad a visszapattanási érték leolvasási hibájának statisztikai elemzéséről. A 6.26 ábra a 45650 leolvasás gyakorisági hisztogramját mutatja. Egyértelműen látható, hogy milyen jelentős a különbség a szomszédos páros és páratlan visszapattanási érték leolvasások gyakorisága között. Az egyik kiugrónak tekinthető mérőhelyként kiemelhetjük a 40-es visszapattanási érték közvetlen környezetét, pontosabban a 40-es és a 41-es visszapattanási érték relatív gyakorisága közötti különbséget: a 40-es leolvasás relatív gyakorisága 60%-kal meghaladja a 41-es leolvasás relatív gyakoriságát. 92/247


6.2 táblázat: A visszapattanási érték statisztikai jellemzői a páros és páratlan leolvasások tekintetében.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28

Összes leolvasás, n

Páros számú leolvasások, neven

Páratlan számú leolvasások, nodd

Relatív hiba, (neven – nodd)/n, %

Adatok forrása

2160 270 120 120 1179 1120 7640 510 140 1000 2880 5310 200 200 3760 990 7560 800 70 451 460 1070 210 1440 2980 1670 250 1140

1088 133 62 63 621 603 4189 284 62 561 1623 2999 113 113 2151 570 4380 464 41 183 276 644 129 905 1873 1102 84 880

1072 137 58 57 558 517 3451 226 78 439 1257 2311 87 87 1609 420 3180 336 29 268 184 426 81 535 1107 568 166 260

+0.74% –1.48% +3.33% +5.0% +5.34% +7.68% +9.66% +11.37% –11.43% +12.20% +12.71% +12.96% +13.00% +13.00% +14.41% +15.15% +15.87% +16.00% +17.14% –18.85% +20.00% +20.37% +22.86% +25.69% +25.70% +31.98% –32.80% +54.39%

lab lab helyszíni helyszíni lab helyszíni lab helyszíni helyszíni helyszíni lab helyszíni helyszíni helyszíni lab in-situ lab lab helyszíni helyszíni helyszíni lab helyszíni lab lab lab helyszíni lab

gyakoriság,- frequency, 3000 3000 2500 2500

 

34 36

páros even páratlan odd

40

38 32

2000 2000

48 46 4244 50

1500 1500 30

52

1000 1000 54

28

500 500

26 24 2022 18 16

56 58 60

00 50 55 60 60 10 15 20 25 30 35 40 45 50

R i, -

6.26 ábra: A visszapattanási érték leolvasási hibája.

93/247


Az anyagvizsgálati gyakorlat szempontjából – és nem a valószínűségszámítás elméleti pontossági igénye szempontjából – fölmerülhet a kérdés, hogy mekkora hatása lehet egy ilyen leolvasási hibának a beton Schmidt-kalapácsos vizsgálattal történő szilárdságbecslésének megbízhatóságára, mivel a legtöbb esetben, amikor Schmidt-kalapácsot használunk, a szilárdságbecslés a legfontosabb célunk. A szilárdságbecslés általában a nyomószilárdság várható értékének becslését jelenti a visszapattanási érték várható értéke alapján (várható érték jelentheti itt a gyakorlati mintaelemzéskor a visszapattanási érték átlagértékét, vagy elméleti szempontból a medián értékét); a véletlen hibáknak általában inkább várhatóan a csúcsosságra van hatásuk az átlagérték helyett. A véletlen hiba átlagértékre gyakorolt hatását azzal az egyszerűsítéssel szemléltethetjük, hogy a következőkben a visszapattanási érték sűrűségfüggvényére egy háromszög alakú valószínűségi eloszlást feltételezünk egy elfogadható tartományon belül. Tételezzünk fel szigorúan növekvő visszapattanási értékeket, amelyeket 7-es csoportokban nagyság szerint növekvő sorrendbe rendezünk, mindegyik leolvasás vagy páros, vagy páratlan szám, 12-es visszapattanási érték terjedelemmel (az ASTM C 805 által javasolt elfogadható precizitási terjedelem). A vizsgált visszapattanási érték tartományának alsó határa legyen R = 10, felső határa pedig R = 60. Ha kiszámítjuk az egymást követő 7-es visszapattanási érték csoportok átlagát a 12-es terjedelmen belül a teljes visszapattanási érték tartományban (R=10 és R=60), és meghatározzuk a szomszédos átlagok arányát, akkor a visszapattanási érték csoportok átlagának növekedésével a hiba csökkenő hatása (azaz az arányok egységtől való eltérése) mutatható ki (6.27 ábra). Ha a visszapattanási érték vizsgált tartományát kibővítenénk azokon az értékeken túl, amelyek alkalmazhatók a Schmidt-kalapácsos vizsgálat során, akkor belátható, hogy a hiba eltűnik, amint a csoportátlag végtelenhez tart. A 6.27 ábra szerint a visszapattanási érték leolvasási hibája az elméletileg legrosszabb esetekben 2-6 %-os tartományban van. Egy valós helyzetben azonban eltérő nagyságrendek is megvalósulhatnak. 0.99 0,99 0.98 0,98

Rm,i / Rm,i+1

0.97 0,97 0.96 0,96 0.95 0,95 0,94 0.94 0,93 0.93

0

10 10

20

30 30

40 40

50 50

60

Rmin,i, -

6.27 ábra: A leolvasási hiba csökkenése a mesterségesen összeállított visszapattanási érték adatcsoportok átlagának növekedésével.

Egy valódi kedvezőtlen helyzet szemléltetéséhez a 6.2 táblázat 28. helyén álló, legnagyobb hibával rendelkező adathalmazt választottunk ki. Az adatbázis megtalálható a szakirodalomban (a személyiségi jogok védelmében nem utalunk az eredeti szerzőkre, mivel munkájukat itt rossz példaként említjük meg). A vizsgálati eredményeket egy egyetemi hallgató gyűjtötte össze diplomamunkájához (nem a BME-n). Az 1140 visszapattanási értéket 5 különböző összetételű betonon, 57 mérőhelyen, 20-20 leolvasás eredményeként kapták meg. Az 5 keverék szilárdság-vizsgálatának statisztikai paramétereit a 6.3 táblázatban tanulmányozhatjuk. A változékonysági paraméterek azt mutatják, hogy a vizsgálat során nagyon alacsony szintű minőségellenőrzés valósult meg. Az 5 keverék visszapattanási keménység mérésének átfogó statisztikai paramétereit a 6.4 94/247


táblázatban adjuk meg. Megjegyzendő, hogy a kapott 31-es terjedelmet nem szabad bírálni az ASTM C 805 álláspontja szempontjából, hiszen a leolvasások nem azonos összetételű betonokon történtek. 6.3 táblázat: A legnagyobb hibával rendelkező adathalmaz szilárdságvizsgálatának statisztikai paraméterei. Mix 1) Mix 2) Mix 3) Mix 4) Mix 5)

fcm, MPa

s, MPa

45.8 48.3 46.9 34.3 29.4

7.48 8.81 1.03 1.73 2.38

V, % 16.3 18.3 2.2 5.1 8.1

6.4 táblázat: A legnagyobb hibával rendelkező adathalmaz Schmidt-kalapácsos vizsgálatának statisztikai paraméterei. Az összes adat terjedeme Az összes adat átlaga Az összes adat szórása 880 db páros leolvasás átlaga 260 db páratlan leolvasás átlaga 880 db páros leolvasás szórása 260 db páratlan leolvasás szórása

Rmax - Rmin = 51-20 = 31 Rm = 32.34 sRm = 3.95 Rm,even = 32.38 Rm,odd = 32.18 sRm,even = 3.80 sRm,odd = 4.42

Első ránézésre, a páros és páratlan leolvasások statisztikai paramétereinek különbsége elhanyagolhatónak tűnik. Azonban ha egy részletesebb statisztikai ellenőrzést végzünk, akkor más megállapításra juthatunk. Először is vessünk egy pillantást a 6.28 ábrára, ahol az 57 mérőhelyre vonatkozóan ábrázoltuk a következő összefüggéseket: Rm - fcm (6.28a ábra), Rm sR (6.28b ábra) és Rm - VR (6.28c ábra). Megállapítható, hogy az adatbázis valóban olyan értékeket tartalmaz, amely megerősíti a fenti az alacsony minőség-ellenőrzésre utaló kijelentést (hasonlítsuk össze 6.28b és 6.28c ábrát a 6.33 és 6.35 ábrával). További statisztikai megfontolásokat a 6.29 ábrán szemléltetünk. A 6.29a ábra az egyes mérőhelyek visszapattanási értékének terjedelmét mutatja, fekete színnel jelöljük azokat a mérőhelyeket, ahol az ASTM C 805 által javasolt 12-es maximális terjedelmi korlát sérül. A 6.29b ábrán a leolvasási hibát figyelhetjük meg, a diagram a csak-páros számok átlaga és a csak-páratlan számok átlaga közötti különbségeket (százalékban) mutatja minden egyes mérőhelyre vonatkozóan. Az eltérés pozitív előjelet kapott, ha a csak-páros számok átlaga nagyobb, és egy negatív előjelet kapott, ha a csak-páratlan számok átlaga nagyobb. Látható, hogy a hiba nagysága bizonyos mérőhelyeken elérheti a 20 %-ot. A diagram sraffozott kitöltéssel jelöli azokat a mérőhelyeket, ahol a nem történt páratlan szám leolvasás, ezért a leolvasási hiba 100%. A két diagram összehasonlításával belátható, hogy a leolvasási hiba és a beton keménységének vizsgálaton belüli szórása független paraméterek, ezért az elméleti elemzésekben elkülöníthetők, külön-külön meghatározhatók. Összegzésként megállapíthatjuk, hogy a leolvasási hiba bizonyos esetekben jelentős lehet, ezért a jövőben további statisztikai elemzések szükségesek ahhoz, hogy a valós hatásokat tisztán lássuk. A kutatás jelenlegi szakaszában még nem bizonyított, hogy a leolvasási hiba okozhat-e torzítást a visszapattanási értékben. Javasolható azonban a vizsgáló eszköz egyszerű fejlesztése, amellyel az operátor leolvasási hibája megszüntethető: egy olyan leolvasási skálára lenne szükség, amely mind a páros, mind a páratlan értékeket mutatja.

95/247


s R, -

f cm, N/mm2

55

b)

a)

60 60

4 50 50

3 40 40

2

30 30

11

20 20 25 25

30 30

35 35

25 25

40 R m, -

30 30

35 35

40 40 R m, -

V R, % 18 18

sR = 4 sR = 3 sR = 2

16 16 14 14

c)

12 12 10 10

88 66 44 22 25 25

30 30

35 35

40 R m, -

6.28 ábra: A legnagyobb hibával rendelkező adathalmaz (57 egyedi mérőhely) átlagos visszapattanási érték és a) átlagos nyomószilárdság, b) vizsgálaton belüli szórása, c) és vizsgálaton belüli relatív szórása közötti összefüggés. terjedelem - R- min), range (rR = (r RRmax= -RRmax min), 20

a)

15 10 5 0 1

33

5

77

9 11 17 19 19 21 23 33 35 37 39 39 41 43 45 47 49 11 13 15 17 23 25 25 27 29 29 31 33 45 47 49 51 51 53 55 55 57

mér őhelyek test areas 20 20

specific observational % relatív leolvasási hiba, error, % b)

10 10

00 -10 -10 -20 -20 1

33

5 77

19 21 23 25 27 29 9 11 11 13 15 17 19 29 31 31 33 33 35 35 37 39 39 41 41 43 43 45 45 47 47 49 49 51 51 53 53 55 55 57 57

mér őhelyek test areas

6.29 ábra: A visszapattanási érték a) terjedelme, b) fajlagos leolvasási hibája, (6.2 táblázat 28. sorának eredményei).

96/247


A jelenleg rendelkezésre álló kísérleti eredmények azt is mutatják, hogy az ütközési tényező digitális adatgyűjtési módja (lásd például a Silver-Schmidt kalapácsot) nem javítja a leolvasások pontosságát az operátor szeme által érzékelt leolvasással szemben (lásd például az eredeti Schmidt-kalapácsot) (Viles et al, 2010). Épp ellenkezőleg: 10 különböző természetes kőzeten elvégzett vizsgálatok azt mutatták, hogy ugyanazon megbízhatósági szinten becsült középértékhez szükséges mintaszám lényegesen nagyobb a Silver-Schmidt kalapács esetében, mint az eredeti Schmidt-kalapács esetében, tekintet nélkül az operátor leolvasási hibájára (Viles et al, 2010). Ez az észrevétel további jövőbeni vizsgálatokra hívja fel a figyelmet az eredeti Schmidt-kalapács esetleges fejlesztése előtt, amely eszköz a gyakorlatban leginkább kipróbált roncsolásmentes vizsgálati eszköz mind betonok, mind természetes kőzetek helyszíni felületi keménységének vizsgálatára. A normalitás vizsgálat eredményei Ha a betonozás és utókezelés során szigorú a minőségellenőrzés, akkor a nyomószilárdság sűrűségfüggvénye (angolul: probability density function, PDF) várhatóan normális eloszlású és a vizsgálati eredmények az átlagszilárdság szűk környezetében csoportosulnak. Normális eloszlás esetén a szilárdság átlagértéke és várható értéke egybeesik, ha n∞. Ha a vizsgálati eredmények nem szimmetrikusak a szilárdság átlagértékére nézve (azaz ferdeség áll fenn, 6.30 ábra), akkor a normális eloszlást feltételező statisztikai elemzés félrevezető lesz. A statisztikai elemzés akkor a legegyszerűbb, ha a normális eloszlás elfogadható, mivel a normális eloszlás teljes mértékben meghatározható matematikailag két statisztikai paraméterrel: az átlagértékkel és a szórással. a) negatively negatív ferdeség skewed f(x)

b) normal normális f(x)

módusz mode

c) positively pozitív ferdeség skewed

mean érték várható median medián módusz mode

f(x) módusz mode medián median

medián median

várható érték mean

várható mean érték

x

x

x

6.30 ábra: Normális és ferde valószínűségi eloszlás sűrűségfüggvénye.

A Shapiro-Wilk normalitás vizsgálat futtatásával eldönthetjük, hogy az egyes mérőhelyeken leolvasott visszapattanási érték adathalmazok normális eloszlásúak-e vagy sem. 24 különböző forrásból, 4555 mérőhelyet választottunk ki (amelyből 3447 laboratóriumi vizsgálat és a 1108 helyszíni vizsgálat volt), ahol minden egyes mérőhelyen, N-típusú eredeti Schmidt-kalapáccsal rögzített 10 visszapattanási érték leolvasást vettünk számításba. Minden mérőhelyre elvégeztük a Shapiro- Wilk teszt futtatását, és a W statisztika értékeit a következő széles határok között találtuk: Wmin=0,510 (p→0) a Wmax=0,988 (p> 0,99), várható értéke Wm=0,885 (p=0,145) volt. A W statisztika értékei a jelentős negatív ferdeséggel rendelkező Beta eloszlást követték. Ezzel alapvetően arra a következtetésre jutottunk, hogy az egyes mérőhelyeken belül, a normalitás hipotézisét csak nagyon alacsony valószínűségi szinten fogadhatjuk el. Az elemzésből kiderült, hogy a normalitás hipotézise 50%-os vagy annál kisebb valószínűséggel fogadható el az esetek 87%-ában. Az esetek 10% és 5%-ában pedig a normalitás hipotézise 64% ill. 80%-os valószínűséggel fogadható el. 95 %-os vagy nagyobb 97/247


valószínűség mellett a normalitás hipotézise az eseteknek csak kevesebb, mint 2%-ában fogadható el. A vizsgálatoknak nem volt célja annak megállapítása, hogy a visszapattanási érték sűrűségfüggvényére a háromszög vagy a téglalap (egyenletes) eloszlás jobb becslést adna-e az egyes mérőhelyeken belül. További kutatómunka szükséges lehet ezen a területen. Azonban a mérőhelyen belüli visszapattanási érték adathalmazok esetében a centrális határeloszlás-tétel gyakorlati alkalmazása jó eszköz lehet arra, hogy megállapításuk a Schmidtkalapácsok precizitását. Két összehasonlítást végeztünk ezzel kapcsolatban. Az elsőben szakirodalmi adatokat elemeztünk, amelyben 36 db 150 mm élhosszúságú, azonos betonösszetételű, kocka alakú próbatesten rögzítettek 10-10 db visszapattanási értéket N-típusú eredeti Schmidt-kalapáccsal (az átlagos nyomószilárdság fcm=29,6 MPa volt) (BME, 1981). A vizsgálati eredmények meglehetősen pontosnak tekinthetők, az átlagos visszapattanási érték Rm=36,9, a visszapattanási érték szórása sR=2,2, relatív szórása pedig VR = 5.9% volt. A centrális határeloszlás-tétel gyakorlati alkalmazását úgy hajtottuk végre, hogy a Shapiro-Wilk vizsgálatot 1, 2, 3, ..., 36 visszapattanási érték halmozott (kumulatív) adatcsoportokon futtattuk. A várható viselkedés az, hogy a W-statisztika értéke egyhez közelít, ahogy egyre több mérőhelyet vonunk össze. A 6.31 ábra a W-statisztika értékét mutatja az elemzésbe bevont minták darabszámának függvényében (azaz a mérőhely számának növekedésével). Megfigyelhető, hogy várakozásainknak megfelelően a W-statisztika értéke nagyon gyorsan közelít az egyhez. W, 1,00 1.00

0,95 0.95

0,90 0.90

0,85 0.85

0

10 10

20

30

40 40

a próbatestek number ofdarabszáma, specimens, -

6.31 ábra: A visszapattanási érték W statisztikája a mintaszám növekedésével.

A második összehasonlításban, négy különböző típusú eszköz által szolgáltatott visszapattanási értéket hasonlítottuk össze 11 db 150 mm élhosszúságú, azonos betonösszetételű kocka alakú próbatest laboratóriumi vizsgálata során (átlagos nyomószilárdság fcm=64,7 MPa). A vizsgáló eszközök egy L-típusú eredeti Schmidt kalapács, egy N -típusú eredeti Schmidt-kalapács és egy első generációs Silver Schmidt-kalapács, amely az R-értéket (hagyományos visszapattanási érték) és a Q-értékek (ütközési tényező) is képes rögzíteni (meg kell jegyezni, hogy a jelenleg forgalomban lévő, második generációs Silver Schmidt-kalapács már nem képes R-értéket mérni). 20 visszapattanási érték mérés történt mindet egyes eszközzel, minden egyes mintán. A vizsgálati eredményeket a 6.5 táblázat összegzi. Látható, hogy az eredeti N-típusú Schmidt kalapács rendelkezik a legnagyobb precizitással (a legnagyobb precizitást itt a mérőhelyen belüli legkisebb terjedelem, és legkisebb szórás jelenti). Az L-típusú eredeti Schmidt-kalapácsnak és a Silver-Schmidt kalapácsnak a megfigyelt kisebb precizitása feltételezhetően a készülékek kisebb ütőtömege miatt, és az elektro-optikai rögzítés érzékenysége miatt (Silver-Schmidt kalapács) van. 98/247


A Shapiro-Wilk próbát az előző összehasonlításhoz hasonló módon futtattuk. A 6.32 ábra a Wstatisztika értékeit mutatja növekvő mintaszám (halmozott mérőhelyen belüli leolvasások) függvényében. Megállapítható, hogy kiváló pontosságának köszönhetően az N-típusú eredeti Schmidt-kalapáccsal rögzített visszapattanási értékek W-statisztikájának értékei közelítik meg leggyorsabban az egyet. A Silver-Schmidt kalapács eredményei ellentmondásosak. A W statisztika értékei inkább csökkenni látszanak, mint növekedni, ami ellentmond a valószínűségszámításnak, és látszólag arra utal, hogy a centrális határeloszlás-tétel nem alkalmazható. 6.5 táblázat: A különböző típusú Schmidt-kalapácsokkal nyert visszapattanási értékek statisztikai paraméterei.

R-érték (L eredeti) átlag szórás R-érték (N eredeti) átlag szórás R-érték (Silver) átlag szórás Q-value (Silver) átlag szórás

1 45.2 4.7 15 47.0 3.0 11 46.8 6.4 22 50.5 3.1 11

2 43.4 4.6 19 45.6 2.9 10 41.3 5.1 21 48.1 4.0 18

3 41.6 4.4 18 41.9 4.0 16 41.5 3.2 12 46.2 3.5 13

4 45.3 4.6 15 46.6 3.4 12 41.9 4.8 17 47.4 3.5 13

5 46.4 4.2 15 46.3 3.1 10 42.8 3.0 12 45.3 3.0 11

próbatest 6 7 44.8 44.3 5.6 5.0 17 14 41.8 45.0 3.8 2.0 13 7 42.9 45.1 5.3 5.1 20 21 48.3 47.4 2.9 3.8 11 17

8 43.1 6.2 26 42.1 3.7 12 41.6 4.4 18 47.5 4.1 17

9 47.4 3.6 14 43.0 2.8 10 42.0 4.1 18 46.6 3.7 15

10 47.0 4.4 13 46.7 3.7 14 40.4 3.8 13 52.3 4.6 16

11 45.2 4.3 17 42.2 3.1 12 40.9 4.3 17 48.5 3.8 15

W, 1,00 1.00 0,98 0.98 0,96 0.96 0,94 0.94 NR

– Original N-type Silver N-type SR R – Silver N-type LR – Original L-type

0.92 0,92

SQ Q–

0,90 0.90

0.88 0,88 0

22

44

66

8

10 10

12 12

number ofdarabszáma, specimens, a próbatestek

6.32 ábra: A különböző típusú Schmidt-kalapácsokkal nyert visszapattanási értékek Wstatisztikájának értéke a növekvő mintaszám függvényében.

A megfigyelt viselkedés felhívja a figyelmet a Silver-Schmidt kalapácsok elektro-optikai adatgyűjtésének hátrányára, és igazolja az N-típusú eredeti Schmidt-kalapácsokkal hosszú távon nyert előnyös tapasztalatokat (lásd pl. Viles et al, 2010). Továbbra is méltányolható több mint 60 év után – a feltaláló, Ernst Schmidt készülékének eredeti robusztus kialakítása, amely kiváló pontosságot mutat a mai versenytársaihoz képest is.

99/247


Ismételhetőségi paraméterek – statisztikai szóródási jellemzők Az ISO 3534-1 nemzetközi szabvány szerint az ismételhetőség fogalma precizitást jelent olyan körülmények között, ahol a független vizsgálati eredményeket ugyanazzal a módszerrel, ugyanazon vizsgálati tételen, ugyanabban a laboratóriumban, ugyanaz az operátor, ugyanazokkal a berendezésekkel rövid időintervallumon belül megkapja (ISO, 2006). Reprodukálhatóság: precizitást jelent olyan körülmények között, ahol a vizsgálati eredményeket ugyanazzal a módszerrel, azonos vizsgálati tételeken, különböző laboratóriumokban különböző eszközöket használó operátorok szolgáltatják (ISO 2006). Az ACI 228.1R-03 bizottság jelentésének fogalomjegyzékében ismételhetőségnek nevezik a vizsgálaton belüli (mérőhelyen belüli) változékonyságot és reprodukálhatóságnak a vizsgálóhelyek közötti változékonyságot (batch-to-batch variation) (ACI, 2003). Az American Concrete Institute 228-as bizottsága 2003-ban átdolgozta az ACI 228.1R-89 jelentését (ACI 228.1R-03), amely már a Schmidt-kalapácsos vizsgálat statisztikai jellemzőinek leírását is magában foglalta, az ACI 228.1R-89 kiterjesztéseként (ACI, 1989, 2003). Azóta nem történt frissítés. A jelentés bemutatta – három, az 1980-as évekből származó irodalmi hivatkozás alapján –, hogy a Schmidt-kalapácsos vizsgálat által szolgáltatott visszapattanási értékek vizsgálaton belüli szórása növekvő tendenciát mutat az átlagérték növekedésével, a vizsgálaton belüli relatív szórás pedig látszólag állandó, amelynek értéke 10% körüli (6.33 ábra). Egyes szakirodalmi adatok ellentmondanak a fenti megállapításoknak (pl. Leshchinsky et al, 1990). Megfigyelhetjük, hogy a 6.33 ábrán illusztrált adatok meglehetősen korlátozottak, sőt látszólag ellentmondanak annak a várható viselkedésnek, amelyet a 6.34 ábrán a beton nyomószilárdságára bemutatott tendencia alapján feltételezhetnénk. A 6.33 ábrán a feltüntetett adatpontok száma mindössze 55, és a visszapattanási érték vizsgált tartománya is szűk: mindegyik a 35-ös visszapattanási érték alá esik.

77

V R, %

s R, a)

Adatsor3 Keiller (1982) Adatsor1 Yun et al (1988) Adatsor2 Carette, Malhotra (1984)

66 55

b) Adatsor3 Keiller (1982) Adatsor1 Yun et al (1988) Adatsor2 Carette, Malhotra (1984)

25 20

44

15

33 10

22 5

11 00

0

10

15

20 20

25 25

30 30

35 35

40 40

10 10

R m, -

15 15

20 20

25

30 30

35 35

40 40

R m, -

6.33 ábra: A visszapattanási érték vizsgálaton belüli a) szórása és b) relatív szórása az átlagérték függvényében (ACI, 2003).

Következtetésként megfogalmazható, hogy az ACI 228.1R-03 bizottsági jelentés szerint a visszapattanási érték mérőhelyre* vonatkozó szórása (sR) nő a mérőhelyre vonatkozó átlagérték függvényében, illetve a mérőhelyre vonatkozó relatív szórás (VR) közel állandó és 10% körüli értékű (ACI, 2003) (*mérőhely: olyan 10×10 cm-nél nem nagyobb betonfelület, amelyen Schmidt-kalapáccsal ugyanazon vizsgáló személy, ugyanazon vizsgálóeszközzel

100/247


rövid időintervallumon belül tíz visszapattanási értéket mér oly módon, hogy egy pontra nem üt egynél több alkalommal). A szakirodalom szerint a beton nyomószilárdságának szórása a betonkészítés minőségétől függ, és nem függ a nyomószilárdság átlagértékétől (6.34a és b ábra) (fib, 1999). 12 12

sf, N /mm 2

45,00 45

a) 10 10

V f, % b)

40,00 40

s = 8 N /mm 2 s = 4 N /mm 2 s = 2 N /mm 2

35,00 35 30,00 30

8

25,00 25

6

20,00 20

4

15,00 15 10,00 10

2

5,00 5

0

0,00 0

20 20

30 30

40 40

50 50

60 60

70 70

20 20

fcm , N /mm 2

30

40 40

50 50

60

70 70

f cm , N /mm 2

6.34 ábra: A beton nyomószilárdságának a) szórása és b) relatív szórása az átlagérték függvényében (fib, 1999).

Részletes ismételhetőségi elemzést végeztünk a 48 különböző forrásból (4785 helyszíni mérőhely, 4170 laboratóriumi mérőhely, amely több mint nyolcvanezer egyedi visszapattanási értéket eredményezett) származó 8955 összetartozó visszapattanási érték átlagának és szórásának adatpárján (saját mérések: 2699 laboratóriumi adatpár, 578 helyszíni adatpár, összesen 3277 adatpár). Az elemzett betonok szilárdságának terjedelme fcm = 3,3…105,7 MPa, és visszapattanási értékének terjedelme pedig R = 10…63 volt. Az adatok laboratóriumi kutatásokon és meglévő épületek helyszíni mérésein alapultak. A vizsgáló eszköz N-típusú eredeti Schmidt-kalapács volt minden esetben. Az adatok részben a szakirodalomból, részben a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék akkreditált vizsgáló laboratóriumából és főként saját adatbázisból származnak. Az átlagokat és a szórásokat laboratóriumi vizsgálat esetén azonos próbatest felületen, helyszíni vizsgálat esetén azonos mérőhelyen mért 10…20 ismétlésszámú visszapattanási értékből számítottuk. Az adatok elemzésének az volt a fő célja, hogy a Schmidt-kalapácsos vizsgálat ismételhetőségét megfigyelhessük. A szóráson kívül a terjedelmet és a relatív szórást is kiszámítottuk és elemeztük. Az elemzett adatok terjedelme a visszapattanási érték átlagára vonatkozóan Rm,min = 12,2 és Rm,max = 59,0, a szórását tekintve pedig sR,min = 0,23 és sR,max = 7,80 volt. A relatív szórás terjedelme VR,min = 0,43% és VR,max = 31,12% volt. A felületi keménység és a nyomószilárdság beton anyag esetén összefügg egymással. Nagyobb szilárdságú betonok készítése során nagyobb valószínűséggel érvényesítenek szigorú minőségellenőrzést, így a nyomószilárdság szórása várhatóan nem nő, inkább csökken a növekvő szilárdsággal. Ezért várhatóan a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó szórása sem nő, inkább csökken a mérőhelyre vonatkozó átlagérték növekedésével. A 6.35a ábra a statisztikai elemzés grafikus megjelenítését mutatja, azaz a visszapattanási érték szórását az átlagérték függvényében, a 6.35b ábra pedig a visszapattanási érték relatív szórását az átlagérték függvényében. Egyértelműen látható, hogy ezek a paraméterek nagyon hasonló tendenciát mutatnak a 6.34 ábrán bemutatottakkal, azaz nem található egyértelmű tendencia a szórásra az átlagérték függvényében, és egyértelműen csökkenő tendencia 101/247


figyelhető meg a relatív szórásra az átlagérték függvényében. Ezért az ACI 228.1R-03 bizottság jelentésében megadott javaslatokat célszerű újragondolni. V R, %

s R, -

25 25

b)

a)

6

sR = 4 sR = 3 sR = 2 sR = 1

20 20

5

4

15 15

3

10 10

2 5

1

0

0 10 10

20 20

30 30

40 40

50 50

60 60

10 10

R m, -

20 20

30 30

40 40

50 50

60 60

R m, -

6.35 ábra: A visszapattanási érték mérőhelyen belüli a) szórása és b) relatív szórása az átlag függvényében.

8955 mérőhely eredménye alapján (amelyből 4170 mérőhely laboratóriumi vizsgálat és 4785 mérőhely helyszíni vizsgálat eredménye volt; az összes egyedi visszapattanás érték száma meghaladta a nyolcvanezret) arra a következtetésre juthatunk, hogy a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó szórása a betonkészítés minőségétől függ, és nem függ a mérőhelyre vonatkozó visszapattanási átlagértéktől (6.35a ábra), következésképpen a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórása a mérőhelyre vonatkozó átlagértékkel fordított arányosságban áll (6.35b ábra). Értelmezési tartomány: R = 10 – 63, illetve fcm = 3,3 MPa – 105,7 MPa. Az ismételhetőségi paraméterek eloszlása A szakirodalomban (ASTM, 2003 és ASTM, 2013) megállapítások találhatók a Schmidtkalapácsos keménységvizsgálati módszer precizitásával kapcsolatban (precizitás: előírt feltételek mellett elvégzett vizsgálatok eredményei egyezésének mértéke). Ezen megállapítások alapjául a következő két feltételezés szolgál: 1) a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó szórása állandó és független a beton tényleges tulajdonságaitól, valamint a vizsgálatot végző személy tényleges hibájától; továbbá 2) az N(μ,1) normális eloszlású populáció standardizált terjedelmének értékei használhatók a mérőhelyre vonatkozó visszapattanási érték megengedhető terjedelmének meghatározásához. A szakirodalom szerint a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó szórása sR=2,5 ezért a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó legnagyobb megengedett terjedelme rR=(Rmax– Rmin)=12 (ASTM, 2013). A visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó terjedelmének számítása a mérőhelyre vonatkozó szórás, sR=2,5 (ASTM, 2013) és egy 4,5 értékű konstans (ASTM, 2003) szorzataként számítandó. A szorzótényező egy N(μ,1) normális eloszlású populációból vett 10-elemű minta standardizált terjedelemére vonatkozó, p=95%-os valószínűségi szinthez tartozó kritikus érték k=4,474124 (p=0,95; n=10) egy tizedes jegyre kerekített értéke (pl. Harter, 1960). A mérőhelyre vonatkozó szórás függése az átlagtól, valamint a mérőhelyre vonatkozó terjedelem és szórás egyéb statisztikai jellemzői (eloszlás típusa, alulmaradási valószínűség) nem ismeretesek. A fenti ismeretek hiányában feltételezhetjük, - első becslésként -, hogy a visszapattanási érték vizsgálaton belüli szórása normális eloszlást követ, amelynek az sR = 2.5 érték a középértéke.

102/247


Részletes statisztikai elemzést végeztünk a korábban részletezett 48 különböző forrásból (4785 helyszíni mérőhely, 4170 laboratóriumi mérőhely, amely több mint nyolcvanezer egyedi visszapattanási értéket eredményezett) származó 8955 összetartozó visszapattanási érték átlagának és szórásának adatpárján (saját mérések: 2699 laboratóriumi adatpár, 578 helyszíni adatpár, összesen 3277 adatpár). A 6.36a ábra alapján megállapítható, hogy a visszapattanási érték szórásának eloszlása erős pozitív ferdeséggel rendelkezik ( = 1,7064), ezért a normális eloszlás feltételezését el kell utasítani. Az illeszkedésvizsgálat szerint 60 különböző típusú eloszlásból a legjobb illeszkedést a háromparaméteres Dagum eloszlás (más néven általánosított logaritmikus Burr vagy inverz Burr elosztás) mutatta. Az illeszkedésvizsgálatot a Kolmogorov-Smirnov próbával, az Anderson -Darling próbval és a χ2 próba futtatásával végeztük el. Az eloszlásfüggvény paraméterei a következők: b 1

f(sR; a, b, c) 

s  ab R  c

b  s   c1   R     c   

(Df: sR = 0.23 … 7.80)

a 1

(6.1)

ahol: a = 1.7958, b = 3.7311, c = 1.2171 f (sR), -

f (s R), -

a)

0,16

ƒ ( sR;a,b,c) 

0,14

0.12 0,1

0.08 -

 s  c1   R    c 

0.16 0,16

0,14

b

   

a 1

0.12 0,12

0,1

0.08 0,08

0,08

0,06

0,06

0.04 -

0.04 -

0,04

s R = 2.5 (p=0.885)

0,04

0,02

x

5

6

7,2

7

0

0,8

1

s R, -

1,6

2

2,4

3

4

3,2

4

x

4,8

5

5,6

6

6,4

-

6,4

-

5,6

-

4,8

-

4

-

4

3,2

-

3

-

2,4

-

2

-

1,6

-

1

-

-

0,8

0 -

-

0,02

0

-

f(x)

0,12

b 1

f(x)

s  ab R  c 

0.16 -

0-

b)

0,18

0,18

7,2

7

s R, -

6.36 ábra: A visszapattanási érték a) szórására legjobban illeszkedő sűrűségfüggvény, b) az sR = 2.5 jelölésével.

Megfigyelhető, hogy az sR=2,5 érték sem a módusszal, sem a mediánnal (50-ik percentilis), sem a várható értékkel nem esik egybe, hanem a p=88,5%-os valószínűségi szintnek felel meg (6.36b ábra), azaz az sR = 2,5 érték az esetek 88,5%-ában haladja meg a tapasztalati értékeket. A várható értéke E[sR]=1,667, a mediánja m[sR] = 1,5, a módusza Mo[sR]=1,45, a 95%-os kvantilis értéke v95[sR] = 3,1526, ha a vizsgált tartomány sR=0,23-7,80. Ha a valószínűségi eloszlást N(1,667, 0,75) normális eloszlással szeretnénk közelíteni (amelyre az illeszkedés lényegesen gyengébb, mint a Dagum eloszlásnál), akkor az sR=2,5 érték a p=86,7%-os valószínűségi szintnek felelne meg. A következő vizsgálat a visszapattanási érték terjedelmére (rR=Rmax-Rmin) vonatkozik, 8342 valós mérőhelyen elvégezve (amelyben a helyszíni mérőhely darabszáma 4785 volt, és a laboratóriumi mérőhely darabszáma 3557 volt; megjegyezzük, hogy az előző bekezdésekben bemutatott elemzés a visszapattanási érték szórására vonatkozóan több mérőhelyen (8955) 103/247


alapult, mint a terjedelemre vonatkozó elemzés, melyhez csak 8342 mérőhely állt rendelkezésre, ugyanis a szakirodalomban, számos közleményben csak az átlagos visszapattanási értéket és a szórást adják meg, az egyedi visszapattanási értékek mellőzésével; ez az oka a vizsgált adatbázisok méretkülönbségének). A 6.37 ábra a visszapattanási érték terjedelmének relatív gyakorisági hisztogramját és a legjobban illeszkedő négyparaméteres Burr eloszlás sűrűségfüggvényét mutatja a 8342 mérőhelyre vonatkozóan. Az sűrűségfüggvény paraméterei a következők:

f(rR; a, b, c, d) 

r d ab R   c 

ab 1

  r  d b  c1   R     c    

(Df: rR = 1 … 24)

a 1

(6.2)

ahol: a = 0.89001, b = 4.0809, c = 3.755, d = 0.41591 Ismét jelentős pozitív ferdeséget tapasztalunk (=1,9432). A mérőhelyen belüli visszapattanási értékek terjedelmének mediánja (50-ik percentilis) m[rR]=4, várható értéke E[rR] = 4,8068 és módusza Mo[rR] = 3,75. Az ASTM C 805 rR=12 javaslata a p=98,7%-os valószínűségi szinthez tartozik. Az ASTM C 805 célzott p=95%-os valószínűségi szintjéhez tartozó visszapattanási érték terjedelem V95[rR]=9-re adódott. A vizsgált tartomány rR = 1-24. b)

f (r R), 0,3

r d ab R   c 

0.28 0,28 0,26

0.24 -

ƒ (rR;a,b,c,d) 

0,24 0,22

0.20 0,2

0,18

f(x)

0.16 0,16

ab 1

  r  d b  c1   R     c    

a 1

0,14

0.12 0,12

0,1

0.08 0,08 0,06

0.04 0,04

16

18

20

22

-

14

-

12

-

10

-

8

-

6

-

6

4

-

4

2

-

-

2

-

-

0

-

0,02

0-

24

8 10 12x 14 16 18 20 22 24

r R, -

6.37 ábra: A visszapattanási érték terjedelmének relatív gyakorisági hisztogramja a legjobban illeszkedő sűrűségfüggvénnyel együtt.

Megállapítható, hogy mind az rR, az sR normális eloszlásának feltételezését el kell utasítanunk. A fenti statisztikai elemzések után, amelyek csak részben erősítik meg az ASTM C 805 feltételezéseit, megvizsgáljuk az ASTM C 670 feltételezését, amely valójában azt sugallja, hogy az N(,1) normális valószínűségi eloszlású populáció esetében a standardizált terjedelem ( = r/) elmélete alkalmazható a legnagyobb elfogadható terjedelem meghatározásához szükséges szorzószám (k) megadásakor (ASTM, 2003). Ha ezt elfogadjuk, akkor a Schmidt-kalapácsos vizsgálati módszer esetén abból indulunk ki, hogy (ha mérőhelyenként 10 leolvasást veszünk figyelembe) az ASTM C 670 által javasolt szorzó k = 4.5, amely egy normális valószínűségi eloszlású N(,1) populáció n=10 elemű mintáját tekintve a standardizált terjedelem () egy tizedesjegyre kerekített értékének felel meg, 104/247


p=95%-os kumulatív valószínűséghez tartozóan ( = 4.474124; lásd pl. Harter, 1960). A standardizált terjedelmek általában nem alkalmazhatók tényleges mérésekhez, mivel a valódi szórás () nem ismert. Ezért az N(,2) normális eloszlású populációk esetében bevezetjük a studentizált terjedelmet ( = r/s) a maximális elfogadható terjedelem kiszámításához alkalmazható szorzó kiválasztásához. A mért eredmények darabszáma alapján ki kell választani egy megfelelő szabadságfokot a 2 független becslésére (s2). Nagy mintaszám esetén (→∞) a studentizált terjedelem értéke () megközelíti a standardizált terjedelem értékét (). A 6.38 ábrán láthatjuk a 8342 mérőhelyhez tartozó számított studentizált terjedelem kumulatív eloszlásfüggvényét (R = rR/sR) a standardizált terjedelem értékeivel együtt, n=10 esetére, N(,1) normális valószínűségi eloszlás p=0,01%-99,99% kumulatív valószínűségeire (Harter alapján, 1960). Jelen elemzés során feltételezzük, hogy a tapasztalati studentizált terjedelemnek (R) a standardizált terjedelemmel () történő összehasonlítása elfogadható, a nagyszámú mérési eredménynek köszönhetően. Láthatjuk, hogy a medián értékek (50-ik percentilis) közel egyenlők: a studentizált terjedelem tapasztalati értékei esetén m[R] = 2.991, a Harter (1960) szerinti standardizált terjedelem értékei esetén pedig m[] = 3.024202. A szakirodalom megadja, hogy a standardizált terjedelem () eloszlása pozitív ferdeséggel rendelkezik ( = 0.3975), ezért a várható érték E[] nem azonos a mediánnal, és E[] = 3.077505 (Harter, 1960). A 8342 mérőhelyhez tartozó tapasztalati studentizált terjedelem (R) eloszlása ezzel szemben negatív ferdeséget mutat ( = –0.26501), és a várható értéke E[R] = 2.9794. Az eloszlások illeszkedésvizsgálata a legjobb illeszkedésként egy négy-paraméteres Pearson VI eloszlást (más néven a szakirodalomban inverz béta-eloszlás) eredményezett, több mint 60 különböző típusú eloszlásfüggvényből. Az eloszlásfüggvény paraméterei a következők:

f(R; a, b, c, d) = 

ahol B(a,b) 

 R  d     c 

a 1

    d  c  B(a, b)  1   R     c 

a b

(Df: R = 0.555 … 4.786)

(6.3)

(a)(b) az Euler Beta függvény, (a  b)

és a = 41399.0, b = 27867.0, c = 35.186, d = –49.297 A 6.38 ábrán egyértelműen megfigyelhető a 8342 mérőhelyhez tartozó, Harter (1960) által javasolt standardizált terjedelem () és a tapasztalati studentizált terjedelem (R) valószínűségi eloszlása közötti különbség. Észrevehetjük, hogy a p=95%-os kumulatív valószínűségi szinten a különbség jelentős: v95[] = 4.474124 és v95[R] = 3.635. Mivel a vizsgált 8342 mérőhely minden szűréstől mentes, azt feltételezhetjük, hogy az adatpontok számának további növelése nem eredményezne jobb illeszkedést a standardizált terjedelem () és a tapasztalati studentizált terjedelem (R) valószínűségi eloszlása között. Jelen átfogó statisztikai elemzés alapján javasolható az ASTM C 670 1. táblázatának átgondolása a Schmidt-kalapácsos vizsgálati módszer alkalmazása esetén.

105/247


F(θR), F(ω) 1,0 1.0

θR 0,8 0.8

ω

0,6 0.6

0.4 0,4 0.2 0,2 0 0,0 0

11

2

3

44

55

66

77

θR, ω, -

6.38 ábra: A 8342 mérőhelyhez tartozó, Harter (1960) által javasolt standardizált terjedelem () és a tapasztalati studentizált terjedelem (R) N (, 1) kumulatív valószínűségi eloszlásfüggvénye, n = 10 esetére, p = 0,01%-99,99% kumulatív valószínűségekre.

8955 mérőhely alapján (4785 helyszíni mérőhely, 4170 laboratóriumi mérőhely, amely több mint nyolcvanezer egyedi visszapattanási értéket eredményezett) előállítottuk a visszapattanási érték relatív szórásának relatív gyakorisági hisztogramját is. Erős pozitív ferdeséget tapasztalunk a vizsgált tartományban ( = 2.2472 a relatív szórás esetén) (6.39 ábra). Az eredmények megerősítik a beton szilárdságának ismételhetőségi paramétereire rendelkezésre álló kísérleti adatokat (Soroka, 1971; Shimizu et al, 2000). A szakirodalom szerint - 1130 meglévő vasbeton épületből 10788 kifúrt magminta átfogó elemzése alapján - a beton szilárdságának relatív szórása lognormális eloszlású, erős pozitív ferdeséggel, míg magát a nyomószilárdságot normális eloszlásúnak találták (hagyományos betonokat tanulmányoztak, amelyek nyomószilárdsága kisebb volt, mint 50 MPa; Shimizu et al, 2000). Hasonló megfigyelés tehető a beton szilárdsága szórásának és relatív szórásának eloszlására, ha ezt a 6.34 ábrán bemutatott adatokra vonatkoztatjuk. A felületi keménység és a nyomószilárdság beton anyag esetén összefügg egymással. Ezért feltételezhető, hogy a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórásának eloszlása is pozitív ferdeséggel rendelkező valószínűségi eloszlást követ. Hatvan eloszlástípus illeszkedés vizsgálata alapján igazolható, hogy a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórásának (VR) eloszlása háromparaméteres Dagum (általánosított logisztikus-Burr, inverz Burr) eloszlással írható le (a=2,2255; b=3,1919; c=2,7573), várható értéke E[VR] = 4,4021%; mediánja m[VR] = 3,8%; módusza Mo[VR] = 3,125%; a 95%-os kvantilis értéke v95[VR] = 9,2132%; a vizsgált értéktartomány VR = 0,43% – 31,12% (6.39 ábra). A eloszlásfüggvény paraméterei a következők:

f(VR; a, b, c) 

V ab R  c  V c1   R   c 

  

ab 1

  

b

   

a 1

(Df: VR = 0.43% … 31.12%)

ahol: a = 2.2255, b = 3.1919, c = 2.7573

106/247

(6.4)


f (VR), 0.28 0,28 0,26

s  ab R   c 

0.24 0,24 0,22

ƒ ( VR;a,b,c) 

0.20 0,2

0,18

0.16 f(x)

0,16 0,14

0.12 -

b 1

  s b  c1   R     c    

a 1

0,12

0,1

0.08 0,08 0,06

0.04 0,04

15

-

-

-

5

5

-

0

-

0,02

0-

10

15x

20

25

30

10

20

25

30

V R, -

6.39 ábra: A visszapattanási érték relatív szórásának relatív gyakorisági hisztogramja a legjobban illeszkedő elméleti sűrűségfüggvénnyel együtt. Az ismételhetőségi paramétereket befolyásoló tényezők A megbízhatósági eljárás alapján történő méretezési számítások során a különböző anyagjellemzők változékonyságának figyelembevételére az (abszolút) szórás helyett többnyire a relatív szórást alkalmazzuk. E tekintetben célszerű lehet a visszapattanási érték ismételhetőségi paraméterének is a relatív szórást tekinteni. Ehhez azonban szükséges megismerni a relatív szórás értékét befolyásoló tényezőket és azok nagyságrendjét. Ebben a tekintetben is elemeztük a rendelkezésre álló adatbázist. A következő lehetséges befolyásoló paramétereket választottuk ki: a beton víz-cement tényezője, a beton kora, a cement típusa, a beton állapota a vizsgálatkor (száraz/nedves), a beton karbonátosodási mélysége, a vizsgáló eszköz ütési energiája (N jelű Schmidt-kalapács esetében 2207 Nmm, L jelű Schmidtkalapács esetében 735 Nmm). A beton vizsgálati kora hatásának elemzéséhez 102 különböző betonkeveréken mért eredményt választottuk ki, amelyek többnyire saját laboratóriumi mérések eredményei voltak, és amelyeken a relatív szórás fejlődését lehetett követni az időben. A vizsgált betonok kora 1 nap és 240 nap között volt. A mérőeszköz N típusú eredeti Schmidt-kalapács volt. A tendencia tipikus volt, függetlenül a betonok összetételétől, ezért indokolható a 102 betonkeverék összevont, egységesített adathalmazának megjelenítése (6.40 ábra). 77

VR, %

66

55

44

33 00

50 50

100 100

150 150

200 200

250 250

t, days

6.40 ábra: A beton korának hatása a visszapattanási érték relatív szórására,

107/247


A következő megállapítások tehetők. 14 napos korig a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórása (VR) erőteljesen csökken (~6 %-ról), amely a gyors hidratációs folyamatnak és a vizsgált felületek fokozatos kiszáradásának tulajdonítható. 28-56 napos korban minimum értéket ér el (~4 %-on). Ennek oka a hidratáció mértékének csökkenése. 56 napos kortól fokozatos növekedés figyelhető meg (~5 %-ra), amely a karbonátosodás egyre erőteljesebb hatásának tulajdonítható. A karbonátosodási mélység és a visszapattanási érték relatív szórásának közvetlen kapcsolatát később tárgyaljuk ebben a fejezetben. A fenti elemzéshez kiválasztott 102 betonkeverék lehetővé tette, hogy a cement típusának hatását is elemezzük az ismételhetőségi paraméterekre. Kilenc cement típust vizsgáltunk (az EN 197-1 európai szabvány és az MSZ 4737-1 Magyar Szabvány által használt megnevezéseknek megfelelően): CEM I 32,5 , CEM I 42,5 N , CEM I 42,5 NS , CEM I 52,5 , CEM II / AS 42,5 , CEM II / AV 42,5 N , CEM II / BM (VL) 32,5 N , CEM III / A 32,5 N - MS , CEM III / B 32,5 NS . Az alkalmazott cement hatása látványos és szignifikáns volt (6.41 ábra). A kísérleti eredmények alapján azt találtuk, hogy a legkisebb relatív szórás a CEM I típusú portlandcementek használatával érhető el (~3,5%) a teljes vizsgált kor tartományban. A tiszta portlandcementek (CEM I) esetén a szilárdsági osztály növelése a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórásának (VR) csökkenését eredményezi (a 6.41 ábrán ez nincs ábrázolva). Tiszta portlandcementtel (CEM I) készített betonok esetén a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó átlagos relatív szórása (VR) kisebb (~ 3.5 %), mint a heterogén portlandcementekkel (CEM II) vagy kohósalak-cementekkel (CEM III) készített betonoké (~ 5.0 %). A heterogén portlandcementek (CEM II) különböző hidraulikus kiegészítő anyagának (pernye és salak) hatása közötti különbségeket, valamint a kohósalak cementek (CEM III) különböző kohósalak mennyiségének hatását nem volt lehetséges kimutatni, mivel a rendelkezésre álló adatok korlátozottak voltak. További kutatásokra van szükség ezen a területen. 77

V R, % Adatsor4 CEM III /B 32.5 N-S

66

Adatsor3 CEM I 42.5 N

55 44 33 22 0

50 50

100 100

150 150

200 200

t, days

6.41 ábra: A cement típusának hatása a visszapattanási érték relatív szórására az idő függvényében.

Hat eltérő cementtípus és 93 eltérő betonösszetétel laboratóriumi vizsgálatainak eredményei alapján igazoltuk, hogy a víz-cement tényező növelése a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó átlagos relatív szórásának (VR) növekedését eredményezi (6.42 ábra). A különböző víz-cement tényezőjű betonok visszapattanási értékének mérőhelyre vonatkozó átlagos relatív szórása közötti különbség 1-10 % között változik, a beton korától és a mérőeszköz ütési energiájától függően.

108/247


18 18

V R, %

18 18

a)

16 16

12 12

b)

16 16

w/c = 0.65 Adatsor1 w/c = 0.50 Adatsor2 Adatsor3 w/c = 0.40

14 14

VR, %

Adatsor2 w/c = 0.65 Adatsor1 w/c = 0.50 Adatsor3 w/c = 0.40

14 14 12 12

10 10

10 10

88

88

66

66

44

44

22

22

00

00 0

50 50

100 100

150 150

200

250 250

0

50 50

100 100

t, days

150 150

200 200

250 250

t, days

6.42 ábra: A víz-cement tényező és az ütési energia (a) 735 Nmm, b) 2207 Nmm ) hatása a visszapattanási érték relatív szórására.

Amint fentebb említettük, a karbonátosodásnak erőteljes hatása van a visszapattanási érték ismételhetőségére. Harminc eltérő betonösszetétel laboratóriumi vizsgálatainak eredményei alapján igazoltuk, hogy a beton karbonátosodási mélységének növekedése a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó átlagos relatív szórásának (VR) növekedését eredményezi (6.43 ábra). Vizsgált karbonátosodási mélység tartomány: xc = 2,2 mm – 22,8 mm, a két szélsőértékhez tartozó mérőhelyre vonatkozó átlagos relatív szórások ~3 % ill. ~8 %. Vizsgált beton nyomószilárdság tartomány: fcm = 42,6 MPa – 91,7 MPa. Vizsgált kor tartomány: 2-5 év. VR, % 12 12 10 10

88 66 44 22 00 00

55

10 10

15

20

25 25

x c, mm

6.43 ábra: A karbonátosodási mélység hatása a visszapattanási érték relatív szórására.

Korábbi, téglafalazatokon végzett helyszíni vizsgálatok során megállapítottuk, hogy a visszapattanási érték vizsgálaton belüli szórása és relatív szórása nagyon érzékeny az ütési energiára, ezért betonokon is összehasonlító vizsgálatot végeztünk L-típusú és N-típusú Schmidt-kalapáccsal annak érdekében, hogy e hatás létezését esetleg betonra is kimutathassuk. Tiszta portlandcementtel készített betonok laboratóriumi vizsgálatainak eredményei alapján igazoltuk, hogy kisebb ütési energia esetén a visszapattanási érték mérőhelyre vonatkozó relatív szórása (VR) nagyobb (akár 17 %-ot is elérhet), 56 napnál fiatalabb betonok esetén, majd ezt követően a különbség kiegyenlítődik (6.42a és b ábra).

109/247


Vizsgált víz-cement tényező tartomány: v/c = 0,40 – 0,65. Vizsgált kor: 3 – 240 nap. Vizsgált ütési energia: 735 Nmm és 2,207 Nmm. A statisztikai eredményekből levonható következtetések Kiterjedt statisztikai elemzést végeztünk a beton visszapattanási keménysége változékonyságára vonatkozóan, 60 év laboratóriumi és helyszíni tapasztalatból származó tekintélyes adatbázis alapján. A következő megfigyeléseket emelhetjük ki. Megállapítható, hogy a visszapattanási érték leolvasásában létezik egy leolvasási hiba a készülék skálájának kialakítása következtében. A leolvasási hiba bizonyos esetekben jelentős lehet. Nem bizonyított még, hogy a leolvasási hiba okozhat-e torzítást a visszapattanási értékekben. A vizsgáló eszköz egyszerű fejlesztésével azonban megszüntethető lenne a leolvasási hiba: olyan leolvasási skálára lenne szükség, amely mind a páros, mind a páratlan értékeket mutatja, nem csak a páros számokat, az eredeti kialakítás szerint. Betonok visszapattanási értékein elvégzett normalitás vizsgálatokkal kimutattuk, hogy az eredeti N típusú Schmidt-kalapács precizitása jobb, mint az eredeti L típusú Schmidtkalapácsé és az N típusú Silver Schmidt-kalapácsé. Az L típusú eredeti Schmidt kalapács és a Silver Schmidt-kalapács kisebb precizitása a két készülék kisebb ütőtömegének, illetve a Silver Schmidt kalapács elektro-optikai adatrögzítése kisebb érzékenységének tulajdonítható. Kimutattuk, hogy a visszapattanási keménységmérő módszer vizsgálaton belüli változékonysági (ismételhetőségi) paramétereinek hasonló a tendenciája, mint a beton nyomószilárdság vizsgálaton belüli változékonysági paramétereié, vagyis a szórás esetében nem figyelhetünk meg egyértelmű tendenciát az átlag függvényében, a relatív szórás esetében viszont egyértelmű csökkenő tendenciát figyelhető meg az átlag növekedésével. Az ACI 228.1R-03 bizottsági jelentésének állításai ellentmondanak ezeknek az eredményeknek, ezért az ACI 228.1R-03 vizsgálaton belüli változékonyságára vonatkozó kijelentéseinek újragondolása javasolt. Kimutattuk, hogy a visszapattanási érték mérőhelyen belüli szórásának és terjedelmének valószínűségi eloszlása nem követi a normális eloszlást, hanem mindkét eloszlás erős pozitív ferdeséggel rendelkezik. Az ASTM C 805 kijelentései nem vágnak egybe ezekkel a megállapításokkal, így ASTM C 805 visszapattanási érték szórásáról és terjedelméről közölt állításokat javasolt újragondolni. Kimutattuk, hogy a visszapattanási érték standardizált terjedelmének és tapasztalati studentizált terjedelmének valószínűségi eloszlása különböző, és az értékük csak a várható értékük szintjén azonos. A 95%-os valószínűségi szinten a különbség elfogadhatatlanul nagy, ezért a visszapattanási keménységmérési módszer esetében az ASTM C 670 1. táblázatának alkalmazását mérlegelni javasoljuk. Bebizonyítottuk, hogy a visszapattanási érték vizsgálaton belüli relatív szórását befolyásolja a víz-cement tényező, a beton kora, a cement típusa, a beton karbonátosodási mélysége, és a Schmidt-kalapács ütési energiája. A visszapattanási keménység modellezése A beton helyszíni vizsgálatára azon a megfigyelés alapján fejlesztettek ki keménységvizsgáló eszközöket, hogy a beton felületi keménysége kapcsolatba hozható nyomószilárdságával. A Schmidt-kalapácsos vizsgálat célja általában az, hogy elfogadható hiba mellett találjunk egy összefüggést a beton felületi keménysége és nyomószilárdsága között. Kizárólag tapasztalati összefüggésre találhatunk utalást már a legkorábbi szakirodalmi közleményekben (Anderson et al, 1955; Kolek, 1958) és napjainkban is (Bungey et al, 2006; Kausay, 2013).

110/247


Javaslatok a visszapattanási érték és a nyomószilárdság közötti kapcsolatra A szakirodalomban közzétett Rm - fcm összefüggések alapján a következő megfigyelések tehetők: - A szakirodalomban számtalan ajánlást találhatunk a visszapattanási érték – nyomószilárdság összefüggésre, azonban ezek többnyire egyszerű laboratóriumi kísérleteken alapuló egyváltozós regressziós függvények. Csupán néhány olyan átfogó kutatási beszámoló született, amelyben több befolyásoló tényező együttes hatását tanulmányozták részletes paraméterelemzéssel, azonban ezek eredményei is egyváltozós regresszióval megalkotott összefüggések voltak. - A leginkább elfogadott függvénytípus a hatványfüggvény. - A szakirodalomban már a legkorábban közzétett javaslatok is utalnak arra, hogy a beton felületi keménysége és nyomószilárdsága között nem tételezhető föl lineáris függvénykapcsolat (Gaede, 1952). A szakirodalmat tanulmányozva azonban azt tapasztaljuk, hogy számos kutató talált, illetve javasolt fölvenni lineáris összefüggést a Schmidt-kalapácsos visszapattanási értékek és a beton nyomószilárdsága között. Valóban: kis számú vizsgálati eredmény esetén (vagy szűkebb értelmezési tartományban) a módszer vizsgálaton belüli szórása miatt egy látszólagos lineáris kapcsolat állítható elő. Alapos és gondos kísérletek mindig nemlineáris összefüggéseket eredményeztek már a Schmidt-kalapácsos vizsgálatok kezdete óta (Schmidt, 1951; Gaede, 1952; Greene, 1954; Chefdeville, 1955; Zoldners, 1957; Kolek, 1958; Brunarski, 1963; Gaede, Schmidt, 1964; Granzer, 1970; Talabér, Józsa, Borján, 1979 etc.). - Ugyanazon visszapattanási értékhez akár 40-60 N/mm2 különbséggel is rendelhetünk nyomószilárdságot, ha eltérő javaslatokat követünk (4.22 ábra). - Egy-egy javaslat csak az adott kísérleti háttér által szolgáltatott peremfeltételek között értelmezhető és használható biztonsággal. A javaslatok kiterjesztése más összetételű betonokra igen nagy bizonytalanságot hordoz magában. - Az MSZ EN 13791:2007 azon kijelentése, hogy az abban javasolt alapgörbe olyan, a biztonság javára tett közelítést határoz meg, amelyből a függvény transzformáció, azaz az alapgörbe eltolása mindig pozitív értelmű (fölfelé történik), nem minden esetben helytálló. Esetenként 6-8 N/mm2 mértékű negatív eltolás is szükséges lehet (amely a szabvány szerint nem történhet meg) (6.44 ábra). A szakirodalomban javasolt függvénykapcsolatok jelentős eltérése (6.44 ábra) többváltozós regressziós elemzést igényel, amellyel felfedezhetővé válhatnak a visszapattanási keménység legfontosabb befolyásoló tényezői. fcm (t), N/mm2

fcm (t), N/mm2 100 100

100 100

80 80

80 80

60 60

60 60

40 40

40 40

20 20

20 20

B-Proceq EN 13791

0 20 20

25 25

30 30

35 35

40 40

45 45

50 50

0 20 20

25 25

30 30

35 35

40 40

45 45

50 50

R (t), -

R (t), -

6.44 ábra: A rendelkezésre álló visszapattanási érték - nyomószilárdság összefüggések teljes tartománya.

111/247


Kiterjedt irodalomkutatás – több mint 150 közlemény eredményeinek áttanulmányozásával – és saját laboratóriumi ill. helyszíni vizsgálatok alapján megállapítható, hogy nem lehetséges, és az elmúlt, több mint 60 évben nem is sikerült találni olyan, egyváltozós függvénykapcsolatot találni, amely tetszőleges összetételű és korú megszilárdult betonok nyomószilárdsága és felületi keménysége között, mérnöki alkalmazásra alkalmas megbízhatósági intervallummal adna meg összefüggést Rm - fcm vagy fcm - Rm koordináta rendszerben. Az R(t) - fc(t) adatpárok grafikus ábrázolása Megfigyelhető a szakirodalomban, hogy a betonok nyomószilárdsága és visszapattanási értéke között feltételezett közvetlen függvénykapcsolatot egy heteroszkedasztikus adathalmazra (azaz a szilárdság (Y változó) szórása növekszik a visszapattanási érték növekedésével (X változó)) illesztett középgörbével igyekeznek megadni. Sok esetben ezeknek a függvényeknek az előállítása lineáris regresszióval történik, miközben a lineáris regressziót szigorúan véve csak a homoszkedasztikus (azaz a függő változóban állandó szórású) adathalmazokra lenne szabad alkalmazni. Több szempontból is megkérdőjelezhető a betonok nyomószilárdságának és visszapattanási értékének ilyen módon történő ábrázolása, már csak azért is, mert a független változó és a függő változó között ok-okozati kapcsolat nem áll fenn. Mindkét jellemző ugyanazon hatások következményeként alakul ki. 2 f c (t), N/mm nyom ószilárdság, fc (t), N/mm2

90 90 90 70 70 70 50 50 50

30 30 30

visszapattanási érték, R(t), -

10 10 10 20 20 20

25 25

30 30 30

35 35 35

40 40 40

45 45 45

50 50 50

55 55

R (t), –

6.45 ábra: Az fc(t) - R(t) látszólagos heteroszkedasztikus viszonya.

Tapasztalati tény, hogy a betonok nyomószilárdságának szórása a beton elkészítésének minőségétől függ, és nem a beton átlagos nyomószilárdságától. Tehát azonos gondossággal elkészített, de különböző nyomószilárdságú betonok szilárdsági szórása azonos mértékűnek várható. Ha a beton nyomószilárdsága és visszapattanási értéke között közvetlen függvénykapcsolatot tételezünk fel, akkor a heteroszkedasztikus mérési adathalmaz megfigyelése a szilárdság szórásával nem indokolható. Ha különösképpen azt is figyelembe vesszük, hogy a gyakorlatban a nagyobb szilárdságú betonok készítése során a minőségellenőrzés jellemzően szigorúbb, mint a kisebb szilárdságú betonok esetén, így egy olyan megfigyelés lenne logikailag várható, amelyben a szilárdság szórása a keménység növekedésével nemhogy nő, hanem ezzel ellenkezően, csökken. Az is tapasztalati tény, hogy a beton felületi keménysége és karbonátosodási mélysége (azon mélység, ameddig az eltelt idő alatt a légkör CO2 tartalma a kapilláris pórusokba diffundálva a 112/247


portlandit egy részét mészkővé alakította, és ezzel a cementkő kémhatását pH 8,3-ra változtatta) között van kapcsolat: a karbonátosodás előrehaladása nagyobb keménységet eredményez. A kisebb szilárdságú betonok gázáteresztő képessége nagyobb – ezekben a karbonátosodás nagyobb mélységbe hatol; a nagyobb szilárdságú betonok gázáteresztő képessége kisebb – ezekben a karbonátosodás kisebb mélységbe hatol ugyanannyi idő alatt. Ezt végiggondolva, a nyomószilárdság és a visszapattanási érték változó korú betonok esetén mérhető, összetartozó értékeinek egyazon populációhoz tartozó adatpontokként történő ábrázolása logikailag szintén a heteroszkedasztikus adathalmazzal (6.45 ábra) ellentétes megjelenésű adathalmaz kialakulását valószínűsítené. A szakirodalomban gyakran megtalálható R(t)-fc(t) adatpontok látszólagos heteroszkedasztikus tulajdonsága további elemzéseket igényel. Gaede modellje Gaede és Schmidt (1964) elméleti megfontolások alapján fölírták a beton nyomószilárdsága és a visszapattanási érték kapcsolatát, majd e fizikai modell használhatóságát laboratóriumi, statikus vizsgálatokkal is igazolták. A modelljük annak ellenére, hogy elméleti szempontból a legkifinomultabb felépítésű, valójában a visszapattanásnak nem a szilárdsággal, hanem a Brinell-keménységgel megalkotható kapcsolatát adja meg. Így a levezetett összefüggés sajnálatos módon egy nem megoldott kapcsolatra vezet vissza, nevezetesen a beton Brinellkeménységének és nyomószilárdságának napjainkig sem ismert kapcsolatára. Betonok, cementhabarcsok Brinell-keménységének vizsgálatával foglalkozó kutatók száma igen csekély. E kérdés tanulmányozása további elméleti és laboratóriumi kutatást igényel. Működési modell bemutatása A beton felületi keménysége és nyomószilárdsága számos tényezőtől függ (pl. a cement típusa és mennyisége, az adalékanyag típusa és mennyisége, a szerkezeti beton tömörítésének módja és mértéke, az utókezelés módja, a betonfelület minősége, a beton kora, a beton karbonátosodási mélysége, a beton nedvességtartalma, a szerkezeti elem tömege, hőmérséklet és feszültségállapot), ezért a keménység és szilárdság kapcsolatának egyváltozós regressziós elemzése félrevezető eredményhez vezethet és elfedheti a kapcsolat valódi mozgatórugóját. A cementkötésű anyagok jellemzőit meghatározó elsődleges tényező a porozitás. Kísérletileg megállapítást nyert, hogy a beton porozitásának fejlődése viszonylag jól leírható a gél-pórus aránnyal (Powers, Brownyard, 1947). Ahhoz, hogy a gél-pórus aránnyal dolgozhassunk, ismernünk kell a cementkő hidratációs fokát, ezért a beton a porozitásának a víz-cement tényező (v/c) egy sokkal praktikusabb mérőszáma (Neville, 1995). Gyakorlati szempontból elfogadhatjuk, hogy a víz-cement tényező (v/c) bármely hidratációs fokú, megfelelően tömörített beton kapilláris porozitását meghatározza (Mindess, Young, 1981). Következésképpen elfogadhatjuk, hogy a szilárdság és az azzal összefüggésben álló tulajdonságok elsősorban a víz-cement tényezőtől függnek, ahogy ezt már több, mint 100 évvel ezelőtt is kimutatták (Feret, 1892; Abrams, 1918). A beton felületi keménységét szintén jelentősen befolyásolja a víz-cement tényező, az adalékanyag szemcsék rugalmassági modulusa mellett (mely utóbbit általában az idő függvényében állandónak tekinthetünk). A cementkövet alkotó hidrátfázisok hidratációja az önmagában is heterogén betont időfüggő tulajdonságokkal rendelkező anyaggá teszi. Ezen általános viselkedési séma alapján megalkotható egy működési modell a beton felületi keménységére, mint időfüggő anyagjellemzőre. Szakirodalmi adatok és saját mérési eredmények megfigyelései szerint, megszilárdult betonokra vonatkozóan, a víz-cement tényező és az idő, mint független változók szerint a következő összefüggések feltételezhetőek:

113/247


 28 napos korú betonok átlagos nyomószilárdsága cement típusonként megadható a vízcement tényező exponenciális függvényeként (pl. Ujhelyi, 2005),  tetszőleges korú betonok nyomószilárdsága egyszerűsített módon (a víz-cement tényezőtől függetlenül felírva), cement típusonként megadható a 28 napos korra vonatkozó nyomószilárdság exponenciális függvényeként (pl. CEB-FIP Model Code 1990); bár a betonok nyomószilárdságának időbeli fejlődése valójában függ a vízcement tényezőtől (pl. Washa, Wendt, 1975),  tetszőleges korú betonok karbonátosodási mélysége egyszerűsített módon megadható az idő, a víz-cement tényező és a cement típus függvényeként (pl. Papadakis et al, 1992),  különböző korú, azonos környezetben tárolt, azonos cement típussal készített betonok visszapattanási értékének változása felírható az idő függvényében (pl. Kim et al, 2009),  található függvénykapcsolat a betonok visszapattanási értéke és a karbonátosodási mélysége között (pl. JGJ, 2001),  azonos cementből készült, azonos körülmények között tárolt, azonos korú betonok visszapattanási értéke és nyomószilárdsága között található függvénykapcsolat. A felsoroltak alapján hipotetizálható, hogy tetszőleges (t) korú betonokra található olyan többváltozós függvény, amely az átlagos visszapattanási érték (Rm(t)) és az átlagos nyomószilárdság (fcm(t)) között egyértelmű kapcsolatot létesít. A függvény független változói a cementkő hidratációs foka (amelyet meghatároz a víz-cement tényező, az idő, a cement típusa és a tárolási-környezeti feltételek), illetve a cement és az adalékanyag mennyiségét, a tömörítés mértékét és a vizsgálati körülményeket leíró változók. A következő fejezetekben leírtak szerint megalkotható olyan többváltozós függvény, amely tetszőleges (t) korú betonok esetén egyértelmű kapcsolatot létesít az átlagos visszapattanási érték (Rm(t)) és az átlagos nyomószilárdság (fcm(t)) között. Bemutatjuk a függvény egyszerűsített, kétváltozós alakját, amelyben a két független változó a víz-cement tényező és az idő. Paraméterelemzéssel demonstráljuk, hogy a modell alkalmas a szakirodalmi eredmények reprodukálására. Bemutatjuk a modell kísérleti verifikálását két cement típus (CEM I 42.5 N és CEM III/B 32.5 N) felhasználásával, 864 darab próbatest vizsgálatán keresztül, v/c = 0,38…0,60 víz-cement tényező és t = 7…180 nap tartományra. A modell felépítése A modell generátor (vezérlő) függvényei (alapegyenletei) a következők (amelyek mindegyike tapasztalati úton validálható): a víz-cement tényező és a beton 28 napos korú nyomószilárdságának kapcsolata; a beton nyomószilárdságának időbeli fejlődése; a beton nyomószilárdságának és visszapattanási értékének kapcsolata 28 napos korban; a karbonátosodási mélység időbeli változása; a karbonátosodási mélység és a visszapattanási érték kapcsolata. A modell felépítését és az azt alkotó egyes függvények szimbolikus alakját (6.46 ábra) a (6.5) – (6.9) egyenletek írják le a következő tapasztalati összefüggések szerint:

A) 28 napos korú betonok átlagos nyomószilárdsága a víz-cement tényező exponenciális függvényével írható le (ld. 6.5 összefüggés) fc,28  a1  exp a 2  ( w / c) a3

(6.5)

ahol a1 > 1 a2 < 0 0 < a3 < 1

114/247


B) Tetszőleges korú betonok nyomószilárdsága egyszerűsített módon (a víz-cement tényezőtől függetlenül felírva), cement típusonként megadható a 28 napos korra vonatkozó nyomószilárdság exponenciális függvényeként (ld. 6.6 összefüggés). fc t  fc,28  exp a 4  (1  (28 / t ) a5

(6.6)

ahol 0 < a4 < 1 0 < a5 < 1 és a4 és a5 w/c függvénye C) Függvénykapcsolat tételezhető fel azonos korú, azonos környezetben tárolt, azonos cement típussal készített 28 napos korú betonok visszapattanási értéke és nyomószilárdsága között (ld. 6.7 összefüggés). fc,28  a 6  R 28 a7

(6.7)

ahol a6 > 0 a7 ≥ 1 D) Tetszőleges korú betonok karbonátosodási mélysége egyszerűsített módon megadható az idő, a víz-cement tényező és a cement típus függvényeként (Fick diffúziós törvénye alapján) (ld. 6.8 összefüggés). x c  a 8  ( w / c)  a 9   t a10

(6.8)

ahol 0 < a8 < 1 0 < a9 < 1 0 < a10 < 1 E) Különböző korú, azonos környezetben tárolt, azonos cement típussal készített betonok visszapattanási értékének változása az idő függvényében feltételezhetően a karbonátosodási mélység hatványfüggvényével modellezhető (ld. 6.9 összefüggés). Rt  R 28 

1 1  a11  x c a12

(6.9)

ahol a11 < 0 a12 > 0 A modell összetartozó R(t) és fc(t) adatpárokat szolgáltat tetszőleges víz-cement tényező (v/c) és kor (t) esetére. A modell eredménye egy különböző víz-cement tényezőkhöz tartozó, különböző korú adatpontok által alkotott görbékből álló görbesereg (6.47 ábra). Az egyes függvények alakját és meredekségét a (6.5)–(6.9) egyenletek a1…a12 empirikus paramétereinek tényleges értéke határozza meg.

115/247


fc,28

C)

fc,28

fc (t) /fc,28

A) Eq. (4.5)

Eq. (4.7)

R 28

Eq. (4.6)

w /c

t 28d

starting point

E)

xc

B)

ti

D)

xc ti

Eq. (4.9)

Eq. (4.8)

R (t) /R28

w /c

6.46 ábra: A működési modell felépítésének sémája.

f c (t)

(w/c)1 > (w/c)2 > (w/c)3

t4

t 1 < t 2 < t 3 < t4

t3 t2

(w/c)3

t1

(w/c)2

(w/c)1

R (t)

6.47 ábra: Tipikus sematikus fc (t) - R (t) összefüggések, mint a modell kimenete: különböző víz-cement tényezőhöz tartozó, különböző korú adatpontok által alkotott görbékből álló görbesereg.

Megfigyelhető, hogy a kifejlesztett működési modell reálisan jeleníti meg a beton felületi keménységét mint időfüggő anyagjellemzőt, arra az esetre, ha a betontechnológiai, ill. betonösszetételi jellemzők ismertek. Azt is meg kell jegyezni, hogy a modell világos magyarázatot ad arra a kísérleti megfigyelésre, hogy a visszapattanási érték - nyomószilárdság adatpárok látszólag heteroszkedasztikusan viselkednek. A modell felhívja a figyelmet arra, hogy az eredmények grafikus ábrázolásakor nem szabad azzal az egyszerűsítő feltételezéssel élni, hogy a különböző víz-cement tényezőjű és különböző korú betonokra vonatkozó adatpontokat ugyanabba a populációba tartozónak tekintjük. Világosan látható, hogy az egyszerűsítés félrevezető megjelenítést eredményez, és a befolyásoló paramétereket el kell különíteni a grafikus ábrázolásban, ahogy ezt a modell is javasolja.

116/247


A modell paraméterelemzése A paraméterelemzéshez a következő tapasztalati összefüggéseket választottuk ki a szakirodalomból, a modellt alkotó függvényekhez. A beton nyomószilárdsága és víz-cement tényezője közötti legegyszerűbb összefüggést Abrams (1918) javasolta a következő exponenciális függvénye formájában: fc,28  A  exp B  ( w / c)

[N/mm2]

(6.10)

A szakirodalom utal rá, hogy a (6.10) egyenlet nem illeszthető a különböző típusú cementekre rendelkezésre álló kísérleti adatokra, ezért a képlet módosítása javasolt (Ujhelyi, Popovics, 2006). A jelen paraméterelemzéshez a 28 napos korú betonok átlagos nyomószilárdsága és vízcement tényezője közötti kapcsolat leírására Ujhelyi javaslatát választottuk ki (CEM I 42.5 N típusú cementre) Ujhelyi és Popovics (2006) feltételezése alapján, a (6.10) átírásával: fc,28  406  exp  3.30  ( w/c) 0.63

[N/mm2]

(6.11)

A nyomószilárdság időbeli fejlődése függ a cement típusa mellett a víz-cement tényezőtől is függ (Washa, Wendt, 1975; Wood, 1991). A szakirodalomban található modellek azonban általában nem veszik figyelembe a víz-cement tényező hatását. A paraméterelemzéshez a nyomószilárdság időbeli fejlődésének leírására a CEB-FIP Model Code 1990 (CEB, 1993) javaslatát választottuk ki, amely figyelmen kívül hagyja a víz-cement tényező hatását: fc t  fc,28  exp 0.25  (1  (28 / t ) 0.50

(6.12)

A 28 napos korú betonok visszapattanási értékének és nyomószilárdságának kapcsolata általában nemlineáris. A paraméterelemzéshez a Proceq SA (Schmidt kalapácsok gyártója) javaslatát (Proceq, 2003) választottuk ki: fc,28  3.07  10 -2  R 28

1.952

[N/mm2]

(6.13)

A megszilárdult cementpép kémiai reakcióba lép a szén-dioxiddal (CO2). A légkörben található CO2 mennyiség elegendő ahhoz, hogy hosszú időn keresztül jelentős változásokat okozzon a cementkőben. A kémiai reakció (karbonátosodás) során a légkör CO2 tartalma a cementkő kapilláris pórusaiba diffundálva a portlandit (CaOH2) egy részét mészkővé (CaCO3) alakítja. A karbonátosodás sebessége függ a relatív páratartalomtól, a legnagyobb érték 50 RH% mellett mérhető (Neville, 1995). A beton karbonátosodási mélységének növekedése az idő függvényében közelíthető a Fick diffúziós törvényen alapuló modellek segítségével. A paraméterelemzéshez Papadakis et al (1992) modelljét választottuk ki, amelynek általános alakja a következő:     w c  0.30 23.8 6  x c  0.35 c f (RH)   1  c w c  c a c C CO2 10 t    44 a    1000  1 c w c 1000

0.50

[mm]

(6.14)

A (6.14) egyenletben az f(RH) paramétert Matoušek (1977) eredményei alapján vehetjük fel. Ha feltételezzük, hogy f(65% RH) = 0,45, CCO2 = 800 mg/m3, ρc = 3150 kg/m3 és ρa = 2650 kg/m3, akkor a (6.14) egyenlet a következő alakra egyszerűsíthető és rendezhető át: 117/247


x c  0.50  ( w/c)  0.14  t

[mm]

(6.15)

A (6.15) egyenlet alkalmazhatóságának korlátai 0,35 < v/c < 0,65 és 4,50 < a/c < 6,50. Ez azt jeleni, hogy a cementtartalmat c = 290 kg/m3 és 420 kg/m3 közé tételezzük föl. Más relatív páratartalmak (RH ≠ 65%) és CO2 koncentrációk esetére a (6.14) egyenlet használható. A felületi keménységet jelentősen megnövelheti a karbonátosodás (Kim et al, 2009). Ezért a karbonátosodás hatását számításba kell venni a Schmidt-kalapácsos vizsgálatok értékelésénél. A paraméterelemzéshez a kínai JGJ/T23-2001 szabvány ajánlását választottuk ki a karbonátosodási mélység visszapattanási értékre gyakorolt hatásának figyelembevételére (JGJ, 2001): Rt  R 28 

1 1  0.067  x c

(6.16)

1.0

A (6.16) egyenlet alkalmazhatóságának korlátja xc < 6,0 mm. A paraméterelemzés egyik jellegzetes eredményét figyelhetjük meg a 6.48 ábrán öt különböző víz-cement tényezőre. Példaképpen a görbesereg egy pontja (a 6.48 ábrán szaggatott vonallal jelölve) a következő számítási lépésekből adódik. A kiindulási érték v/c = 0,50 víz-cement tényezőhöz és t = 180 napos korhoz tartozik. A (6.11) – (6.16) egyenleteket alkotó formulák segítségével számíthatók az alábbi numerikus adatok. (6.11): (6.12): (6.13): (6.15): (6.16):

fc,28 = 406·exp–3.30·0.500.63 = 48.13 N/mm2 fc(180) = 48.13·exp0.25·(1 – (28/180)0.50 = 56.0 N/mm2 R28 = 5.96·48.130.512 = 43.35 xc(180) = (0.50·0.50 – 0.14) · 180 = 1.48 mm R(180) = 43.35/(1 – 0.067·1.48) = 48.11 90 90

fc (t), N /mm2

80 80 70 70

w /c

60 56.0 60

0.35 0.35 0.40 0.40 0.50 0.50 0.60 0.60 0.70 0.70

50 50 40 40 30 30

56d 90d 28d

180d

365d

48.1

20 20 35 35

40 40

45 45

50 50

55 55

60 60

R (t), –

6.48 ábra: A modell paraméterelemzésének eredménye.

Megállapítható, hogy a modell realisztikusan ábrázolja a beton visszapattanási keménységének időbeli alakulását. Megfigyelhető, hogy nem lenne elfogadható az adatpontokat egy populációba

118/247


tartozónak tekinteni, viszont a paraméterek megfelelő kiválasztásával egy átlátható és megbízható görbesereg generálható, amely követi a valós viselkedést. A 6.49 ábra a modell gyakorlati alkalmazását mutatja be a korábban bemutatott kísérleti adatokra. Az ábrán csak azokat az átlagos adatpontokat adjuk meg, amelyek a 14-28-56-90-240 napos korban elvégzett vizsgálatokhoz tartoznak, mivel a próbatesteket (150 mm-es kocka) 7 napig víz alatt tároltuk, ezért a karbonátosodás csak akkor kezdődhetett el, amikor a mintákat már levegőn tároltuk, laboratóriumi körülmények között. A modell görbéinek illesztése a következő összefüggéseket eredményezte, a (6.11)-(6.16) egyenletek helyett. A modell kísérleti igazolásának részleteit a következő fejezetben adjuk meg. [N/mm2]

fc,28  225  exp  2.60  ( w/c)1.0

(6.11*)

fc t  fc,28  exp 0.075  (1  (28 / t ) 1.0

(6.12*)

fc,28  11.04  10 -2  R 28 1.739

[N/mm2]

(6.13*)

x c  1.32  ( w/c)  0.14   t - 7

[mm]

(6.15*)

Rt  R 28 

1 1  n  x Nc

(6.16*)

ahol (6.16a*) (6.16b*)

n  3.68( w c) 5.07 N  0.025( w c)

4.73

90 90

f c(t), N/mm2

80 80 70 70

w/c Adatsor3 0.40 Adatsor2 0.50 0.65 Adatsor1 model Adatsor4

60 60 50 50

56d

90d 240d

28d

40 40

14d

30 30 25 25

30 30

35 35

40 40

45 45

50 50

55 55 R(t), –

6.49 ábra: A paraméterillesztéssel pontosított modell ábrázolása a kísérleti eredményekkel együtt. A modell kísérleti ellenőrzése A modell ellenőrzését célzó kísérleti program a modell részletes ellenőrzését tette lehetővé széles nyomószilárdsági tartományban, számos eltérő vizsgálati korú betonon.

119/247


Jellegzetes vizsgálati eredményeket mutatunk be a 6.50 ábrán CEM I 42.5 N típusú cementtel készült beton próbatestek (104 db) esetére. fc (t), N /mm2

fc (t), N /mm2

fc (t), N /mm2 100 100

100 100

100 100

90 90

90 90

80 80

80 80

70 70

70 70

70 70

60 60

60 60

60 60

a)

50 50

w /c 0.38 0.38 0.41 0.41 0.55 0.55 0.60 0.60

80 80

b)

50 50

34 34

38 38

42 42

46 46

50 50

54 54

c)

50 50 40 40

40 40

40 40

w /c 0.38 0.41 0.55 0.60

90 90

34 34

38 38

42 42

46 46

50 50

R (t), -

54 54

R (t), -

34 34

38 38

42 42

46 46

50 50

54 54

R (t), -

6.50 ábra: A modell laboratóriumi kísérleti verifikálásának eredménye (csak CEM I 42.5 N cementtel készített betonok) a) adatpontok egy populációként ábrázolva, b) adatpontok víz-cement tényező szerint rendezve/csoportosítva, c) csoportosított adatok együttesen ábrázolva a paraméter illesztéssel pontosított modellel.

A következő megfigyelések tehetők: 1) Egy látszólag egységes adatpopulációt kapunk eredményül, ha a grafikus megjelenítésben nem választjuk szét az adatokat a beton víz-cement tényezője és vizsgálati kora szerint (6.50a ábra). Az eredmények teljesen félrevezető trendjét állapíthatjuk meg és a regressziós analízis eredményeként egy látszólagos hatvány- vagy exponenciális függvényt kaphatunk (általában meglehetősen jó korrelációs együtthatóval, amely a félrevezető elemzés helyességének látszatát kelti). A 6.50a ábrán 108 próbatest 54 átlag-adatpontja látható (amely magában foglal 9 különböző víz-cement tényezőt és 6 különböző vizsgálati kort). Az ábrán feltüntettük egy regressziós függvény korrelációs együtthatóját is, amelynek értéke erre a félrevezető összefüggésre r2 = 0.84. 2) Ha a visszapattanási érték – nyomószilárdság adatpárokat nem választjuk szét víz-cement tényező és vizsgálati kor szerint, akkor a grafikus ábrázolásban az adatok heteroszkedasztikus viselkedése is megmutatkozik (6.50a ábra). A 6.50a ábrán megfigyelhető, hogy az alsó és a felső határgörbék közötti távolság nő a visszapattanási érték növekedésével, azaz a szilárdság szórása növekszik a visszapattanási érték növekedésével. 3) A valódi viselkedés csak akkor tűnik elő, ha a visszapattanási érték – nyomószilárdság adatpárokat víz-cement tényező szerint szétválasztjuk (6.50b ábra). A jobb szemléltethetőség céljából a 6.50b ábrán csak 4 görbét ábrázoltunk a 9 vizsgált víz-cement tényezőhöz tartozókból. Megállapítható, hogy a korábban látszólag egységes adatpopuláció különböző víz-cement tényezőkhöz tartozó monoton növekvő függvényekké válik szét.

120/247


4) A valós viselkedés láthatóvá válása után megfigyelhető, hogy a visszapattanási érték – nyomószilárdság kapcsolat érzékeny (de nem egységesen) az alkalmazott víz-cement tényezőre (6.50b ábra). Az anyagválaszt jelentő függvények kezdeti meredeksége és irányultsága megmutatja a különböző víz-cement tényezőjű betonok kapilláris pórus mennyiségének eltérő hatását a szilárdság- és karbonátosodási mélység időbeli fejlődésére. Feltételezhető, hogy a megfigyelt jelenségek teljes magyarázata a betonok víz-cement tényezőtől függő szilárdság- és karbonátosodási mélység időbeli fejlődésében rejlik. A verifikáló (ellenőrző) kísérlet eredménye alátámasztja azt a feltételezést, hogy a visszapattanási érték legjelentősebb befolyásoló tényezői a beton víz-cement tényezője és vizsgálati kora, valamint a cement típusa. A többi paraméternek sokkal kevésbé markáns a hatása, ahogy ezt feltételeztük is. 5) A modell jól alkalmazható a visszapattanási érték – nyomószilárdság kísérleti eredményekkel történő összehasonlításra (6.50c ábra). A modell empirikus paramétereinek megfelelő illesztésével bármely kísérleti eredmény elfogadhatóan reprodukálható numerikusan. A részletes verifikáló vizsgálat igazolta a modell alkalmazhatóságát CEM I 42.5 N, CEM III/B 32.5 N típusú cementekre, széles víz-cement tényező tartományra és vizsgálati kor tartományra (további cement típusokkal készült betonokat is vizsgáltunk, azonban nem egy széles víz-cement tényező tartományban). A modell világos megértést nyújt arról is, hogy a beton visszapattanási keménysége egy időfüggő anyagjellemző. A 6.51 ábrán elfogadható korrelációt találunk a kísérletileg mért nyomószilárdság értékek és a modellel számított nyomószilárdság értékek között, valamint a kísérletileg mért visszapattanási értékek és a modellel számított visszapattanási értékek között. A modell paramétereit a kísérletek paramétereihez igazítottuk.

110 110

a)

f c,model (t), N/mm2

55 55

Rc,model (t ), -

b)

100 100 50 50

90 90 80 80

45 45

70 70 60 60

40 40

50 50 40 40 40 40

35 35

50 50

60 60

70 70

80 80

90 90

100 110 110 100

35 35

40 40

45 45

50 50

55 55

Rc,measured(t), -

f c,measured (t), N/mm2

6.51a ábra: A mért nyomószilárdság értékek ill. visszapattanási értékek és a számított nyomószilárdsági értékek ill. visszapattanási értékek közötti korreláció, a) és b) az ellenőrző kísérletek vizsgálati eredményeivel, cement típus: CEM I 42.5

121/247


90 90

f c,model (t), N/mm2

c)

55 55

80 80

50 50

70 70

45 45

60 60

40 40

50 50

35 35

40 40

30 30

30 30

Rc,model (t ), -

d)

25 25

30 30

40 40

50 50

60 60

70 70

80 80

90 90

f c,measured (t), N/mm

25 25

30 30

35 35

40 40

45 45

50 50

55 55

Rc measured(t), -

2

6.51b ábra: A mért nyomószilárdság értékek ill. visszapattanási értékek és a számított nyomószilárdsági értékek ill. visszapattanási értékek közötti korreláció, c) és d) a célirányos kísérletek (ld. következő fejezet) eredményei, cement típus: CEM I 42.5. Következtetések a működési modellel kapcsolatban A bemutatott működési modellen keresztül láthatóvá váltak a beton keménysége és nyomószilárdsága közötti kapcsolatot meghatározó (szabályozó) „rejtett” paraméterek. Megállapítható, hogy a víz-cement tényező nem csak a szilárdságnak és az azzal kapcsolatos egyéb tulajdonságoknak az elsődleges befolyásoló tényezője, hanem a beton felületi keménységének is. Azt is megfigyeltük, hogy a kis szilárdságú betonok nagymértékű karbonátosodása jelentősen befolyásolja a mért visszapattanási értéket. A felületi keménység és a szilárdság közötti kapcsolat modelljének grafikus ábrázolása egy olyan görbesereg, amelyet alkotó görbék kezdeti érintője egyre csökken a víz-cement tényező csökkenésével. A modell alapján jobban megérthetjük a beton felületi keménységét, ha szélsőérték helyzetű görbék alakját tanulmányozzuk. A nagyon kis szilárdságú betonhoz tartozó görbe egy szinte konstans függvénynek tekinthető (nagyon kicsi meredekségű), ezzel szemben a nagyszilárdságú betonon mért eredményekből egy szinte végtelen meredekségű függvény adódik. Egy kis meredekségű összefüggés növekvő keménységet jelez az időben, a szilárdság korlátozott növekedése mellett. Egy nagy szilárdságú betonhoz tartozó nagyon nagy meredekségű összefüggés szilárdság növekedést mutat, miközben a keménység kevésbé nő az idő függvényében (egyes nagyszilárdságú betonokon végzett kísérletek majdnem függőleges kapcsolatot eredményeztek). Ez utóbbi összefüggés azt jelenti, hogy a nagyszilárdságú betonok Schmidt-kalapácsos szilárdságbecslése aggodalomra adhat okot. Ezt a megfigyelést alátámasztják a célirányos időfüggő kísérletek a nagy szilárdságú betonra vonatkozó eredményei is. A görbék víz-cement tényező szerint változó meredekségének magyarázata további kutatásokat és elemzéseket igényel, valamint a tizenkét empirikus állandót is finomítani szükséges ahhoz, hogy a beton visszapattanási keménységének viselkedését reálisan leírhassuk. Azonban már ezen a ponton érzékelhető, hogy az eszköz ütési energiáját célszerű lenne 1-2 szilárdsági osztályt felölelő nyomószilárdság tartományhoz igazítani, hogy biztosítsuk a szükséges mennyiségű képlékeny energiaelnyelődést az eszköz ütőszegének csúcsa alatt. Egy köztes meredekségű görbe azt jelzi, hogy a visszapattanási érték közel azonos mértékben növekszik a szilárdság növekedésével, amely azt sejtetheti, hogy a szilárdságbecslés lehetséges. Az eredeti Schmidt-kalapácsos vizsgálat rugója által mozgásba lendített ütőkos tömegének mértékét

122/247


kifejlesztése során úgy állították be, hogy az akkoriban szokásos szilárdságú betonokban (a megfelelő mértékű ütési energia eredményeként) megfelelő mértékű képlékeny alakváltozást okozzon, azonban napjainkban már nagyobb szilárdságú betonok terjedtek el a gyakorlatban. Célirányos kísérletek A szakirodalom azt mutatja, hogy a rugalmas tulajdonságok nagyon fontos szerepet játszanak a gumi-szerű anyagok keménységének meghatározásában, azonban fémek esetében az alakváltozás túlnyomórészt kívül esik a rugalmas tartományon, és többnyire képlékeny tulajdonságokat foglal magába (Fischer-Cripps, 2000). A statikus szúrókeménység vizsgálatok közben kialakuló képlékeny alakváltozás a duktilis anyagokkal hozható összefüggésbe (pl. fémek). Rideg anyagok (pl. beton) általában rugalmas viselkedést mutatnak, és a nagy deformációk során nem képlékeny alakváltozás (megfolyás), hanem törés következik be. A rideg anyagokban kvázi-képlékeny alakváltozás figyelhető meg a merőtest érintkezési pontja alatt, azonban ez a tömörödés eredménye, amely során az anyag fázisátalakuláson megy keresztül a mérőtest alatt, a gátolt alakváltozási mezőben kialakuló nagy nyomófeszültségek következtében (Swain, Hagan, 1976). A kialakuló kvázi-képlékeny anyagválasz jelentősen eltér a fémek képlékeny alakváltozásától (Tabor, 1951). A dinamikus keménységvizsgálatok során a beton fellágyulási jellege miatt a nem-rugalmas tulajdonságok éppolyan fontosak lehetnek, mint a rugalmas tulajdonságok. A visszapattanási érték a kalapács ütőtömegének részben rugalmas ütközéséből, az ütközéssel közölt energiának a beton lokális morzsolódása és belső súrlódása következtében bekövetkező elnyelődéséből, valamint az ütés által gerjesztett mechanikai hullámok terjedéséből és visszaverődéseiből alakul ki. Az ütés, illetve visszapattanás során elnyelődő energia egy része a készüléken belül, az ütőtömeg mozgása közben súrlódással vész el, más része a beton és a készülék ütőszondájának érintkezési felületén keresztül, az ütés pillanatában a betonban nyelődik el. A szilárdság és a merevség szerepe a felületi keménységben Időben változó mechanikai jellemzők (nyomószilárdság és rugalmassági modulus), ill. a felületi keménység egy adott korra vonatkoztatott relatív értékeinek az idő függvényében megjelenített összehasonlítása elősegítheti a keménység és valamely mechanikai jellemző közötti kapcsolat feltárását. A rugalmas visszapattanás elvén működő keménységvizsgáló eszközök mérőszámai feltételezhetően érzékenyek a vizsgált beton szilárdsága mellett annak merevségére és a vizsgáló eszköz által kifejtett ütési energiára is. A 6.52 ábrán a vizsgált jellemzők (nyomószilárdság, visszapattanási érték L jelű Schmidtkalapáccsal, visszapattanási érték N jelű Schmidt-kalapáccsal, ütközési tényező Leebkészülékkel, rugalmassági modulus) 7 napos korra vonatkoztatott relatív értékeit láthatjuk az idő függvényében. Megfigyelhetjük a keménységi mérőszámok változását az idő függvényében és összehasonlíthatjuk a nyomószilárdság és rugalmassági modulus időfüggését. Az eredmények azt igazolják, hogy az összes vizsgált anyagjellemző fejlődésének üteme (relatív értékei) az idő függvényében függ a víz-cement tényezőtől. A laboratóriumi kísérletek alapján megállapítható, hogy az L- és az N-típusú Schmidt-kalapács visszapattanási értékeinek 7 napos korra vonatkoztatott relatív értékei nagy víz-cement tényező esetén (v/c=0,65) a nyomó-szilárdság relatív értékeinek tendenciáját követik, kis víz-cement tényező esetén (v/c=0,40) pedig a rugalmassági modulus relatív értékeinek tendenciáját követik, függetlenül a vizsgálati kortól. Köztes víz-cement tényező esetén (v/c=0,50) e két, szélsőséges viselkedés közötti átmenet figyelhető meg. A Schmidt-kalapácsokéhoz képest számottevően kisebb ütési energiát kifejtő Leeb szkleroszkóppal végzett keménységvizsgálat közben a beton

123/247


rugalmas tulajdonságai dominálnak. A Leeb-keménység mérőszámainak 7 napos korra vonatkoztatott relatív értékei gyakorlatilag megegyeznek a rugalmassági modulus relatív értékeivel a vizsgált víz-cement tényező teljes tartományában (v/c=0,40-0,65), függetlenül a vizsgálati kortól. (6.52 ábra). relative values

relative values

a) w /c = 0.65

2,1 2.1

b) w /c = 0.50

1,6 1.6 fcf c RL RL RN RN Leeb HL EE c

1,8 1.8 1,5 1.5

1,4 1.4 1,2 1.2

1.2 1,2

1.01

0,9 0.9

0,8 0.8

0.6 0,6

fcf c RN RN RL RL EE c Leeb HL

0.6 0,6 0

50 50

100 100

150 150

200 200

250 250

0

50 50

100 100

t, days

rela tive va lues

150 150

200 250 200 250 t, days

c) w /c = 0.40

1,4 1.4

1,2 1.2 fcf c EE c Leeb HL RN RN RL RL

1.01 0,8 0.8

0.6 0,6 00

50 50

100 100

150 150

200 250 200 250 t, days

6.52 ábra: A vizsgált paraméterek 7 napos korra vonatkoztatott relatív értékei az idő függvényében.

A 6.52 ábra világosan mutatja, hogy a különböző felületi keménység vizsgáló módszerek különböző anyagválaszokat eredményeznek, ezért a különböző felületi keménységi mérőszámokkal különböző anyagjellemzőre lehet becslést adni. A laboratóriumi kísérletek igazolták, hogy a vizsgálat során befektetett energia mennyisége a keménységi jellemzőn keresztül meghatározza a keménységgel összefüggésbe hozható anyagjellemzőt. A visszapattanási keménységet mérő eszközök mérőszámai nem csak a beton szilárdságára, hanem merevségére is érzékenyek, és befolyásolja őket az eszköz ütési energiája. Kis energiaelnyelődést eredményező vizsgálat során (pl. Leeb-készülékkel bármely betonon, vagy Schmidt-kalapácsokkal kis víz-cement tényezőjű betonon) a keménységi mérőszám inkább a rugalmassági modulussal hozható kapcsolatba (az alakváltozás nagyobb hányada inkább rugalmas), a nyomószilárdsággal azonban nem. A 6.52a ábrán 124/247


megfigyelhető, hogy az RL és RN visszapattanási értékek relatív értéke szinte tökéletesen egybeesik a nyomószilárdság relatív értékeivel, függetlenül a vizsgálati kortól. Nagy energiaelnyelődést eredményező vizsgálat során (pl. Schmidt-kalapácsokkal nagy víz-cement tényezőjű betonon) a keménységi mérőszám inkább a nyomószilárdsággal hozható kapcsolatba (a vizsgálat közben az alakváltozási energia nagyobb hányada nyelődik el), a rugalmassági modulussal azonban nem. A 6.52c ábrán megfigyelhető, hogy az RL és RN visszapattanási értékek relatív értéke rugalmassági modulus relatív értékeit közelíti meg jól, függetlenül a vizsgálati kortól. A közepes szilárdságú betonok közbenső viselkedést mutatnak (6.52b ábra). A víz-cement tényező szerepe az időfüggő viselkedésben A szakirodalomban széles körben elfogadott az a megfigyelés, hogy a beton nyomószilárdsága 28 napos korra vonatkoztatott relatív értékeinek időbeli fejlődését befolyásolja az alkalmazott cement típusa (pl. CEB, 1993). Azonban a kutatók a víz-cement tényező esetleges hatását általában nem elemzik, és a nyomószilárdsági eredményeket nem értékelik ebben az értelemben, ezért ez a hatás egyáltalán nem nyilvánvaló. A CEB-FIP Model Code 1990 és fib Model Code 2010 javaslata is csak a cement típusának (gyors és lassú szilárdulású) hatását veszi figyelembe. Valóban, ha különböző víz-cement tényezőjű betonok rövid távú (<3 év) relatív szilárdsági eredményeit tanulmányozzuk, akkor a víz-cement tényező hatása általában nem világos, nem magától értetődő, ezért nem lehet ezzel kapcsolatban egyértelmű kijelentéseket tenni. Bár némi hatása észlelhető, de ez nem szignifikáns (a különböző víz-cement tényezőhöz tartozó relatív szilárdságok által alkotott görbék közötti különbség a nyomószilárdsági eredmények szórásán belül van), és a görbék sorrendje a különböző kutatási programokban nem is következetes (6.53 ábra). A saját kutatásaink alapjául szolgáló adatbázis nyomószilárdsági eredményeinek (6.53 ábra) és szakirodalmi eredmények tanulmányozásával megállapítottuk, hogy a nyomószilárdsági értékek általában rövid távú kísérleti programok eredményei. Ezért megvizsgáltuk, hogy vajon milyen megfigyelések tehetők abban az esetben, ha hosszú távú eredmények rendelkezésre állnak. f cm ( t ) / fcm ,28d

f cm ( t ) / fcm ,28d

a)

1,6 1.6

b)

1,4 1.4

1,4 1.4 1,2 1.2

1.2 1,2 w/c 0.66 0,66 0.60 0,61 0,54 0.54 0,49 0.49 0,46 0.46

1,0 1.0 0,8 0.8 0,6 0.6 0,4 0.4

w/c 0,6 0.60 0,55 0.55 0,5 0.50 0,45 0.45 0,4125 0.41 0,375 0.38

1,0 1.0 0,8 0.8 0,6 0.6

0.2 0,2 0 0,0

0,4 0.4

0

30 30

60 60

90 90

120 120

150 150

180 180

0

t, days

30 30

60 60

90 90

120 120

150 150

180 180

t, days

6.53 ábra: A beton nyomószilárdságának 28 napos korra vonatkoztatott relatív értékei, a) CEM I 42,5 típusú cement, b) CEM III/B 32.5 típusú cement (saját rövid távú vizsgálatok eredményei).

125/247


Sikerült találni néhány szakirodalmi közleményt, amelyek hosszú távú laboratóriumi vizsgálatokon (20-50 év) alapultak, és amelyeken a várt viselkedést tanulmányozni lehetett. A szakirodalmi eredmények feldolgozását követően megállapítottuk, hogy betonok nyomószilárdság fejlődésének hosszú távú (20-50 éves időtartamú) vizsgálataival (pl. Washa, Wendt, 1975; Wood, 1991) az alkalmazott cement típusán kívül, a víz-cement tényezőnek a beton relatív nyomószilárdságának időbeli fejlődésére gyakorolt hatása is kimutatható. A víz-cement tényező egyértelmű hatását megfigyelhetjük a 6.54 és 6.55 ábrán is. A 6.55 ábrán a CEB-FIP Model Code 1990 (CEB, 1993) javaslatát is feltüntettük két cement típusra (amely elhanyagolja víz-cement tényező hatását). A víz-cement tényező hatása markánsabban kimutatható, ha nyomószilárdság értékeket 7 napos korra vonatkoztatjuk (6.54 ábra), mintha 28 napos korra vonatkoztattuk volna (6.55 ábra). A fentiek (és a 6.55 ábra) alapján feltételezhető, hogy a beton relatív felületi keménységének időbeli fejlődése is függ a víz-cement tényezőtől. f cm ( t ) / fcm ,7d

77

77

a)

66

44

b)

66

w/c 0,69 0.69 0,54 0.54 0.41 0,41

55

f cm ( t ) / fcm ,7d

55 44

33

33

22

22

11

11

w/c

0,69 0.69 0.54 0,54 0.41 0,41

00

00 00

180 180

360 360

540 540

720 720

900 900

0

1080 1080

3650 10

7300 20

10950 30

14600 40

18250 50

t, years

t, days

6.54 ábra: A beton nyomószilárdságának 7 napos korra vonatkoztatott relatív értékei (Washa, Wendt, 1975) hosszú távú kísérletei alapján, a) rövid távú ábrázolási módban, b) a hosszú távú ábrázolási módban. f cm ( t ) / fcm ,28d 3,5 3.5

a)

0,69 w/c = 0.69 0,54 w/c = 0.54 w/c = 0.41 0,41 MC90 MC90 slow MC90 rapid MC90

3,0 3.0 2,5 2.5

3,5 3.5

f cm ( t ) / fcm ,28d b)

3,0 3.0 2,5 2.5

2,0 2.0

2.0 2,0

1,5 1.5

1,5 1.5

1,0 1.0

1,0 1.0

0,5 0.5

0,5 0.5

w/c = 0.69 0,69 w/c = 0.54 0,54 w/c = 0.41 0,41 MC90 slow MC90 MC90 rapid MC90

0,0 0

0,0 0

0

180 180

360 360

540 540

720 720

900 900

1080 1080

0

3650 10

7300 20

10950 30

14600 40

18250 50

t, years

t, days

6.55 ábra: A beton nyomószilárdságának 28 napos korra vonatkoztatott relatív értékei (Washa, Wendt, 1975) hosszú távú kísérletei alapján, valamint a (CEB, 1993) javaslata, a) rövid távú ábrázolási módban, b) a hosszú távú ábrázolási módban.

126/247


Laboratóriumi vizsgálataink eredményei alapján igazolható, hogy a keménységi mérőszámok (visszapattanási érték L- és N-típusú Schmidt-kalapáccsal mérve) 28 napos korra vonatkoztatott relatív értékei függnek a víz-cement tényezőtől (6.56 ábra). A hatás a beton korának növekedésével markánsabbá válik, különösen nagy víz-cement tényezők esetében. Jelen közepes időtartamú (~3 éves) célirányos kísérlettel azt is sikerült bizonyítani, hogy a nyomószilárdság és a rugalmassági modulus időbeli fejlődése is függ a víz-cement tényezőtől. Ez alapján kijelenthető, hogy a víz-cement tényező szilárdság és a szilárdsági jellemzők relatív értékeinek időbeli fejlődésére gyakorolt hatásának tanulmányozásához (ill. kimutatásához) legalább 3 éves időtartamú kísérletek elvégzésére van szükség. R L ( t ) / R L ,28d

R N ( t ) / R N ,28d

a)

1,6 1.6

1,6 1.6

1,4 1.4

1,4

1,2 1.2

1,2 1.4

b)

1

1.01 w/c 0,65 0.65 0.50 0,50 0.40 0,40

0,8 0.8

0.6 0,6

w/c 0,65 0.65 0,50 0,40 0.50

0,8 1.2 0,6 0,4 1.0

0,4 0.4

00

180 180

360 360

540 540

720 720

900 1080 1080 900

0

180 180

360

540

720 720

900 1080 1080 900

t, days

t, days

6.56 ábra: A visszapattanási érték víz-cement tényezőtől való függése az időben, a) L-típusú Schmidt-kalapács, éa b) által N-típusú Schmidt- kalapács által szolgáltatott eredmények. A célirányos kísérletekből levont következtetések A fenti eredmények alapján arra a következtetésre juthatunk, hogy minél kisebb egy dinamikus keménységvizsgáló eszköz ütési energiája, annál valószínűbb, hogy a keménységi mérőszámot a rugalmassági modulussal hozhatjuk összefüggésbe (a beton alakváltozása inkább rugalmas), különösen abban az esetben, ha a víz-cement tényező kicsi; és minél nagyobb egy dinamikus keménységvizsgáló eszköz ütési energiája, annál valószínűbb, hogy a keménységi mérőszám a nyomószilárdsággal hozható összefüggésbe (a vizsgálat közben az alakváltozási energia a nagyobb hányada elvész), különösen nagy víz-cement tényezők esetén. A kísérleti eredmények azt is igazolták, hogy a Schmidt-kalapácsok csak a beton felületi rétegének rugalmas és képlékeny tulajdonságairól nyújtanak információt, amely nem mindig áll közvetlen kapcsolatban a beton nyomószilárdságával. A viszonylag kis szilárdságú betonok esetén a dinamikus keménységvizsgáló eszközök olyan keménységi értéket szolgáltatnak, amely szoros összefüggésbe hozható a beton nyomószilárdságával, ebben az esetben a szilárdságbecslés elméletileg lehetséges. Ez a következtetés egyben egy tiszteletadás a zseniális Ernst Schmidt, a Schmidt-kalapács a feltalálója előtt, aki úgy állította be az eszköz ütési energiáját, hogy az 1950-es években készített betonok nyomószilárdságának becslésére alkalmas legyen, azaz az eszköz ütőszegének hegye alatt elegendő mértékű képlékeny energiaelnyelődés alakuljon ki. Azonban, a betonépítési technológiában manapság egyre nagyobb és nagyobb nyomószilárdságú betonokat használunk (csak hogy egy különleges példát említsünk: egy jó

127/247


teljesítőképességű öntömörödő beton automatikusan nagyobb nyomószilárdságot eredményez, mint egy hagyományos, azonos víz-cement tényezővel megtervezett beton). A nagyszilárdságú betonok Schmidt-kalapácsos vizsgálata olyan keménységi értéket ad, amely inkább a beton rugalmassági modulusával hozható összefüggésbe, a nyomószilárdsága helyett, ezért ez esetben megkérdőjelezhető a szilárdságbecslés. Itt szeretnénk utalni arra, hogy a rugalmassági modulus időbeli fejlődése jelentősen eltér a nyomószilárdságétól (6.57 ábra). A CEB-FIP Model Code 1990 szerint egy 0,3 kitevőjű empirikus hatványfüggvényt vehetünk figyelembe a nyomószilárdság és rugalmassági modulus között, amelyet behelyettesíthetve a nyomószilárdság időbeli fejlődését leíró exponenciális összefüggésbe megkapjuk a rugalmassági modulus időbeli fejlődését leíró összefüggést (6.57 ábra alsó görbéje). A 6.57 ábra a CEB-FIP Model Code 1990 által, a szilárdságfejlődés leírására javasolt összefüggést mutatja be. Az ábra alsó görbéje rávilágít, hogy idősebb betonok esetén a nyomószilárdság becslése a rugalmassági modulus alapján megbízhatatlan.

1,3 1.3

fcm (t )  fcm,28d

1.2 1,2

  28  k 1     t  e

0.5 

 

0.3 E cm  A  fcm

1,1 1.1 1.0 1,0

E cm (t ) e E cm,28d

0,9 0.9

  28  0.3 k 1   t   

0.5 

 

0,8 0.8 0.7 0,7 0

100

200

300 300

400 400

500 500

time, days

6.57 ábra: A beton nyomószilárdságának és rugalmassági modulusának fejlődése az idő függvényében (CEB, 1993). Hivatkozások Abrams D. A. (1918) „Effect of Time of Mixing on the Strength and Wear of Concrete”, ACI Journal Proceedings, Vol. 14, Issue 6, pp. 22-92. ACI (1977) „Building Code Requirements for Reinforced Concrete”, ACI 318-77, American Concrete Institute, Detroit, Michigan ACI (1998) „Nondestructive Test Methods for Evaluation of Concrete in Structures”, ACI 228.2R-98, American Concrete Institute, Farmington Hills, Michigan ACI (2002) „Evaluation of Strength Test Results of Concrete”, ACI 214R-02, American Concrete Institute, Farmington Hills, Michigan ACI (2003) „In-Place Methods to Estimate Concrete Strength”, ACI 228.1R-03, American Concrete Institute, Farmington Hills, Michigan Akashi, T., Amasaki, S. (1984) „Study of the Stress Waves in the Plunger of a Rebound Hammer at the Time of Impact”, ACI Publication SP-82 In Situ/Nondestructive Testing of Concrete, Malhotra, V. M. (Editor), American Concrete Institute, Detroit, Michigan, 1984, pp. 17-34.

128/247


Almeida, I. R. (1993) „Emprego do esclerômetro e do ultra-som para efeito da avaliação qualitativa dos concretos de alto desempenho”, Professoral Thesis, Universidade Federal Fluminese, Niterãi, Brasil, 124 p. Anderson, A. R, Bloem, D. L, Howard, E. L, Klieger, P, Schlintz, H. (1955) „Discussion of a paper by Greene, G. W.: Test Hammer Provides New Method of Evaluating Hardened Concrete”, Journal of the American Concrete Institute, December 1955, Vol. 27, No. 4, Part 2 (Disc. 51-11), pp. 256-1…256-20. Arni, H. T. (1972) „Impact and Penetration Tests of Portland Cement Concrete”, Highway Research Record 378, Highway Research Board, Washington D.C., pp. 55-67. ASTM (2003) „Standard Practice for Preparing Precision and Bias Statements for Test Methods for Construction Materials”, ASTM C 670 – 08, ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia ASTM (2004) „Standard Test Method for Obtaining and Testing Drilled Cores and Sawed Beams of Concrete”, ASTM C42/C42M-04, ASTM International, C09.61 Subcommittee, p. 6. ASTM (2005) „Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical Concrete Specimens”, ASTM C39/C39M-05e1, ASTM International, C09.61 Subcommittee, p. 7. ASTM (2013) „Standard Test Method for Rebound Number of Hardened Concrete”, ASTM C 805/C 805M – 13, ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia Balázs Gy., Tóth E. (1997) „Beton- és vasbetonszerkezetek diagnosztikája I., Műegyetemi Kiadó, 396 p. Bartlett, F. M., MacGregor, J. G. (1994a) „ Effect of Core Moisture Condition on Concrete Core Strengths”, ACI Materials Journal, V. 91, No. 3, May-June 1994, pp. 227-236. Bartlett, F. M., MacGregor, J. G. (1994b) „Effect of Core Length-to-Diameter Ratio on Concrete Core Strengths”, ACI Materials Journal, V. 91, No. 4, July-August 1994, pp. 339-348. Bartlett, F. M., MacGregor, J. G. (1994c) „ Effect of Core Length-to-Diameter Ratio on Concrete Core Strengths”, ACI Materials Journal, V. 91, No. 5, September-October 1994, pp. 460-470. Bartlett, F. M., MacGregor, J. G. (1995) „Equivalent Specified Concrete Strength from Core Test Data”, Concrete International, V. 17, No. 3, March 1995, pp. 52-58. Bartlett, F. M., MacGregor, J. G. (1996) „Statistical Analysis of the Compressive strength of Concrete in Structures”, ACI Materials Journal, V. 93, No. 2, March-April 1996, pp. 158168. Baumann, K. (2006) személyes adatszolgáltatás (Scwerzenbach, Svájc) Bentur, A. (2002) „Cementitious Materials – Nine Millenia and a New Century: Past, Present and Future”, ASCE Journal of Materials in Civil Engineering, Vol 14, Issue 1, February 2002, pp. 2-22. Bindseil, P. (2005) „On-site inspection of concrete structures: state-of-the-art and practical applications”, University of Applied Sciences Kaiserslautern, Department of Civil Engineering, www.fh-kl.de/~bindseil Borján J. (1968) „Roncsolásmentes betonvizsgálatok értékelése matematikai statisztikai módszerrel”, Mélyépítéstudományi Szemle, XVIII. évf., 7. sz., pp. 294-297. Borján J. (1981) „Roncsolásmentes betonvizsgálatok”, Műszaki Könyvkiadó, 204 p. Borosnyói A. (2006) „Vasbeton szerkezetek egyes diagnosztikai eszközei”, Épületfelújítási kézikönyv, 2006. november, Verlag Dashöfer Szakkiadó Brinell, J.-A. (1901) „Mémoire sur les épreuves à bille en acier”, Communications presentés devant le congrés international des méthodes d’essai des matériaux de construction, Vol. 2., 1901, pp. 83-94.

129/247


Brunarski, L. (1963) „Gleichzeitige Anwendung verschiedener zerstörungsfreier Prüfmetoden zur Gütekontrolle des Betons”, Wissenschaftliche Zeitschrift der Hochschule für Bauwesen Leipzig, Sonderdruck, 1963 Bungey, J. H., Millard, J. H., Grantham, M. G. (2006) „Testing of Concrete in Structures”, Taylor and Francis, New York, 352 p. Calvit, H. H. (1967) „Experiments on rebound of steel balls from blocks of polymers”, Journal of the Mechanics and Physics of Solids, V.15, No. 3, May 1967, Pergamon Press Ltd., Oxford, pp. 140-150. Carette, G. G., Malhotra, V. M. (1984) „In Situ Tests: Variability and Strength Prediction at Early Ages”, ACI Publication SP-82 In Situ/Nondestructive Testing of Concrete, Malhotra, V. M. (Editor), American Concrete Institute, Detroit, Michigan, 1984, pp. 111-141. Carino (1994) „Nondestructive Testing of Concrete: History and Challenges”, ACI SP-44, Concrete Technology – Past, Present and Future, Ed. Mehta, P. K., American Concrete Institute, 1994, pp. 623-678. CEB (1993) „CEB-FIP Model Code 1990 – Design Code”, Comité Euro-International du Béton, Thomas Telford, London, 1993 (CEB Bulletin d’Information No. 213/214.) CEB-CIB-FIP-RILEM (1974) „Recommended principles for the control of quality and the judgement of acceptability of concrete”, Materials and Structures, V. 8, No. 47, RILEM, 1974, pp. 387-403. Chefdeville J. (1955) „Nondestructive testing of concrete. Part 2. Compressive strength of concrete and its measurement by the Schmidt rebound hammer (Les essais non destructifs du béton. II. La résistance à la compression du béton. Sa mesure par le scléromètre Schmidt)”, Annales de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics, Huitième année, No. 95., Novembre 1955, pp. 1137-1182. (in French) Chefdeville, J. (1953) „Application of the method toward estimating the quality of concrete”, RILEM Bulletin, No. 15, Special Issue – Vibration Testing of Concrete, Part 2, RILEM, Paris, 1953 Cianfrone, F., Facaoaru, I. (1979) „Study on the introduction into Italy on the combined nondestructive method, for the determination of in situ concrete strength”, Matériaux et Constructions, Vol. 12, No. 71., pp. 413-424. CPWD (2002) „Handbook on repair and rehabilitation of RCC buildings”, Central Public Works Department, Government of India, India Press, Mayapuri, New Delhi, pp. 498. Di Leo, A., Pascale, G., Viola, E. (1984) „Core Sampling Size in Nondestructive Testing of Concrete Structures”, ACI Special Publication SP-82, In Situ/Nondestructive Testing of Concrete, Malhotra, V. M. Editor, American Concrete Institute, Detroit, 1984, pp. 459477. Diem, P. (1985) „Roncsolásmentes vizsgálati módszerek az építőiparban”, Műszaki Könyvkiadó, 233 p. ÉMI (1965) „A beton szilárdságának vizsgálata N-típusú Schmidt-féle rugós kalapáccsal”, Építőipari Minőségvizsgáló Intézet házi szabványa, HSz 201-65, Kidolgozta: Vadász János, 1965. december 1. Fabbrocino, G., Di Fusco, A. A., Manfredi, G. (2005) „In situ evaluation of concrete strength for existing constructions: critical issues and perspectives of NDT methods“,Proceedings of the fib Symposium Keep Concrete Attractive 2005 Budapest, Balázs, G. L. and Borosnyói, A. (Editors), Műegyetemi Kiadó, Budapest, 2005. pp. 811-816. Facaoaru, I. (1964) „L’expérience de l’application des normes roumaines provisoires pour la déterminition de la résistance du béton à l’aide du scléromètre Schmidt“, RILEM Publication – Non-destructive testing of concrete, Meeting in Bucharest, 1964

130/247


Feret R. (1892) „The compaction of hydraulic mortars (Sur la compacité des mortiers hydrauliques)”, Annales des Ponts et Chaussees, Mem Doc, Serie 7, 4, 1892, pp. 5-164. (in French) Fischer-Cripps A. C. (2000) „Introduction to Contact Mechanics”, Springer, New York, 2000, 243 p. Gaede, K. (1934) „Ein neues Verfahren zur Festigkeitsprüfung des Betons im Bauwerk“, Bauingenieur, 1934/15, Vol. 35-36., pp. 356-357. Gaede, K. (1952) „Die Kugelschlagprüfung von Beton“, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, 1952, Heft 107, Ernst & Sohn, Berlin, p. 73. Gaede, K., Schmidt, E. (1964) „Rückprallprüfung von Beton mit dichtem Gefüge”, Deutschen Ausschuss für Stahlbeton, Heft 158, pp. 28-29. Gonçalves, A. (1995) „In situ concrete strength estimation. Simultaneous use of cores, rebound hammer and pulse velocity”, Proc. International Symposium NDT in Civil Engineering, Germany, pp. 977-984. Granzer, H. (1970) „Über die dynamische Härteprüfung von Beton mit dichtem Gefüge”, Dissertationen der Technischen Hochschule Wien, No. 14, Verlag Notring, Wien, 1970, p. 103. Greene G. W. (1954) „Test Hammer Provides New Method of Evaluating Hardened Concrete”, Journal of the American Concrete Institute, November 1954, Vol. 26, No. 3 (Title No. 51-11), pp. 249-256. Grieb, W. E. (1958) „Use of the Swiss Hammer for Estimating the Compressive Strength of Hardened Concrete”, Public Roads, V. 30, No. 2, June 1958, pp. 45-50. Gyömbér Cs. (2004) „Könnyűbeton roncsolásmentes vizsgálata”, Diplomamunka, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Építőmérnöki Kar Harter H. L. (1960) “Tables of Range and Studentized Range”, The Annals of Mathematical Statistics, Vol. 31, No. 4, pp. 1122-1147. Hertz, H. (1881) „Über die Berührung fester elastischer Körper“, Journal für die reine und angewandte Mathematik, 1881/5, p. 12-23. Herzig, E. (1951) „Versuche mit dem neuen Beton-Prüfhammer an der Abteilung für Beton und Eisenbeton der Eidg. Materialprüfungs- und Versuchsanstalt, Zürich“, Schweizer Archiv für angewandte Wissenschaft und Technik, V. 17, Mai 1951, pp. 144-146. Hobbs, B., Kebir, M. T. (2006) „Non-destructive testing techniques for the forensic engineering investigation of reinforced concrete buildings”, Forensic Science International, V. 167, 2006, Elsevier Ireland Ltd., pp. 167-172. IAEA (2002) „Guidebook on non-destructive testing of concrete structures”, Training Course Series No. 17, International Atomic Energy Agency, Vienna, 231 p. ISO 3534-1:2006 “Statistics – Vocabulary and symbols – Part 1: Probability and general statistical terms” Jones, R. (1962) „Non-Destructive Testing of Concrete”, Cambridge Engineering Series (Ed. Baker, J.), Cambridge University Press, 1962, p. 104. Kausay T. (2013) „Beton – A betonszabvány néhány fejezetének értelmezése”, Magyar Mérnöki Kamara Nonprofit Kft, Budapest, 2013. Keiller, A. P. (1982) „Preliminary Investigation of Test Methods for the Assessment of Strength of In Situ Concrete”, Technical Report No. 42.551, Cement and Concrete Association, Wexham Springs, 1982, p. 37. Kheder, G. F. (1999) „A two stage procedure for assessment of in situ concrete strength using combined non-destructive testing”, Materials and Structures, Vol. 32., July 1999, pp. 410417.

131/247


Kim J-K, Kim C-Y, Yi S-T, Lee Y. (2009) „Effect of carbonation on the rebound number and compressive strength of concrete”, Cement & Concrete Composites,Vol. 31, No. 2, pp. 139-144. Knaze, P., Beno, P. (1984) „The use of combined non-destructive testing methods to determine the compressive strength of concrete”, Matériaux et Constructions, Vol. 17, No. 99., pp. 207-210. Kolaiti E, Papadopoulo Z. (1993) „Evaluation of Schmidt rebound hammer testing: A critical approach”, Bulletin of Engineering Geology and the Environment, Vol. 48, No. 1, pp. 6976. Kolek J. (1958) „An Appreciation of the Schmidt Rebound Hammer”, Magazine of Concrete Research, Vol. 10, No. 28, March 1958, pp. 27-36. Kolek, J. (1970a) „Non-destructive testing of concrete by hardness methods”, Proceedings of the Symposium on Non-destructive testing of concrete and timber, 11-12 June 1969, Institution of Civil Engineers, London, 1970, pp. 19-22. Kolek, J. (1970b) „Discussion of the paper 3A: Non-destructive testing of concrete by hardness methods, by Kolek, J.”, Proceedings of the Symposium on Non-destructive testing of concrete and timber, 11-12 June 1969, Institution of Civil Engineers, London, 1970, pp. 27-29. Koris K. szerk. (1993) „Hidrológiai számítások”, Akadémiai Kiadó, Budapest, 567 p. KTI (1978) „Roncsolásmentes betonvizsgálatok alkalmazása”, Tanulmány, Közúti Közlekedési Tudományos Kutató Intézet, Budapest, 40 p. KTI (2005) „Nagyszilárdságú betonok roncsolásmentes vizsgálata Schmidt kalapáccsal”, Kutatási jelentés, Gáspár L., Tóth Z., Skokán G., KTI Kht., 2005 Kutassy L. (2006) személyes adatszolgáltatás (MSZT, Budapest) Leshchinsky, A. M., Yu, M., Goncharova, A. S. (1990) „Within-Test Variability of Some Non-Destructive Methods for Concrete Strength Determination”, Magazine of Concrete Research, V. 42, No. 153, pp. 245-248. Lima, F. B., Silva, M. F. B. (2000) „Correlação entre a resistência à compressão do concreto e a sua dureza superficial”, Proc. IV. Congresso de Engenharia Civil, Ed. Interciência, Juiz de Fora, pp. 429-440. Malhotra, V. M. (1976) „Testing Hardened Concrete: Nondestructive Methods”, ACI Monograph, No. 9., American Concrete Institute, Detroit, 188 p. Malhotra, V. M., Carette, G. (1980) „Comparison of Pullout Strength of Concrete with Compressive Strength of Cylinders and Cores, Pulse Velocity, and Rebound Number”, ACI Journal, May-June 1980, pp. 161-170. Malhotra, V. M., Carino, N. J. (2004) „Handbook on nondestructive testing of concrete”, Second edition, CRC Press LLC, 384 p. MI 15011 (1988) „Épületek megépült teherhordó szerkezeteinek erőtani vizsgálata”, Műszaki Irányelv, Magyar Szabványügyi Hivatal, 27 p. Mikulic, D., Pause, Z., Ukraincik, V. (1992) „Determination of concrete quality in a structure by combination of destructive and non-destructive methods”, Materials and Structures, Vol. 25, pp. 65-69. Mindess S, Young J. F. (1981) „Concrete”, Prentice Hall, Englewood Cliffs, 671 p. Mohs, F. (1812) „Versuch einer Elementar-Methode zur Naturhistorischen Bestimmung und Erkennung von Fossilien“, forrás: Österreich Lexikon (http://aeiou.iicm.tugraz.at) MSZ 07-3318 (1991) „Közúti betonburkolatok és műtárgyak roncsolásmentes vizsgálata Schmidt kalapáccsal”, Magyar Köztársaság Közlekedési Ágazati Szabvány, 19 p. MSZ 4715/5 (1972) „Megszilárdult beton vizsgálata. Roncsolásmentes vizsgálatok”, Magyar Népköztársasági Országos Szabvány, 13 p.

132/247


MSZ 4798-1 (2004) „Beton. 1. rész. Műszaki feltételek, teljesítőképesség, készítés és megfelelőség. Az MSZ EN 206-1 és alkalmazási feltételei Magyarországon” MSZ EN 12504-1 (2000) „Testing concrete in structures – Part 1: Cored specimens – Taking, examining and testing in compression”, European Standard MSZ EN 12504-2 (2001) „Testing concrete in structures – Part 2: Non-destructive testing – Determination of rebound number”, European Standard MSZ EN 13791 (2007) „Assessment of in-situ compressive strength in structures and precast concrete components”, European Standard Nash’t, I. H., A’bour, S. H., Sadoon, A. A. (2005) „Finding an Unified Relationship between Crushing Strength of Concrete and Non-destructive Tests”, Proc. 3rd MENDT – Middle East Nondestructive Testing Conference and Exhibition, Bahrain, Manama, www.ndt.net Nehme, S. G. (2004) „A beton porozitása”, PhD disszertáció, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Építőmérnöki Kar Neville A. M. (1995) „Properties of Concrete”, Prentice Hall, Essex, 844 p. Neville, A. M. (1981) „Properties of Concrete”, Pitman Publ., London, 532 p. Neville, A. M. (1986) „Properties of Concrete - An Overview, Part 3”, Concrete International, Volume 8, Issue 4, April 1, 1986, pp. 53-57. Neville, A. M. (2001) „Core Tests: Easy to Perform, Not Easy to Interpret”, Concrete International, American Concrete Institute, November 2001, pp. 59-68. Nyim, C. K. (2000) „Reliability in integrating NDT results of concrete structures”, MSc Thesis, Universiti Teknologi Malaysia, 2000 OECD (2008) “Glossary of Statistical Terms”, Organisation for Economic Co-operation and Development, 2008, 605 p., ISBN 978-92-64-025561 Ohdaira, E. Masuzawa, N. (2000) „Water content and its effect on ultrasound propagation in concrete – the possibility of NDE”, Ultrasonics, V. 38, 2000, Elsevier, pp. 546-552. Palotás L. (1979a) „Általános anyagismeret”, Mérnöki szerkezetek anyagtana 1., Akadémiai Kiadó, Budapest, 1979, p. 664. Palotás L. (1979b) „Fa-Kő-Fém-Kötőanyagok”, Mérnöki szerkezetek anyagtana 2., Akadémiai Kiadó, Budapest, 1979, p. 586. Palotás L., Balázs Gy. (1980) „Beton-Habarcs-Kerámia-Műanyag”, Mérnöki szerkezetek anyagtana 3., Akadémiai Kiadó, Budapest, 1980, p. 869. Papadakis V. G, Fardis M. N, Vayenas C. G. (1992) „Effect of composition, environmental factors and cement-lime mortar coating on concrete carbonation”, Materials and Structures, Vol. 25, No. 5, pp. 293-304. Pascale, G., Di Leo, A., Bonora, V. (2003) „Nondestructive Assessment of the Actual Compressive Strength of High-Strength Concrete”, ASCE Journal of Materials in Civil Engineering, Vol. 15., No. 5., pp. 452-459. Pascale, G., Di Leo, A., Carli, R., Bonora, V. (2000) „Evaluation of Actual Compressive Strength of High Strength Concrete by NDT”, Proc. 15th WCNDT, Roma, Italy, www.ndt.net Pohl, E. (1966) „Zerstörungsfreie Prüfmethoden für Beton“, VEB Verlag für Bauwesen Berlin, 1966, p. 160. Powers T. C, Brownyard T. L. (1947) „Studies of the Physical Properties of Hardened Portland Cement Paste”, Journal of the American Concrete Institute, April 1947, Vol. 18 (Proceedings Vol. 43), No. 8, pp. 933-992. Proceq SA (2003) „Concrete Test Hammer N/NR,L/LR and DIGI SCHMIDT ND/LD – Rebound Measurement and Carbonation”, Info sheet Proceq SA (2003) „Concrete Test Hammer ORIGINAL SCHMIDT N/NR and L/LR – Addition to the Operation Manual”, Info sheet

133/247


Proceq SA (2004) „Non-Destructive testing of concrete – Schmidt concrete test hammer”, Training course handout Qasrawi, H. Y. (2000) „Concrete strength by combined nondestructive methods – Simply and reliably predicted”, Cement and Concrete Research, Vol. 30., pp. 739-746. Ravindrajah, R. S., Loo, Y. H., Tam, C. T. (1988) „Strength evaluation of recycled-aggregate concrete by in-situ tests”, Materials and Structures, Vol. 21, pp. 289-295. Réaumur, R. A. F. (1722) „L’art de convertir le fer forgé en acier”, French Academy of Sciences, Paris, 1722 Reimann J. (1975) „Árvizek jellemző adatainak matematikai statisztikai elemzése”, Hidrológiai Közlöny, 1975/4, pp. 157-163. Reimann J., V. Nagy I. (1984) „Hidrológiai statisztika”, Tankönyvkiadó, Budapest, 1984, 519 p. RILEM (1977) „Recommendations for testing concrete by hardness methods”, Tentative Recommendation, 7-NDT Committee – Non Destructive Testing, Matériaux et Constructions, Vol. 10, No. 59., pp. 313-316. Roknich Gy. (1966) „Háziszabvány-tervezet Schmidt-kalapácsos vizsgálathoz”, Útügyi Kutató Intézet Roknich Gy. (1967) „Cement- és betonvizsgálatok, C rész. A roncsolásmentes betonvizsgálat továbbfejlesztése”, ”, Útügyi Kutató Intézet, 07066013 sz. jelentés Roknich Gy. (1968) „A beton roncsolásmentes vizsgálata”, Mélyépítéstudományi Szemle, XVIII. évf., 7. sz., pp. 298-301. Rüsch, H. (1964) „Zur statistischen Qualitätskontrolle des Betons“, Materialprüfung, V. 6, No. 11, November 1964, pp. 387-394. Samarin A., (2004) „Combined Methods”, Chapter 9 in Malhotra, V. M., Carino, N. J. (Editors) „Handbook on nondestructive testing of concrete”, Second edition, CRC Press LLC, pp. 9-1 to 9-12. Schmidt, E. (1951) „Quality control of concrete by rebound hammer testing (Versuche mit dem neuen Beton-Prüfhammer zur Qualitätsbestimmung des Betons)“, Schweizer Archiv für angewandte Wissenschaft und Technik, V. 17, Mai 1951, pp. 139-143. (in German) Schmidt, E. (1950) „Der Beton-Prüfhammer”, Schweizerische Bauzeitung, 15. Juli 1950, 68. Jahrgang, Nr. 28, pp. 378-379. Sestini, Q. (1934) „La prova Brinell applicata al materiali cementizi come prova di resistenza”, Le Strade, 1934/7, Vol. 16. Shimizu Y, Hirosawa M, Zhou J. (2000) “Statistical analysis of concrete strength in existing reinforced concrete buildings in Japan”, Proceedings 12WCEE 2000: 12th World Conference on Earthquake Engineering, January 30 – February 4, 2000, Auckland, New Zealand, No. 1499, pp. 1-8. Skramtajew, B. G. (1938) „Determining Concrete Strength in Control for Concrete in Structures”, Journal of the American Concrete Institute, January-February 1938, Vol. 9 (Proceedings Vol. 34), No. 3, pp. 285-303. Skramtajew, B. G., Leshchinsky, M. Y. (1964) „A beton szilárdságvizsgálata (Испытание прочности бетона)”, Sztroizdat (Építésügyi Könyvkiadó), Moszkva, 1964, p. 176. Soroka I. (1971) “On compressive strength variation in concrete”, Matériaux et Constructions, Vol. 4, No. 21, 1971, pp. 155-161. Soshiroda, T., Voraputhaporn, K. (1999) „Recommended method for earlier inspection of concrete quality by non-destructive testing”, Proc. Symp. Concrete Durability and Repair Technology, Dundee, UK, pp. 27-36. Soshiroda, T., Voraputhaporn, K., Nozaki, Y. (2006) „Early-stage inspection of concrete quality in structures by combined nondestructive method”, Materials and Structures (2006), DOI 10.1617/s11527-005-9007-6.

134/247


Swain M.V, Hagan J.T. (1976) “Indentation plasticity and the ensuing fracture of glass”, Journal of Physics D: Applied Physics, Vol. 9, No. 15, pp. 2201-2214. Szalai K. szerk. (1982) „A beton minőségellenőrzése”, Szabványosítási szakkönyvtár 26., Magyar Szabványügyi Hivatal, 538 p. Szymanski, A., Szymanski, J. M. (1989) „Hardness estimation of minerals, rocks and ceramic materials”, Polish Scientific Publishers, Warszawa, Elsevier, Amsterdam, 1989, 330. p. Tabor D. (1951) The hardness of metals, Oxford University Press, 1951, 175 p. Talabér J, Borján J, Józsa Zs. (1979) „Influences of concrete technology parameters to the strength estimation relationships based on non-destructive testing (Betontechnológiai paraméterek hatása a roncsolásmentes szilárdságbecslő összefüggésekre)”, Tudományos Közlemények 29, Budapest University of Technology, Dept. of Building Materials, 97 p. (in Hungarian) Talabér J., Borján J., Józsa Zs. (1979) „Betontechnológiai paraméterek hatása a roncsolásmentes szilárdságbecslő összefüggésekre”, Tudományos Közlemények 29., Budapesti Műszaki Egyetem Építőanyagok Tanszéke, 97 p. Ujhelyi J. (2005) „Concrete knowledge (Betonismeretek)”, BME University Press, 346 p. (in Hungarian) Ujhelyi J., Popovics S. (2006) „A betonszilárdság és a víz-cement tényező közötti összefüggés megbízhatóságának javítása”, Vasbetonépítés, VIII. évf., 1. sz., pp. 2-9. ÚT 2-2.204 (1999) „Közúti betonburkolatok és műtárgyak roncsolásmentes vizsgálata Schmidt-kalapáccsal és ultrahanggal”, Útügyi Műszaki Előírás, Magyar Útügyi Társaság, 39 p. Vadász J. (1970) „A beton nyomószilárdságának roncsolásmentes meghatározása szerkezetekben”, Doktori disszertáció, Budapesti Műszaki Egyetem, Építőmérnöki Kar Vandone, I. (1933) „La prova d’impronta per determinare la resistenza a compressione dei cementi”, Le Strade, 1933/9, Vol. 15. Varga F., Tóth L., Pluvinage, G. (1999) „Anyagok károsodása és vizsgálata különböző üzemi körülmények között – Keménységmérés”, Miskolci Egyetem, 1999, p. 35. Victor, D. J. (1963) „Evaluation of hardened field concrete with rebound hammer”, Indian Concrete Journal, November 1963, pp. 407-411. Washa G. W, Wendt K. F. (1975) „Fifty Year Properties of Concrete”, ACI Journal, Vol. 72, No. 1, pp. 20-28. Wesche, K. (1967) „Die Prüfung der Betonfestigkeit im Bauwerk“, Betonstein-Zeitung, Heft 6/1967, pp. 267-277. Yoon, I.-S., Copuroglu, O., Park, K.-B. (2007) „Effect of global climatic change on carbonation progress of concrete”, Atmospheric Environment, Elsevier, doi: 10.1016/j.atmosenv.2007.05.028. Yun, C. H., Choi, K. R., Kim, S. Y., Song, Y. C. (1988) „Comparative Evaluation of Nondestructive Test Methods for In-Place Strength Determination”, ACI Publication SP112 Nondestructive Testing, Lew, H. S. (Editor), American Concrete Institute, Farmington Hills, Michigan, 1984, pp. 111-136. Zoldners N. G. (1957) „Calibration and Use of Impact Test Hammer”, Journal of the American Concrete Institute, V. 29, No. 2, August 1957, Proceedings V. 54, pp. 161-165.

135/247


7. Beton fagyállósági vizsgálatai (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Kausay Tibor)

A beton fagyállóságának kérdése régóta foglalkoztatja a kutatókat. Például Graf 1950-ben arról számolt be, hogy Walz 1937-ben különböző adalékanyag-keverékek fagyállóságát vizsgálta 50 ciklussal, majd a fagyasztás után a szemhalmazokat forgódobba helyezte és meghatározta aprózódásukat. Walz az aprózódási vizsgálatot a fagyasztásnak ki nem tett szemhalmazokon is elvégezte. Az aprózódási vizsgálat után meghatározta mind az etalon, mind a fagyasztott szemhalmazok finomsági modulusát, és az adalékanyag-keverék fagyállóságára az etalon és a fagyasztott szemhalmazok aprózódás vizsgálat utáni finomsági modulusának összevetéséből következtetett. Ma az ilyen jellegű kísérletet az „adalékanyag alaptulajdonságának (aprózódás) változása időállósági modell-folyamat (fagyasztás) hatására” kifejezéssel írnánk le (MSZ 18289-1:1978). Hummel könyvének 12. kiadásában (1959) azt fejtegeti, hogy a szabványos fagyállóság vizsgálati módszer nem minden esetben ad a beton fagyállóságáról hű képet. Abban az időben Németországban a vízzel telített beton fagyállóságát 25-szöri, -15 ºC hőmérsékleten történő fagyasztással és +15 ºC hőmérsékleten történő olvasztással vizsgálták (DIN 52104). A Német Vasbeton Bizottság (57. Heft des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton) fagyállónak tekintett minden, legalább 15 N/mm2 kockaszilárdságú betont. Palotás 1952-ben ugyanerre a német ajánlásra hivatkozott, és ismertette az MNOSZ 934:1949, ill. MNOSZ 934:1951 szerinti fagyállóság vizsgálatot, amelyet 200 mm élhosszúságú próbakockák 25-szöri fagyasztásával végeztek. A fagyasztás időtartama -20 ºC hőmérsékleten, 0,5 m3 űrtartalmú légtérben legalább hat óra, a felengedés időtartama (+15) – (+20) ºC hőmérsékletű vízben szintén hat óra volt. Meghatározták a tömegveszteséget 0,1 tömeg% pontossággal, és lehetővé tették a fagyasztott („modellfolyamat”) próbakockák nyomószilárdságának az összehasonlítását az azonos korú (a fagyasztási időt is beleértve) próbakockák nyomószilárdságával („alaptulajdonság”). Az utóbbi mintegy fél évszázad alatt a beton fagyállóságának megítélésében sok változás történt. Bevezették az utak téli jégolvasztó-sózását, megjelentek és elterjedtek a légbuborékképző adalékszerek, fejlődött a tudomány és a műszerezettség, külön hangsúlyt kapott a tartósság és a védekezés a káros környezeti hatások ellen, korszerűsödtek a vizsgálati eszközök és módszerek (pl. roncsolásmentes vizsgálati módszereket dolgoztak ki a fagyási folyamat követésére), legutóbb pedig a nemzeti szabványokat az európai szabványok váltották fel. Beton adalékanyagának fagyállósági vizsgálatai Az MSZ EN 12620:2003 betonadalékanyag szabvány szerint a durva (2 mm feletti) adalékanyagok fagy- és olvasztósó-állóságát közvetlen fagyállóság vizsgálattal és közvetett módon, szulfátos kristályosítási vizsgálattal lehet meghatározni. A szabvány F melléklete a kőzettani és a vízfelvétel vizsgálatot ún. elővizsgálatnak nevezi, amelyek kimutathatják a kőanyag fagyérzékenységét, és az elővizsgálatok követelményét kielégítő kőanyagokat fagyállónak tekinti. A fagyállónak tekintett kőanyagra nézve számszerű követelmény, hogy az MSZ EN 1097-6:2001 szerint meghatározott vízfelvétele nem haladhatja meg az 1 tömeg%ot. Beton adalékanyagának közvetlen fagyállósági vizsgálatai A homokos kavics adalékanyag fagyállóságát hazánkban nem szokás vizsgálni, bár lehet, hogy ezt a gyakorlatot a jövőben felül kell vizsgálni. Az MSZ EN 12620:2003 szabvány a durva (2 mm feletti) adalékanyagokra közvetlen fagyállóság vizsgálati módszerként az MSZ EN 1367-1:2007 szerinti fagyállóság és fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatot írja elő. Ezt a vizsgálatot a DIN 1045-2:2001 szabvány (amely

136/247


a DIN EN 206-1:2007 szabvány német nemzeti alkalmazási dokumentuma) az XF1 és XF3 környezeti osztályú betonok adalékanyagára írja elő. A MSZ 1367-1:2007 szerinti fagyállóság vizsgálat elve, hogy az adott szemnagyságú adalékanyag légköri nyomáson vízzel telített vizsgálati adagjait lezárt fedelű dobozban, desztillált vízzel borítva, 10 fagyás-olvadás ciklusnak kell kitenni. (Az előírt 10 ciklus a hazai mérsékeltövi kontinentális éghajlati körülmények között nem elegendő.) A ciklus 4 órán át tartó (-17,5 ± 2,5) °C hőmérsékleten való, víz alatt történő fagyasztásból, utána (20 ± 3) °C hőmérsékletű vízfürdőben való felolvasztásból, és köztük felmelegítési és lehűtési szakaszokból áll. A vizsgálat ciklus ideje 24 óra. A hűtőszekrényt a hűtött felület közepén álló lezárt doboz közepének hőmérséklete segítségével kell szabályozni. A váltakozó fagyasztásolvasztás befejezése után a kőanyaghalmaz változásait (repedésképződés, aprózódás, adott esetben szilárdságváltozás) meg kell vizsgálni. Veszteségnek az alsó szemnagysághatár felező szitáján áthullott vizsgálati anyagot kell tekinteni. A fagyállósági osztályok aprózódási veszteségre vonatkozó határértékei 1, 2 és 4 tömeg%. A TL Beton-StB 07:2007 és a TL Gestein-StB 04:2007 német útbeton műszaki szállítási feltétel útstabilizáció, hidraulikus kötőanyagú és beton teherhordó réteg kőanyagára legfeljebb 4,0 tömeg%, alapbeton kőanyagára legfeljebb 2,0 tömeg% fagyállósági aprózódási veszteséget enged meg. Megjegyzendő, hogy a TP Gestein-StB:2008 német útépítési kőanyag vizsgálati előírás 6.3.1. szakasza pontosítja az EN 1367-1 szabvány 7.2. szakaszát, és eszerint D ≤ 31,5 mm legnagyobb szemnagyság esetén célszerű 8/11,2 mm-es szemnagyságú kőanyag mintát, D > 31,5 mm legnagyobb szemnagyság esetén célszerű 31,5/45 mm-es szemnagyságú kőanyag minta fagyállóságát vizsgálni. Ha az adalékanyagból olvasztósó hatásának kitett szerkezet készül, akkor az MSZ EN 12620:2003 szabvány ajánlását követve indokolt a fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatot az MSZ EN 1367-1:2007 szabvány B mellékletében jelzett, 1 %-os nátrium-klorid oldat vagy telített karbamid oldat alkalmazásával elvégezni. Ennek eredményére nincsenek követelmény értékek, ill. osztályok előírva, a vízben történő fagyasztáshoz tartozó követelmények és osztályok nem érvényesek. Az 1 %-os nátrium-klorid oldat és 10 ciklus alkalmazásával végzendő fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat részletes leírását a prEN 1367-6:2006 szabványtervezet tartalmazza (lásd még DIN EN 1367-6:2008). Megjegyezzük, hogy a legnagyobb fagykárosodást nem az 1 %-os, hanem a 3 %-os nátrium-klorid oldat okozza, ahogy azt a betonok (lásd a 7. táblázatot) vagy betontermékek (például MSZ EN 1339:2003) vizsgálata során alkalmazzák is, a 10 fagyasztási ciklus pedig hazai időjárási viszonyaink közepette kevés. Megjegyezzük, hogy a betonadalékanyag fagy- és olvasztósó-állóságának vizsgálatára a TL Beton-StB 07:2007 és a TL Gestein-StB 04:2007 német útbeton műszaki szállítási feltétel szintén az EN 1367-1:2007 szabvány B mellékletében jelzett közvetlen vizsgálatot ajánlja, de követelményértéket vagy osztályt a megengedett aprózódási veszteségre az európai vizsgálati szabványhoz hasonlóan nem ad. A TP Gestein-StB:2008 német útépítési kőanyag vizsgálati előírás 6.3.3. szakasza a 0,71/2,0 mm szemnagyságú finom kőanyagok közvetlen fagyállóság, illetve fagy- és olvasztósóállóság vizsgálatával foglalkozik. a vizsgálati folyadék sómentes víz, vagy víz 5 ezrelékes nátrium-klorid vagy etilén-glikol oldata, vagy más folyadék lehet. Az előírás követelményértéket nem ad meg. Beton adalékanyagának közvetett fagyállósági vizsgálatai, szulfátos kristályosítás Az MSZ EN 13242:2003 és az MSZ EN 12620:2003 szabvány a durva (2 mm feletti) betonadalékanyagokra közvetett fagyállóság vizsgálati módszerként az MSZ EN 1367-2:1999 szerinti magnéziumszulfát oldatos kristályosítási vizsgálatot írja elő.

137/247


Az MSZ 18293:1979 homokos kavics termékszabvány csak a kavicsból tört termékek fagyállóság vizsgálatát írta elő közvetett módszerrel, az MSZ 18289-3:1978 vizsgálati szabvány szerinti nátrium-szulfátos és magnézium-szulfátos kristályosítással, amelyet később az MSZ 18289-3:1985 vizsgálati szabvány szerinti eljárás váltott fel. Ugyancsak szulfátos kristályosítással vizsgáltuk az MSZ 18291:1978 termékszabvány szerinti zúzottköveket. A vizsgálati minta szemnagysághatárai 2 – 80 mm közé estek. A mintát 16-20 órára kellett a szulfátos oldatba meríteni, ezt félórás csöpögtetés, (105 ± 5) °C hőmérsékleten 4-5 órás szárítás, majd 1 órás hűtés követte. A vizsgálat időigénye lényegében napi 1 ciklus volt, az 5 ciklusból álló vizsgálatot 5 munkanap alatt lehetett elvégezni. A vizsgálat eredményét az alkalmazott alsó szemnagysághatárú szitán áthullott, aprózódott kőanyag tömeg%-a adta, amelynek alapján a termékszabványok a zúzottkavics vagy zúzottkő terméket kőzetfizikai osztályba sorolták. A követelmény az MSZ 18291:1978 nemzeti szabványban laza volt, a fagyállónak tekintett kőanyagok „A” kőzetfizikai osztályában a megengedett aprózódási veszteség nátrium-szulfát oldatban 10 tömeg%, magnézium-szulfát oldatban 15 tömeg%, a „B” kőzetfizikai osztályban 15, ill. 20 tömeg%, a „C” kőzetfizikai osztályban 20, ill. 30 tömeg%. Az útépítőipar a szulfátoldatos kristályosítási módszereket 1991-ben átvette (MSZ-073114:1991), majd 1998-ban (ÚT 2-3.601:1998) a nátrium-szulfátos vizsgálatot elvetette, a magnézium-szulfátos vizsgálat követelményét az MSZ 18291:1978 szabványhoz képest szigorította: „A” kőzetfizikai osztályban legfeljebb 10 tömeg%, a „B” kőzetfizikai osztályban legfeljebb 15 tömeg%, a „C” kőzetfizikai osztályban 20 tömeg% aprózódási veszteséget engedett meg (ÚT 2-3.601:1998 és ÚT 2-3.601:2006). Az útépítési aszfaltkeverékek és felületi bevonatok zúzottköveire és zúzottkavicsaira 2008ban új útügyi műszaki előírás készült (ÚT 2-3.601-1:2008), amelyben a magnézium-szulfátos kristályosítási (aprózódási) veszteség megengedett értéke – követve az MSZ EN 13242:2003 aszfaltadalékanyag szabványt – legfeljebb 18 tömeg%, ill. legfeljebb 25 tömeg%. E követelmény értékek még a régi nemzeti előírás (MSZ 18291:1978) követelményeinél is lazábbak. Ugyanígy nagyon laza az MSZ EN 12620:2003 betonadalékanyag szabvány követelménye, amely a magnézium-szulfátos kristályosítási veszteség megengedett értékeire a különböző osztályokban rendre 18, 25 és 35 tömeg%-ot enged meg. (Érdekes, hogy a betonadalékanyag magnézium-szulfátos kristályosítási aprózódási veszteségére a TL Beton-StB 07:2007 és a TL Gestein-StB 04:2007 német útbeton műszaki szállítási feltétel nem ír elő követelményértéket. A DIN 1045-2:2001 szabvány szerint az EN 1367-2 vizsgálati szabvány szerinti magnéziumszulfátos kristályosítást az XF2 és XF4 környezeti osztályú betonok adalékanyaga esetén kell elvégezni.) Az MSZ EN 1367-2:1999 szerinti magnéziumszulfát oldatos kristályosítási vizsgálat 2 óra (20 ± 5) °C-on történő csepegtetésből, 23-25 óra (110 ± 5) °C-on való szárításból, 5 óra (20 ± 5) °C-on történő hűtésből, 17 óra (20 ± 2) °C-on való áztatásból áll. A ciklusidő (48 ± 2) óra, a ciklusok száma 5, a vizsgálat tehát 10 napig tart. Az MSZ EN 13242:2003 és az MSZ EN 12620:2003 termék, ill. az MSZ EN 1367-2:1999 vizsgálati szabvánnyal az a gond, hogy az utóbbi 10-14 mm szemnagyságú vizsgálati anyagot ír elő, és az ezt alkalmazó eljárást tekinti referencia módszernek, márpedig a 10-14 mm vizsgálati szemnagyság miatt a referencia vizsgálat terméken általában nem alkalmazható. A termékek kristályosítási vizsgálatát alternatív módszerrel lehet végezni, és ezt voltaképpen az MSZ EN 1367-2:1999 szabvány is megengedi (lásd a szabvány 8.1. szakaszának megjegyzését és B mellékletét). Az alternatív vizsgálatot írja elő a visszavont MSZ 47981:2004 nemzeti betonszabvány az 5.1.3. szakaszban, és az új ÚT 2-3.601-2:2009 betonadalékanyag útügyi műszaki előírás is megengedi a 4.3.1. szakaszban, ha a felhasználó vagy a megrendelő a tényleges termékfrakció fizikai tulajdonságát kívánja meghatározni, és a

138/247


vizsgálandó termék szemnagysága kívül esik a 10-14 mm-es referencia-minta szemnagysághatárokon. Az alternatív magnézium szulfátos kristályosítási aprózódást a zúzottkő és zúzottkavics termékek névleges felső méret (D) feletti és névleges alsó méret (d) alatti szemeinek eltávolítása után maradó vizsgálati mintán kell meghatározni az MSZ EN 1367-2 szabvány szerint, annak B melléklete szellemében, mint azt a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány előírja, a hazai termékfrakciók szemnagyságához igazítva. A vizsgálati minta szemnagysága és a vizsgálati adag tömege alternatív magnézium-szulfátos kristályosítási vizsgálat esetén az ÚT 2-3.601-2:2009 útügyi műszaki előírás M5.6. táblázata szerinti legyen (7.1 táblázat). Ezzel kapcsolatban fontos megjegyeznünk, hogy az MSZ EN 12620:2003 szabvány 5.1. szakaszának 3. megjegyzésében az adalékanyagok alkalmazása – fizikai tulajdonságok szerinti – feltételeinek szabályozását nemzeti hatáskörbe utalja. Magyarországon a betonadalékanyagként alkalmazott zúzottkövek és zúzottkavicsok esetén – beleértve a betonútépítéshez használtakat is (ÚT 2-3.601-2:2009) – a visszavont MSZ 47981:2004 szabvány NAD 5.2. táblázata szerinti, klimatikus viszonyainkra tekintettel az európainál szigorúbb magnézium-szulfátos kristályosítási követelmény értékek (legfeljebb 5, 10, 15 tömeg% stb. aprózódási veszteség) érvényesek, amelyek teljesülését – a vevő ellenőrzési jogát nem sértve – alternatív vizsgálattal, tehát a mindenkori termékből előállított vizsgálati mintán kell meghatározni. 7.1 táblázat: Vizsgálati minta szemnagysága és a vizsgálati adag tömege alternatív magnézium-szulfátos kristályosítási vizsgálat esetén Zúzottkő és zúzottkavics frakciók jele KZ 2/4 KZ 4/8 KZ 8/11 KZ 11/16 KZ 16/22 KZ 22/32 NZ 0/4 NZ 4/11 NZ 11/22 NZ 22/32 NZ 32/56 Z 0/4 Z 0/11 Z 0/22 Z 0/32 Z 0/45 Z 0/80 Z 4/22 Z 22/45

Vizsgálati minta szemnagysága Vizsgálati adag tömege mm g 2–4 200 – 210 4–8 200 – 210 8 – 11 300 – 310 11 – 16 500 – 520 16 – 22 600 – 630 22 – 32 800 – 830 2–4 200 – 210 4 – 11 250 – 260 11 – 22 550 - 570 22 – 32 800 – 830 32 – 45 800 – 830 2–4 200 – 210 Szét kell szitálni (2 – 4) és (4 – 11) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (2 – 4), (4 – 11) és (11 – 22) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (2 – 4), (4 – 11), (11 – 22) és (22 – 32) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (2 – 4), (4 – 11), (11 – 22), (22 – 32) és (32 – 45) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (2 – 4), (4 – 11), (11 – 22), (22 – 32) és (32 – 45) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (4 – 11) és (11 – 22) mm szemnagyságú részmintára Szét kell szitálni (22 – 32) és (32 – 45) mm szemnagyságú részmintára

139/247


Beton fagy- és olvasztósó-állósági vizsgálatai Az egykori MSZ 4715:1955 és MSZ 4715:1961 szabvány 25 fagyasztási ciklust írt elő. A fagyasztás időtartama -20 °C léghőmérsékleten legalább 6 óra volt, amelyet legalább 6 órán át tartó vízben történő olvasztás követett (+15) – (+20) °C vízhőmérsékleten. A fagyállóságot a tömegveszteségből vagy az etalon próbatestek nyomószilárdságához viszonyított nyomószilárdság vizsgálati eredményből határozták meg. A betont fagyállónak tekintették, ha a nyomószilárdság csökkenés legfeljebb 10 % volt. Az MSZ 4719:1958 szabvány a 25 fagyasztási ciklust kiállott betont fagyálló betonnak, az 50 fagyasztási ciklust kiállott betont különlegesen fagyálló betonnak nevezte. Az MSZ 4715-3:1972 szabvány szerint a 150 bar nyomással telített (lásd 7.3 táblázat) próbatestek fagyállósági vizsgálatát vízben vagy levegőn végzett fagyasztással és vízben történő olvasztással kellett végezni. (A levegőn fagyasztott próbatestekből a víz párolog, ezért a vízben történő fagyasztás a szigorúbb.) Az MSZ 4715-3:1972 szabvány esetén a fagyasztási ciklusok száma 15, 25, 50, 100 vagy 150 volt. A fagyasztási idő kezdetét a jégben vagy légtérben attól az időponttól kezdve számították, amikor a tér minden pontja elérte a (-20 ± 3) °C hőmérsékletet. A fagyasztás legalább 4 órán át tartott. Az olvasztás attól az időponttól kezdve, amikor a víztér minden pontja elérte a (+20 ± 3) °C hőmérsékletet, legalább 2 órán át tartott vízben. A vizsgálat eredményeként azt a ciklusszámot határozták meg, amelynél a próbatest tömegvesztesége vízzel telített állapotban mérve elérte az 5%-ot. Szilárdság vizsgálattal egybekötött fagyállóság vizsgálat esetén határértéknek azt a legkisebb ciklusszámot tekintették, amelyiknél a vízzel telített, fagyasztott próbatest nyomószilárdsága legalább 25 %-kal kisebb, mint az egyidejűleg vizsgált, vízzel telített ellenőrző próbatest nyomószilárdsága. Az MSZ 4719:1977 és az MSZ 4719:1982 szabvány a 25, 50, 150 fagyasztás-olvadási ciklusnak ellenálló betonokat ismerte, és fagyállóságukat f 25, f 50, f 150 jellel jelölte. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány kétféle fagyállóság, ill. fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatot ismer: vagy a beton belső szerkezeti sérülését („A” eset), vagy a beton felületi hámlását („B” eset) vizsgálja. Az „A” eset az MSZ EN 12371:2002 szabványt követi, a „B” eset hasonló az MSZ EN 1338:2003 szabvány D mellékletében leírt eljáráshoz. A fagyállóságot, ill. a fagy- és olvasztósó-állóságot a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány és a BV-MI 01:2005 műszaki irányelv szerint a következőképpen kell vizsgálni és értékelni: Az XF1 és az XF3 környezeti osztály esetén, ahol csak fagyhatás éri a betont, – ha a fagyállóságot nem közvetett módon a betonösszetétel határértékeivel írták elő, akkor – a fagyállóságot együtt a „referencia” betonnal, a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint kell megvizsgálni és értékelni. A betonösszetétel határértékeivel történő előírás csak az XF1 környezeti osztályban engedhető meg; Az XF3 környezeti osztályban a fagyállóság vizsgálatot a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint el kell végezni, ha a légbuborék szerkezetet (légbuborék eloszlás és távolsági tényező) nem határozzák meg; Az XF2 és az XF4 környezeti osztály esetén, ahol fagy- és olvasztósó-hatás éri a betont, – ha a fagy- és olvasztósó-állóságot nem közvetett módon a betonösszetétel határértékeivel írták elő, akkor – a fagy- és olvasztósó-állóságot a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint kell megvizsgálni és értékelni. Ha megegyeznek a fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat elhagyásában, és a fagy- és olvasztósó-állóságot közvetett módon a betonösszetétel határértékeivel írták elő, akkor a szilárd beton légbuborék eloszlását és távolsági tényezőjét kell meghatározni az MSZ EN 480-11:2006 szerint. Az XF2 és XF4 környezeti osztályban nem elegendő a fagy- és olvasztósó-állóságot közvetve a betonösszetétel határértékeivel előírni, hanem el kell végezni a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerinti vizsgálatot, amely az XF2 környezeti osztály esetén

140/247


elhagyható, ha a légbuborék szerkezetet meghatározzák. Az XF4 környezeti osztályban ajánlott meghatározni a légbuborék szerkezetet is; Az XF2(BV-MI) környezeti osztály esetén a fagy- és olvasztósó-állóságot a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint kell megvizsgálni és értékelni. A fagy- és olvasztósó-állóságot közvetett módon a betonösszetétel határértékeivel nem szabad előírni, hanem a fenti vizsgálatot el kell végezni; Az XF3(BV-MI) környezeti osztály esetén a fagyállóságot együtt a „referencia” betonnal, a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint kell megvizsgálni és értékelni. A fagyállóságot közvetett módon a betonösszetétel határértékeivel nem szabad előírni, hanem a fenti vizsgálatot el kell végezni. A fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatának rendje a 7.2 táblázat szerinti legyen. 7.2 táblázat: A fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatának rendje Környezeti osztály

Olvasztósó hatás éri a betont

XF1

Nem

XF2

Igen

XF3

Nem

XF4

Igen

XF2(BV-MI)

Igen

XF3(BV-MI)

Nem

A beton felülete

Vizsgálati rend

Megengedhető a betonösszetétel határértékeivel történő előírás Fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány Függőleges 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint, amely elhagyható, ha a légbuborék szerkezetet meghatározzák Fagyállóság vizsgálat a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány Vízszintes 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint, amely elhagyható, ha a légbuborék szerkezetet meghatározzák Fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány Vízszintes 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint és ajánlott meghatározni a légbuborék szerkezetet is Fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat Függőleges a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint Fagyállóság vizsgálat Vízszintes a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint Függőleges

A beton fagy- és olvasztósó-állóságának követelménye a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszában található. A fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálathoz 100 m3 beton-térfogatonként, vizsgálatonként legalább 1 db, de tételenként legalább 3 db próbatestet kell készíteni. A fagyállóság vizsgálathoz szükséges referencia próbatestek darabszáma ugyanennyi kell, hogy legyen. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „A” esete szerint, ha a beton fagynak ki van téve, de olvasztósó hatása nem éri (azaz környezeti osztálya XF3), akkor a megszilárdult beton fagyállóságát legalább 28 napos, de legfeljebb 35 napos korú és vízzel telített próbatesteken, légtérben történő fagyasztással és víz alatti olvasztással kell vizsgálni az 141/247


MSZ EN 12371:2002 szabvány módszerét alkalmazva (7.3 táblázat). Ezt az eljárást fel fogja váltani a „belső szerkezeti fagykárosodásokat” vizsgáló európai eljárás, amelyet európai műszaki jelentés (CEN/TR 15177:2006) formájában tettek közzé. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány fagyállóság vizsgálatának „A” eset szerinti hőmérsékleti görbéjét az 5. ábrán mutatjuk be. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerint (az MSZ 1338:2003 szabványt követve), ha a beton fagynak és olvasztósó hatásának is ki van téve (azaz környezeti osztálya XF2 vagy XF4), akkor a megszilárdult beton fagy- és olvasztósóállóságát ugyancsak legalább 28 napos, de legfeljebb 35 napos korú és vízzel telített, és öt oldalán gumiréteggel körülragasztott, a vizsgált felületen túlnyúló peremmel körülhatárolt, a peremen belül 3 százalékos, 3 mm mélységű nátrium-klorid oldattal feltöltött próbatesteken kell, ún. „hámlasztásos” (vagy „felületi mállási”) eljárással vizsgálni. A peremes hámlasztásos vizsgálatot a jövőben a prEN 12390-9:2002 szabványtervezetet felváltó MSZ CEN/TS 123909:2007 szabvány referencia módszere szerint célszerű végezni (7.3 táblázat). A peremes hámlasztásos vizsgálat hazai tapasztalatok szerint túlzottan erős hatása folytán elsősorban összehasonlító jelleggel alkalmazható. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány fagy- és olvasztósó-állósági vizsgálatának „A” és „B” eset szerinti hőmérsékleti görbéje a 6.1 és 6.2 ábrán látható.

6.1 ábra: MSZ 4798-1:2004 szabvány NAD 5.1. ábrája, a fagyállóság vizsgálat fagyasztási-olvasztási diagramja az XF1 és XF3 környezeti osztály esetén („A” eset)

6.2 ábra: MSZ 4798-1:2004 szabvány NAD 5.2. ábrája, a fagy- és olvasztósóállóság vizsgálat fagyasztási-olvasztási diagramja az XF2 és XF4 környezeti osztály esetén („B” eset)

A prEN 12390-9:2002 szabványtervezetet szerinti hámlasztásos vizsgálattal – mások mellett – Erdélyi – Csányi – Kopecskó – Borosnyói – Fenyvesi, a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék kutatói acélszálas betonok fagy- és olvasztósó-állóságának tanulmányozása során végeztek széleskörű kísérleteket (2007 és 2008). A kísérlet során különböző módszereket alkalmaztak. Ezek közül a legszigorúbb (a szabványos eljárásokhoz képest is) az a kapilláris felszívásos hámlasztási vizsgálat volt, amelynek során a félig sóoldatba merített, fekvő hasábokat, hossztengelyük mentén, 8 ciklusonként 90º-kal elforgatták. Ezáltal a 32 ciklus alatt minden oldal egyszer felülre került, és felfelé párologtathatott, másszor alulról szívhatta a sóoldatot. Megállapításaik közül kiemeljük, hogy - „a 45-65 N/mm2 nyomószilárdságú beton légbuborékképzőszer és légbuborék rendszer nélkül nem fagyálló, és az acélszál adagolás ezen gyökeresen nem segít; - az 56 ciklusos hámlasztásos módszer szigorúbb, mint a szokásos, nyugvó oldatba merített testek fagyasztása-olvasztása és minősítése a tömegveszteség és a szilárdságcsökkenés 142/247


alapján. A 28 ciklusos kapilláris felszívásos hámlasztás (CDF módszer) ciklusszáma – amelyet például az útburkoló betonelemekre az MSZ EN 1338:2003 elő ír, különösképpen az MSZ EN 1340:2003 szerinti beton szegélykövek esetén – elégtelen; - a kezdeti rugalmassági modulus fagyasztás-olvasztás hatására 30-40 %-ot csökken a kiindulásihoz képest, és az értékek nagyon szórnak; - a beágyazott acélszálak nem rozsdásodnak, és a hámlást a szabaddá váló, sóoldattal érintkező szálak rozsdanyomása nem fokozza. Az acélszálak a hámlást csökkentik; - a beton vízzárósága a fagyasztás után is megfelelő volt; - az acélszáltartalom az egész betonszerkezet korróziós veszélyeztetettségét kissé növeli a szál nélkülihez képest, mert a beton fajlagos villamos ellenállása csökken: legkisebb sótelített állapotban, nedvesen; - a kloridion-tartalom a soha nem sózott, nem fagyasztott kontroll mintákban elhanyagolható. A sóoldatban fekvő, fagyasztott mintákban a cementtartalomra vonatkozó becsült kloridion-tartalom 1,5-2 m% közötti: ez kevesebb, mint amennyit tengervízzel fröcskölt betonszerkezetekben mértek. Kimutatható, hogy a Cl-/SiO2 arány a nagyobb zárványossággal növekszik.” A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6. szakaszának „B” esete szerinti peremes hámlasztásos fagyasztási vizsgálatot a jövőben a CEN/TS 12390-9:2006 európai műszaki előírás honosításával bevezetett MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabványban szereplő referencia módszer alkalmazásával kell végezni. Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabványban egy referencia (peremes hámlasztás) és két alternatív (bemerítéses leválási és kapilláris felszívásos hámlasztási) fagyasztási vizsgálati módszer található. A módszerek mind ionmentes vízzel, mind nátrium-klorid oldattal alkalmazhatók. A kapilláris felszívásos alternatív vizsgálat során a próbatesteket egyirányú kapillárisfelszívásnak teszik ki, és ha a fagyasztóközeg ionmentes víz, CF-vizsgálatnak (Capillary suction of water and Freeze thaw test), ha nátrium-klorid oldat, CDF-vizsgálatnak (Capillary suction of Deicing solution and Freeze thaw test) nevezik. (A kapilláris felszívásos alternatív CDF-vizsgálat a bemerítéses alternatív vizsgálatnál szigorúbb, mert a kapillárisokba felszívódó sóoldat párolgásával a nátrium-klorid a pórusokban feldúsul és repesztőhatása növekszik.) A fagyasztási-olvasztási ciklusok száma általában 56, kivéve a kapilláris felszívásos alternatív vizsgálatot, ha a fagyasztóközeg nátrium-klorid oldat (CDF-vizsgálat), mely esetben a ciklusszám 28. Megegyezés szerint vagy a referencia módszert, vagy a két alternatív módszer egyikét, kétség esetén mindig a referencia módszert kell alkalmazni. A három vizsgálati módszerrel kapott eredmény között nincs összefüggés. A peremes hámlasztás referencia módszere nagy hasonlóságot mutat a visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány szerinti hámlasztásos, „B” módszerrel. A szabvány követelmény értéket nem tartalmaz, irodalmi ajánlások alapján (Setzer, 1990) fagy- és olvasztósó-állónak tekintik a betont, ha a CDF-vizsgálat során 28 fagyasztási-olvasztási ciklus után a hámlási veszteség legfeljebb 1500 g/m2. Ez a követelmény csak laboratóriumi próbatestek esetén érvényes, kifúrt magminták esetén (a beton kora, igénybevétele stb. miatt) nem alkalmazható (Lang 2003; Bollmann – Lyhs, 2005; Bilgeri et al., 2007). Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti felületvizsgálat (referencia-módszer) próbatestjének elrendezése a 6.3 ábrán, hőmérsékleti görbéje a 6.4 ábrán, a kockavizsgálat (alternatív-módszer) tartálya a 6.5 ábrán, hőmérsékleti görbéje a 6.6 ábrán, a CF/CDF vizsgálat alapelrendezése a 6.7 ábrán, sablon kialakítása a 6.8 ábrán, hőmérsékleti görbéje a 6.9 ábrán látható. Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007, MSZ EN 12371:2002 és MSZ EN 1338:2003 szabvány, valamint a visszavont MSZ 4715-3:1972 szabvány szerinti fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatok jellemzőit a 7.3 táblázatban hasonlítjuk össze.

143/247


6.3 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti felületvizsgálat (referenciamódszer) próbatestje. Jelmagyarázat: 1) Polietilénlemez, 2) Ragasztócsík, 3) Gumilemez, 4) Hőmérő a vizsgálati felületen, 5) Próbatest, 6) Hőszigetelés, 7) Fagyasztóközeg

6.4 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti felületvizsgálat (referenciamódszer) hőmérsékleti görbéje. Jelmagyarázat: 1) Hőmérsékleti határok a vizsgálati felület középpontjában

6.5 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti kockavizsgálat (alternatívmódszer) tartálya próbatestekkel. Jelmagyarázat: 1) Csúszófedél, 2) Tartály, 3) Fagyasztóközeg, 4) Hőmérő a próbakocka közepén, 5) Próbakocka, 6) 10 mm magas alátámasztás

6.6 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti kockavizsgálat (alternatívmódszer) hőmérsékleti görbéje. Jelmagyarázat: 1) A vizes kád hőmérséklete, 2) Hőmérséklet a 100 mm élhosszúságú kocka közepén

144/247


6.7 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti CF/CDF vizsgálat (alternatív módszer) alapelrendezése Jelmagyarázat: 1) Tartály fedele, 2) Vizsgálótartály, 3) Próbatest oldalainak szigetelése, 4) Fagyasztóközeg, 5) Hűtőfolyadék, 6) Hőmérő a hűtőfolyadékban a középső tartály közepe alatt, a vizsgálótartály aljára erősítve, 7) Próbatest, 8) 5 mm magas alátámasztás, 9) Támasztékok a vizsgálótartályok beállításához

6.8 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti CF/CDF vizsgálat elválasztó-lemezeinek elhelyezése a sablonban. Jelmagyarázat: 1) 150 mm élhosszúságú sablon, 2) Középső PTFE (politetrafluoretilén, pl. teflon) lemez, 3) Oldalsó PTFE (politetrafluoretilén, pl. teflon) lemez

6.9 ábra: Az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti CF/CDF vizsgálat hőmérsékleti görbéi. Jelmagyarázat: 1) Fagyasztási és olvasztási ciklus, 2) Hőmérséklet a referenciaponton

A fagyasztás–olvasztás hatására (modell-folyamat) a beton, ill. cementkő belső szerkezete (struktúrája) sérül, és ennek mértékét a beton „alaptulajdonságaira” (szilárdság, rugalmassági modulus stb.) roncsolásos és roncsolásmentes módszerrel lehet meghatározni. Roncsolásos módszerként – mint említettük – elsősorban a nyomószilárdság vizsgálatot alkalmazzák, de ajánlható az annál érzékenyebb hajlító-húzószilárdság vizsgálat is. Roncsolásmentes módszer az ultrahang terjedési idő és a rezonancia-frekvencia mérés, amelyek eredményei a dinamikai rugalmassági modulus (Edyn) változásáról adnak képet. „A 145/247


fagyasztás során a mikro-repedések miatt a Poisson-szám megváltozik, ezért az ezt figyelembe vevő rezonancia-frekvenciás módszer megbízhatóbb, mint az ultrahangos eljárás. Amerikai kutatók rezonancia-frekvenciás méréssel mutatták ki, hogy a 350 – 400 kg/m3 cementadagolású, légbuborékképzős kísérleti betonjaik kezdeti rugalmassági modulusa 300 fagyasztási ciklusig lényegében nem változott, de a légbuborékképző nélküli betonok nagy részének kezdeti rugalmassági modulusa 150 – 300 fagyasztási ciklus között az eredetinek 60 %-a alá esett. Svéd kutatók 40 – 140 N/mm2 közötti nyomószilárdságú betonok fagyasztása során azt tapasztalták, hogy míg a légbuborékképző nélküli betonok önrezgésszáma 250 fagyasztási ciklus után kezdett csökkenni, és a megindult repedezés miatt a kezdeti rugalmassági modulus a kiindulásinak 80 %-ára csökkent, addig a légbuborékos betonok és az agyagkavics adalékanyagú könnyűbetonok rugalmassági modulusa 10 %-nál kevesebbet változott. A megfelelő pórusrendszerű könnyű-adalékanyag légbuborékrendszerként működik.” (Erdélyi, 1996) A beton belső szerkezete (struktúrája) fagyhatásra történő változásának (zavarának, sérülésének, károsodásának) vizsgálatával a CEN/TR 15177:2006 európai műszaki jelentés foglalkozik. A műszaki jelentés Setzer (2004) munkáján alapul. A fogalom-meghatározás szerint „belső szerkezeti zavar” vagy „belső szerkezetsérülés” alatt olyan repedések keletkezését kell érteni, amelyek kívülről nem láthatók, mégis a betontulajdonságok változását (pl. a dinamikai rugalmassági modulus csökkenését) okozzák. A műszaki jelentés kidolgozói úgy vélik, hogy a gyakorlatban előforduló fagyási-olvadási feltételeket egyetlen vizsgálati módszerrel modellezni nem lehet, ezért három eljárást tesznek közzé, amelyek különböző európai országokban beváltak, és mindig megfelelő eredményekre vezettek. Ezek az eljárások arra nem értek meg, hogy valamelyiküket referencia vizsgálatként jelöljék meg, ezért ha két laboratórium azonos betont vizsgál, akkor a vizsgálati módszerben és mérési eljárásban meg kell, hogy állapodjon. Követelmény értékek alkalmazásához módszerenként meg kell határozni a laboratóriumi vizsgálati eredmények és a beton gyakorlati állapota közötti összefüggést, ugyanis a három vizsgálati módszer eredménye között nincs szoros korreláció. A CEN/TR 15177:2006 európai műszaki jelentés a hasáb-vizsgálatot, a lemezvizsgálatot és a CIF-vizsgálatot (Capillary suction Internal damage and Freeze thaw test) tartalmazza. A CEN/TR 15177:2006 szerinti vizsgálatok alapvetően hasonlítanak az MSZ CEN/TS 12390-9:2007 szabvány szerinti fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatokhoz, azzal a különbséggel, hogy ezekkel a vizsgálatokkal nem a fagyasztási ciklusok okozta tömegveszteséget, hanem a roncsolásmentes vizsgálatok eredményének változását, ill. esetenként a hosszméret-változást és kiegészítésként a vízfelvételt kell meghatározni. Ezeket a vizsgálatokat a fagyállóság vizsgálat előtt (kezdeti mérési eredmény), majd a (7 ± 1), (14 ± 1), (28 ± 1), (42± 1) és 56 olvasztási ciklust követően kell elvégezni. A roncsolásmentes vizsgálatok relatív eredményének négyzete arányos a relatív dinamikai rugalmassági modulussal (RDM): A relatív dinamikai rugalmassági modulus a keresztirányú önrezgésszám mérése esetén az nedik olvasztási ciklus után: RDMFF,n = (fn/f0)2·100

ahol:

[%]

fn a keresztirányú önrezgésszám az n-edik olvasztási ciklus után, [Hz] f0 a kezdeti (az első fagyasztási ciklus előtt mért) keresztirányú önrezgésszám, [Hz]

A relatív dinamikai rugalmassági modulus az ultrahang terjedési idejének mérése esetén az nedik olvasztási ciklus után: RDMUPTT,n = (tS,0/tS,n)2·100

[%]

146/247


ahol:

tS,0 a kezdeti (az első fagyasztási ciklus előtt mért) ultrahang terjedési idő, [μs] tS,n az ultrahang terjedési idő az n-edik olvasztási ciklus után, [μs]

A CEN/TR 15177:2006 szerinti hasáb-vizsgálat során a sablonban készült 400·100·100 mm méretű próbahasábokat 1 napos korban ki kell zsaluzni, 7 napos korig műanyagfóliába csomagolva levegőn, majd kicsomagolva 7 napos kortól 28 napos korig víz alatt kell tárolni. A „bemerítéses” fagyállóság vizsgálatot a vízből való kiemelés után legkésőbb 2 órával el kell kezdeni, és az erre a célra készített próbatest közepén mért hőmérséklettel a fagyasztási diagramot követve kell végezni. A fagyasztóközeg ionmentes víz, a fagyasztási-olvasztási ciklusok száma 56, de több is lehet. A hullámokat elnyelő anyagra (pl. habanyagra) fektetett hasábokon keresztirányban a relatív önrezgésszám és hosszirányban a relatív ultrahang terjedési idő változását kell meghatározni az idő függvényében. A roncsolásmentes vizsgálatokkal egyidőben meg kell mérni a próbatestek vízfelvételét is. A CEN/TR 15177:2006 szerinti lemez-vizsgálat 150·150·50 mm méretű próbatestét 150 mm méretű, 1 napos korban kizsaluzott, 7 napos korig víz alatt, azt követően 28 napos korig klímaszekrényben tárolt próbakockából, 21 napos korban, a próbakocka lesimított felületére merőlegesen kell kivágni. A vizsgálati felület a kocka felezősíkjának vágott felülete. A kivágott próbatest alsó lapjára és oldalaira – a vizsgált 150·150 mm méretű, vágott lap kivételével – gumilapokat kell ragasztani, amelyek az oldalakon peremet képezve 20 mm-rel túlnyúlnak, és külső hőszigetelést kapnak. A „peremes” fagyállóság vizsgálat 28 napos korban, a vizsgált felület ionmentes vízzel, 72 órán át tartó telítésével kezdődik, és a fagyasztószekrényben folytatódik. A peremek közé kerülő fagyasztóközeg ionmentes víz vagy 3 %-os nátrium-klorid oldat, amelynek rétegvastagsága 3 mm. A hőmérsékleti diagramot a fagyasztóközegben, a vizsgált felület közepén mért hőmérséklettel kell követni. A fagyasztási-olvasztási ciklusok száma 56, de több is lehet. A hosszméret-változást (referenciavizsgálat) hárompontos, mérőórás eszközzel, két szemben lévő oldallapra erősített mérőpont között kell vizsgálni. A keresztirányú önrezgésszámot (alternatív vizsgálat) a vizsgált 150·150 mm méretű felületen, az ultrahang terjedési időt (alternatív vizsgálat) két szemben lévő oldallap között kell megmérni, miközben a próbalemez habanyagon fekszik. A lemezvizsgálat során a hosszméret-változást, a relatív keresztirányú önrezgésszám és a relatív hosszirányú ultrahang terjedési idő változását kell meghatározni az idő függvényében. A CEN/TR 15177:2006 szerinti CIF-vizsgálat próbatesteinek mérete, tárolása és a fagyállóság vizsgálat lényegében megegyezik az MSZ EN 12390-9:2007 szabvány szerinti „kapilláris felszívásos” vizsgálattal. A fagyasztás a 28 napos korban kezdett, 7 napig tartó, (20 ± 2) ºC hőmérsékleten végzett folyadék-felszívást követően kezdődik. A fagyasztóközeg a vizsgálótartályban lévő 10 mm rétegvastagságú ionmentes víz vagy 3 %-os nátrium-klorid oldat. A CIF-vizsgálat során az ultrahang terjedési időt (referencia-vizsgálat) a pl. plexi tartóba helyezett próbatest két-két szemben lévő oldallapja között, a hosszméret-változást (alternatív vizsgálat) két szemben lévő oldallap között kell megmérni. A keresztirányú önrezgésszám (alternatív vizsgálat) vizsgálatához a próbatestet a vizsgált 140·150 mm méretű vizsgálati felülettel lefele a hullámnyelő habanyagra kell fektetni, és a keresztirányú önrezgésszámot a felső felületen kell vizsgálni. A CIF-vizsgálat során a hosszméret-változást, a relatív keresztirányú önrezgésszám és a relatív hosszirányú ultrahang terjedési idő változását kell meghatározni az idő függvényében. A roncsolásmentes vizsgálatokkal egyidőben meg kell mérni a próbatestek vízfelvételét is. Végül a betonok fagy- és olvasztósó-állóságával kapcsolatban megjegyezzük, hogy az – mint ismeretes – a beton áteresztőképességének is függvénye. A beton áteresztőképességéről, ill. a sóoldat kapilláris felszívódásáról a kloridionok behatolásával szembeni ellenállóképesség ASTM C 1207:1997 szabvány szerinti 6 órás gyorsvizsgálata adhat tájékoztatást.

147/247

7.3 táblázat: Fagy- és olvasztósó-állóság szabványos vizsgálatainak összehasonlítása Szabvány Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege Fagyasztóközeg

MSZ CEN/TS 12390-9:2007 REFERENCIA Peremes hámlasztás 3 mm mély réteg: ionmentes víz vagy 3 %-os NaCl oldat

Eredeti próbatest mérete 150 mm-es kocka

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás Próbatestet (25±5) mmrel ellepő ionmentes víz vagy 3 %-os NaCl oldat 100 mm-es kocka

Próbatestek száma

4 db kockából kivágott 1-1 próbatest

4 db kocka, két tartály 2-2 kockával

Vizsgálati felület

A vizsgálati felület az eredeti próbatest felezősíkjával azonos vágott felület

Mind a hat oldal érintkezik a fagyasztóközeggel

Fedővel zárható, rozsdamentes tartály mérete

―

Széles: (120±15) mm Hossz: (260±15) mm Magas: (150±15) mm Falvastagság: kb. 1 mm

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) ALTERNATÍV NORMATIV NORMATIV CF/CDF (lásd 11. ábra) Előírás Előírás Kapilláris felszívásos Bemerítéses Peremes hámlasztás leválás hámlasztás Fagyasztás levegőn, 3 mm mély réteg: 10 mm mély réteg: olvasztás vízben 3 %-os NaCl oldat ionmentes víz vagy (esetleg csapvíz, lásd 3 %-os NaCl oldat az „A” esetet) Vízzel telített 100 vagy Legalább 20 napos I-alakú PTFE 150 mm-es kocka, vagy 150 mm-es kocka, (pl. Teflon) betéttel amelynek felezőjéből függőlegesen két részre Ø150·150 vagy ki lehet vágni az osztott, 150 mm-es Ø100·100 mm-es 50·150·150 mm-es kockasablonban henger vizsgálati próbatestet készülő, kb. 140·150 mm vizsgálati felületű, (70±5) mm magas próbatest 3 db próbatest 5 db próbatest 3 db vízzel telített fagyasztandó és 1 db nem fagyasztott referencia próbatest hőmérsékletmérésre A sablonban a függőleges PTFE anyagú elválasztó lemezzel érintkezett, kb. 140·150 mm-es felület Alakja speciális. A próbatest és a tartály függőleges fala között (30±20) mm hely legyen. Falvastagság: (0,7±0,01) mm

Mind a hat oldal érintkezik a fagyasztóközeggel

―

7500-25000 mm2 közötti felület

―

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás Fagyasztás levegőn, az olvasztás vízben. Megengedett a víz alatti fagyasztást is Legfeljebb 32 mm legnagyobb szemnagyságú beton esetén 5-8 dm3, 32-63 mm legnagyobb szemnagyságú beton esetén 20-30 dm3

Legalább 28 napos, 2 db próbatest, az egyiket fagyasztani, a másikat víz alatt kell tárolni az ellenőrző szilárdság vizsgálatig Mind a hat oldalt éri a fagyhatás

―

7.3 táblázat folytatása Szabvány Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege

MSZ CEN/TS 12390-9:2007 REFERENCIA Peremes hámlasztás

Próbatestek előkészítése 21 nap: 2 db (50±2) mm

vastagságú, azaz 50·150·150 mm-es próbatestet kell kivágni minden eredeti próbatestből. (25±1) nap: A (vágott) vizsgálati felület kivételével minden oldalra gumilemezt kell ragasztani. Perem-magasság: (20±1) mm. 28 napos kort követő (72±2) órában: (20±2) °C-os, 3 mm magas (kb. 67 ml) ionmentes vízréteget kell önteni a peremek közé. Vizsgálat megkezdése előtt: A próbatest öt oldalára (20±1) mm vastag polisztirolréteget kell ragasztani. Vizsgálat kezdetén a fagyasztó-kamrába helyezés (31 nap) előtt legalább 15 perccel: Az ionmentes vizet ki kell cserélni (20±2) °C-os, 3 mm magas (kb. 67 ml) fagyasztóközeggel, a polisztirolréteget polietilén-lemezzel kell takarni

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás 27 nap: Próbatest lemérés után a tartályba kerül, és rá kell önteni a fagyasztóközeget, úgy, hogy a kockát (25±5) mm-rel ellepje. 28 nap: Meg kell határozni a kocka tömegét, és ki kell számítani a felvett fagyasztóközeg tömegét. Fagyasztókamrába helyezés: 28 nap

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) ALTERNATÍV NORMATIV NORMATIV CF/CDF (lásd 11. ábra) Előírás Előírás Kapilláris felszívásos Bemerítéses Peremes hámlasztás leválás hámlasztás 21-26 nap között: 28-35 nap között, 28-35 nap: A próbatest oldalsó 7 napon át: A fagyasztás kezdete lapjait (4 oldal) vagy befedjük alumíniumfóliával és azt gumiragasztóval rögzítjük, vagy oldószer nélküli epoxi-gyantával tömítjük. 28 nap: Ultrahangfürdőben eltávolítjuk a próbatestről a szennyeződéseket. A próbatestet a vizsgálótartályba tesszük az (5±0,1) mm magas alátámasztásokra, a vizsgálati felülettel lefelé. Ezután beöntjük a fagyasztóközeget úgy, hogy rétegvastagsága 10 mm legyen. (A szabvány 7.4. szakasz második bekezdésének és a 7.5. feletti része a) pontjának szövege hibás, a 8. ábra helyes.) 29-35 nap: 7 nap a fagyasztóközeg felszívására, majd kezdődik a fagyasztás

Klímakamrában kell tárolni. Ez alatt idő alatt a próbatest öt oldalára, – a vizsgált felület körül (20±2) mm magas peremmel – gumi réteget kell ragasztani. A peremek közé (5±2) mm magasan (20±2) °C-os vizet kell önteni, és klímaszekrénybe kell tenni (72±2) óra hosszára. A fagyasztást 28-35 nap között kell elkezdeni. A vizsgálat megkezdése előtt a próbatest öt oldalára (20±1) mm vastag polisztirolréteget kell ragasztani. Vizsgálat kezdetén a fagyasztókamrába helyezés előtt 15-30 perccel a vizet ki kell cserélni (20±2) °C-os, (5±2) mm magas 3 %-os NaCl oldattal , és a próbatest polisztirol falát polietilén-fóliával le kell takarni

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás A fagyállóság vizsgálati próbatesteket 150 bar nyomás alatt vízzel kell telíteni, az ellenőrző próbatesteket a szilárdságvizsgálatig víz alatt kell tárolni. (A szabvány 4.4.6 szakasza így fogalmazott: „Mind a szabályos, mind a szabálytalan testeket a vizsgálat előtt jelen szabvány szerint nyomás alatt vízzel kell telíteni...” A nyomás mértéke egy másik, a „Vízfelvétel nyomás alatt” c. fejezetben, a 2.6.3 szakaszban szerepelt: 1,5 kN/cm2. Akkoriban egy adat a szabványban csak egy helyen szerepelhetett. Ez az áttételes, rejtett megadásmód is hozzájárulhatott ahhoz, hogy számos korabeli laboratórium a próbatesteket nem nyomás alatt, hanem fokozatos víztelítéssel készítette elő, miáltal lazította a feltételeket.)

7.3 táblázat folytatása Szabvány

MSZ CEN/TS 12390-9:2007

Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege Próbatestek tárolása

Hőmérsékletmérés

REFERENCIA Peremes hámlasztás 0-(24±2) óra: sablonban; (24±2) óra – 7 nap: (20±2) °C csapvíz alatt 7 nap – vizsgálat kezdetéig: Klímakamrában, ahol kiszárad

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás 0-(24±2) óra: sablonban; (24±2) óra – 7 nap: (20±2) °C csapvíz alatt 7 nap – 27 nap: Klímakamrában, ahol kiszárad

ALTERNATÍV CF/CDF (lásd 11. ábra) Kapilláris felszívásos hámlasztás 0-(24±2) óra: sablonban; (24±2) óra – 7 nap: (20±2) °C csapvíz alatt 7 nap – 28 nap: Klímakamrában, ahol kiszárad

A kocka közepén

A folyadékhűtésű kád hűtőfolyadékában, a középső tartály alatt Legnagyobb °C: (+21) – (+19) Legkisebb °C: (-19,5) – (-20,5) 12 óra

Teljes ciklusidő

Legalább egy próbatest felületén a fagyasztóközegben Legnagyobb °C: (+24) – (+16) Legkisebb °C: (-18) – (-22) 24 óra

Legnagyobb °C: (+22) – (+18) Legkisebb °C: (-13) – (-17) 24 óra

Ciklusok száma

56

56

Hőmérséklet

CF vizsgálat: 56 CDF vizsgálat: 28

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) NORMATIV NORMATIV Előírás Előírás Bemerítéses Peremes leválás hámlasztás 0-(24±2) óra: 0-(24±2) óra: sablonban; sablonban; (24±2) óra – 28 nap: (24±2) óra – 28 nap: Végig víz alatt tárolt Végig víz alatt tárolt, vízzel telített

Próbatest közepén Legnagyobb °C: (+5) – (+20) Legkisebb °C: (-12) 14 óra

XF1 esetén: 50 XF3 esetén: 100 (XF = környezeti oszt.)

A próbatest NaCl oldattal elárasztott felületén Legnagyobb °C: (+16) – (+24) Legkisebb °C: (-16) – (-20) 24 óra

56

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás 24 órás korig sablonban, +20±3 °C hőmérsékletű tárolótérben. 24 órás korban ki kell zsaluzni, és 7 napos korig (+20±3) °C hőmérsékletű, ivásra alkalmas víz alatt, majd a vizsgálatig szobalevegőn Fagyasztó-berendezés légterében Legnagyobb °C: (+17) – (+23) Legkisebb °C: (-17) – (-23) Hőntartás (+17) – (+23) °C-on legalább 2 óra, (-17) – (-23) °C-on legalább 4 óra 15, 25, 50, 100 vagy 150 a vizsgálat céljától függőem

7.3 táblázat folytatása Szabvány Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege Olvasztás

Teendők a fagyasztásolvasztás folyamata alatt. Megjegyzés: Valamennyi NaCl oldatos vizsgálat során tanácsos a leöntött oldatokat elemezni a betonból kioldott alkotók meghatározása céljából

MSZ CEN/TS 12390-9:2007 REFERENCIA Peremes hámlasztás Fagyasztókamrában fagyasztóközeggel a peremek között

(7±1), (14±1), (28±1) és 56 fagyasztási ciklus után az olvasztási fázisban a lehámlott anyag összegyűjtése, kiszárítása (110±10) °C-on, tömegmérése, és a fagyasztóközeg cseréje

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás A tartályokat a fagyasztóközegben lévő kockákkal és a (20±2) °C-os vizes kádba kell helyezni úgy, hogy a víz (20±5) mm-rel legyen a tartályok felső pereme alatt. Az olvasztási fázis ideje: 8 óra

(7±1), (14±1), (28±1) és 56 fagyasztási ciklus után az olvasztási fázisban a levált anyag összegyűjtése, a fagyasztás előtt új fagyasztóközeggel való feltöltése. Tartályok cseréje hetente, elforgatásuk és helycseréjük ciklusonként

ALTERNATÍV CF/CDF (lásd 11. ábra) Kapilláris felszívásos hámlasztás Olvasztás alatt a próbatest a régi fagyasztóközegben áll, míg azt ki nem cseréljük friss folyadékra

CF vizsgálat: (14±1), (28±1), (42±1) és 56 fagyasztási ciklus után. CDF vizsgálat: (4±1), (6±1), (14±1) és 28 fagyasztási ciklus után mialatt a hőmérséklet 15 °C felett van. A vizsgálótartályt 3 percre bemerítjük az ultrahangfürdőbe. A lehámlott anyag összegyűjtése, kiszárítása (110±10) °C-on, tömegmérése, és a fagyasztóközeg cseréje

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) NORMATIV NORMATIV Előírás Előírás Bemerítéses Peremes leválás hámlasztás Olvasztás Fagyasztókamrában fagyasztóközeggel a (20±5) °C-os vízben peremek között

Legfeljebb 14 ciklusonként el kell forgatni a próbatestet 180°-kal

7 vagy 14 ciklusonként össze kell gyűjteni a lemállott részeket, és cserélni kell a NaCl oldatot

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás Olvasztás a légtérben történő fagyasztás esetén külön olvasztó-térben, a vízben történő fagyasztás során a fagyasztótérben. Olvasztásnál borítsa a próbatesteket legalább 100 mm vízréteg

Külön táblázat intézkedik, hogy a ciklusszámtól függően mely felolvasztási ciklus végén kell tömegmérést végezni, a károsodásokat szemrevételezéssel megállapítani, esetleg roncsolásos vagy roncsolásmentes szilárdság vizsgálatot végezni. Ezek a ciklusszámok például 50 ciklusos fagyasztás esetén 25, 35, 50; 100 ciklusos fagyasztás esetén 50, 75, 100

7.3 táblázat folytatása Szabvány Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege Megjegyzés

ALTERNATÍV vizsgálati lehetőség

MSZ CEN/TS 12390-9:2007 REFERENCIA Peremes hámlasztás A kockából kivágott próbatest egyikét ionmentes vízzel, a párját NaCl oldattal lehet vizsgálni. Így egy fagyasztóközegben 3 próbatestet lehet vizsgálni

- Más a kiindulási próbatest mérete, de a vastagsága mindig 50 mm legyen. - A vizsgált felület nem feltétlenül vágott. - NaCl helyett más olvasztószer. - Ciklusok száma megválasztható

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás

―

- Más a kiindulási próbatest mérete, de a vastagsága és szélessége mindig 80100 mm között legyen. - Más tárolási feltételek és korok. - NaCl helyett más olvasztószer. - Ciklusok száma megválasztható

ALTERNATÍV CF/CDF (lásd 11. ábra) Kapilláris felszívásos hámlasztás CF: Capillary suction of water and Freeze thaw test (Fagyasztásolvasztás ionmentes vízben kapilláris felszívás mellett) CDF: Capillary suction of Deicing solution and Freeze thaw test (Fagyasztás-olvasztás NaCl oldatban kapilláris felszívás mellett) - Más a kiindulási próbatest mérete, de a vastagsága mindig (70±5) mm legyen. - Más lehet az elválasztó lemezek helyzete, de akkor a próbatestet is másképp kell kialakítani. - Más tárolási feltételek és korok. - NaCl helyett más olvasztószer. - Ciklusok száma megválasztható

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) NORMATIV NORMATIV Előírás Előírás Bemerítéses Peremes leválás hámlasztás Az olvasztósó hatásának ki nem tett beton fagyállósága a „B” módszerrel is vizsgálható, ha a fagyasztóközeg víz. Ebben az esetben az elfogadási feltétel ― 56 ciklus után: Tömegveszteség legfeljebb: XF1: átl.: 250, max.: 350 g/m2 XF3: átl.: 125, max.: 175 g/m2 MSZ EN 12371:2002 szabvány az itt leírt általános „Technologische Prüfung (Verfahren A)” módszer mellett az „Identitätsprüfung (Verfahren B)” módszert ― is ismeri

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás A roncsolásos nyomószilárdság vizsgálattal együtt roncsolásmentes vizsgálat is végezhető. Roncsolásmentes vizsgálat esetén a mért mechanikai és fizikai jellemző (pl. dinamikai rugalmassági modulus) változását és a fagyasztási ciklusszám közötti összefüggést kellett megadni A szabvány megengedi a víz alatti fagyasztást is.

7.3 táblázat folytatása Szabvány Vizsgálati módszer Vizsgálat jellege

MSZ CEN/TS 12390-9:2007 REFERENCIA Peremes hámlasztás

ALTERNATÍV (lásd 9. ábra) Bemerítéses leválás

―

―

Elfogadási határérték

ALTERNATÍV CF/CDF (lásd 11. ábra) Kapilláris felszívásos hámlasztás CDF: max. 1500 g/m2 A követelmény csak laboratóriumi próbatestek esetén érvényes

MSZ 4798-1:2004 „A” eset „B” eset (MSZ EN 12371:2002) (MSZ EN 1338:2003) NORMATIV NORMATIV Előírás Előírás Bemerítéses Peremes leválás hámlasztás Tömegveszteség max.: Tömegveszteség XF2: átl.: 500, legfeljebb 5 tömeg%, max.: 700 g/m2 nyomószilárdság csökkenés XF4: átl.: 250, legfeljebb 20% max.: 350 g/m2

MSZ 4715-3:1972 VISSZAVONT Hagyományos fagyasztás Tömegveszteség vízzel telített állapotban legfeljebb 5 %, nyomószilárdság csökkenés legfeljebb 25 %


Melléklet a 7. fejezethez: A visszavont MSZ 4798-1:2004 szabvány 5.5.6 pontja Ha a szilárd beton fagyállóságát meg kell határozni, akkor a vizsgálati módszerben és a megfelelőségi feltételekben az előírónak és a gyártónak meg kell egyeznie. Megegyezéses vizsgálati módszer hiányában, ha a beton nincs olvasztósó hatásának kitéve (XF1 és XF3 környezeti osztály), akkor a fagyállóságot közvetett módon is elő szabad írni, a betonösszetétel határértékeivel (lásd az F1. vagy NAD N1. táblázatot). Ha a szilárd beton olvasztósó hatásának is ki van téve, és megegyeznek a fagy- és olvasztósóállósági vizsgálat elhagyásában, akkor a beton megfelelőségének az igazolásához a szilárd beton légbuborék eloszlását és távolsági tényezőjét az MSZ EN 480-11:2000 szerint meg kell határozni. A távolsági tényező ≤ 0,22 mm legyen. Ha a betontól fagyállóságot (XF1 és XF3 környezeti osztály) vagy fagyállóságot és olvasztósó-állóságot (XF2 és XF4 környezeti osztály) követelnek meg (lásd az 1., F1, és NAD F1. táblázatot), akkor a cementtartalom, a víz/cement tényező, a testsűrűség és a nyomószilárdsági osztály feleljen meg az F1. és a NAD F1. táblázat előírásainak. A beton fagyállósága jelentős mértékben függ a beton struktúrájától és a légbuborékképzőszerrel bevitt légbuborékok méretétől és eloszlásától. A beton fagyállóságának vizsgálatára érvényes európai szabvány még nincs, de a prEN 12390-9:2002 szabványtervezet irányadónak tekinthető. Ameddig nincs érvényes európai szabvány, Magyarországon a szilárd beton fagyállóságát, ha a beton olvasztósó hatásának nincs kitéve, (azaz környezeti osztálya XF1 vagy XF3) legalább 28 napos, de legfeljebb 35 napos korú és vízzel telített próbatesteken kell vizsgálni (A. eset). Ha a beton fagynak és olvasztósó hatásának is ki van téve (azaz környezeti osztálya XF2 vagy XF4), akkor Magyarországon a szilárd beton fagy- és olvasztósó-állóságát ugyancsak legalább 28 napos, de legfeljebb 35 napos korú és vízzel telített, de egyik felületén peremmel körülhatárolt és a peremen belül 3 százalékos, 3 mm mélységű nátrium-klorid-oldattal feltöltött próbatesteken kell vizsgálni (B. eset).

A. eset: Fagyállóság vizsgálat az XF1 és XF3 környezeti osztályban: Ez a fagyasztási rend az építőkövek fagyállóság vizsgálatát tárgyaló MSZ EN 12371:2002 szabványt követi, és betartása mindaddig javasolt, amíg az olvasztósó hatásának ki nem tett beton fagyállóság vizsgálatára európai szabvány érvényre nem lép. A próbakockák élhosszúsága 100 mm vagy 150 mm, a próbahengerek átmérője 150 mm és hosszúsága 150 mm (vagy Ø100x100 mm) legyen. A vizsgálathoz a fagyasztott próbatestekkel azonos mintából származó, azonosan készített, azonos méretű, azonos korú, végéig víz alatt tárolt, de nem fagyasztott referencia-próbatestekre is szükség van. Mind a fagyasztott próbatestek, mind a referencia-próbatestek száma legalább 3 legyen, valamint szükség van egy további próbatestre, amelynek geometriai középpontjában a hőmérsékletet mérni kell. A fagyasztást és olvasztást olyan próbatesteken kell végezni, amelyek a vizsgálat folyamán végig vízzel teljesen telített állapotban vannak. A fagyasztás -20 °C hőmérsékletű légtérben, de az olvasztás +20 °C hőmérsékletű víz alatt történjék. A fagyasztási periódus olyan hosszú legyen, hogy a próbatest geometriai középpontjában a -8 °C hőmérséklet elérésétől a -12 °C vagy annál alacsonyabb hőmérséklet eléréséig eltelt idő legalább 4 óra legyen. Az olvasztási periódus pedig olyan hosszú legyen, hogy a próbatest geometriai középpontjában a +5 °C hőmérséklet elérésétől számított legalább 3 órán át tartson. Nagy gondot kell fordítani arra, hogy egy, a fagyasztószekrényben jellemző helyen lévő próbatestbe beépített hőmérséklet mérő eszköz valóban a próbatest geometriai középpontjának hőmérsékletét mérje. Az XF1 és XF3 környezeti osztályú beton fagyállóság vizsgálatának fagyasztási-olvasztási diagramját a NAD 5.1. ábra tartalmazza.

154/247


NAD 5.1. ábra: A fagyállóság vizsgálat fagyasztási-olvasztási diagramja az XF1 és XF3 környezeti osztály esetén

A fagyasztási-olvasztási ciklusok száma az XF1 környezeti osztályban legalább 50, az XF3 környezeti osztályban legalább 100 legyen. Az adott környezeti osztályra vonatkozólag fagyálló a beton, ha az előírt ciklusszámú fagyasztás után valamennyi felengedett, vízzel telített próbatest tömegvesztesége legfeljebb 5 tömegszázalék, és emellett a nyomószilárdság csökkenése a fagyasztott próbatestekkel egy időben vizsgált referencia-próbatestek nyomószilárdságának átlagához képest legfeljebb 20%. NAD 5.6. MEGJEGYZÉS: Az olvasztósó hatásának ki nem tett betonok fagyállóságát a B. eset szerinti módszerrel is meg lehet vizsgálni, azzal a különbséggel, hogy a peremek közé nem nátriumklorid-oldatot, hanem vizet kell önteni. Ebben az esetben az 56 ciklus végén, az XF1 környezeti osztályú beton esetén a mállott részek kiszárított állapotában meghatározott összes tömegveszteség átlaga legfeljebb 250 g/m2, legnagyobb egyedi értéke legfeljebb 350 g/m2, az XF3 környezeti osztályú beton esetén ugyancsak kiszárított állapotban az összes tömegveszteség átlaga legfeljebb 125 g/m2, legnagyobb egyedi értéke legfeljebb 175 g/m2 legyen.

B. eset: Fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat az XF2 és XF4 környezeti osztályban: Ennek a módszernek a részletes leírása a prEN 12390-9:2002 szabványtervezetben található, (de nagyon hasonló olvasható pl. az MSZ EN 1338:2003 szabványban D mellékletében is) és követése mindaddig javasolt, amíg a beton fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatának európai szabványa érvényre nem lép. A próbatestek vizsgált felülete legalább 7500 mm2 és legfeljebb 25000 mm2, a próbatestek vastagsága legalább 50 mm, legfeljebb 103 mm legyen. A próbatestet legalább 20 napos korú szabványos 150 mm élhosszúságú próbakocka felezőjéből is ki szabad vágni, ebben az esetben a beton szelet 50 mm vastag, és a vizsgált felület a 150x150=22500 mm2 nagyságú vágott felület legyen. A (20 ± 2) ˚C hőmérsékletű próbatestek öt oldalára (a vizsgált felület kivételével) gumi réteget kell ragasztani úgy, hogy az a vizsgált felület körül (20 ± 2) mm magas peremet képezzen, ahol tömíteni is kell. A (20 ± 2) ˚C hőmérsékletű klímaszekrénybe helyezett próbatestek pereme közé (5 ± 2) mm magasan (20 ± 2) ˚C hőmérsékletű vizet kell önteni, és azt (72 ± 2) órán át állni kell hagyni. A próbatesteket a vizsgált felület kivételével hőszigetelő réteggel kell körülvenni. A légkeveréses fagyasztószekrénybe való helyezés előtt 15 – 30 perccel a peremek közötti vizet 3%-os nátrium-klorid-oldattal kell kicserélni, és a

155/247


próbatesteket a peremeken túlnyúló, azokra ráhajlított polietilén fóliával le kell takarni, a párolgás megakadályozása végett. A fagyasztás-olvasztás vizsgálata alatt mérni és folyamatosan rajzolni kell a levegő hőmérsékletét a fagyasztószekrényben, és a hőmérsékletet egy, a fagyasztószekrényben jellemző helyen lévő próbatest 3%-os nátrium-klorid-oldattal elárasztott felületének közepére fektetett termoelemmel (vagy hasonló mérőeszközzel), amelyet rajzoló berendezéshez kell csatlakoztatni. Az XF2 és XF4 környezeti osztályú beton fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálatának fagyasztási-olvasztási diagramját a NAD 5.2. ábra tartalmazza. NAD 5.2. ábra: A fagy- és olvasztósó-állóság vizsgálat fagyasztási-olvasztási diagramja az XF2 és XF4 környezeti osztály esetén

A nátrium-klorid-oldatot az addig lemállott részekkel együtt 7 vagy 14 ciklusonként edénybe kell tölteni. A fagyasztás folytatása előtt a peremet (5 ± 2) mm magasan friss nátrium-kloridoldattal fel kell tölteni. Az oldatcsere gyakorisága az oldat párolgásának legyen a függvénye, ügyelve arra, hogy a vizsgálat alatt az oldat magassága mindig legalább 3 mm legyen. A próbatestről leöntött oldatot le kell szűrni, a szűrőpapíron fennmaradt mállott részeket össze kell gyűjteni, legalább 1 liter vízzel meg kell mosni, majd (60 ± 5) ˚C hőmérsékleten legalább 24 órán át, tömegállandóságig kell szárítani, és a tömegét meg kell mérni. Ezt a műveletet minden oldatcsere során el kell végezni, és a tömegveszteséget oldatcserénként és együtt is meg kell adni. A vizsgálat 56 fagyasztási-olvasztási ciklusig tart. A vizsgálat eredménye a kiszárított mállott részek grammban mért tömegének és a m2-ben kifejezett vizsgálati felületnek a hányadosa. Az 56 ciklus végén az XF2 környezeti osztályú beton esetén a mállott részek kiszárított állapotában meghatározott összes tömegveszteség átlaga legfeljebb 500 g/m2, legnagyobb egyedi értéke legfeljebb 700 g/m2, az XF4 környezeti osztályú beton esetén ugyancsak kiszárított állapotban az összes tömegveszteség átlaga legfeljebb 250 g/m2, legnagyobb egyedi értéke legfeljebb 350 g/m2 legyen.

156/247


Hivatkozások ASTM C 1202:1997 „Standard Test Method for Electrical Indication of Concrete’s Ability to Resist Chloride Ion Penetration” ASTM C 457:1998 „Standard Test Method for Microscopical Determination of Parameters of the Air-Void System in Hardened Concrete” Balázs Gy. (1997), „A beton károsodásának okai fagy és légköri szennyeződések hatására”, fejezet a „Beton- és vasbeton szerkezetek diagnosztikája I. Általános diagnosztikai vizsgálatok” c. könyvben (szerk. Balázs Gy. és Tóth E.), Műegyetemi Kiadó, Budapest Bilgeri, P. – Eickschen, E. – Felsch, K. – Klaus, I. – Vogel, P. – Rendchen, K. (2007), „Verwendung von CEM II- und CEM III-Zementen in Fahrbahndeckenbeton”, BetonInformationen, No. 2., pp. 15-31. Bollmann, K. – Lyhs, P. (2005), „Hüttensandhaltiger Zement für Betonfahrbahndecken – CEM II/B-S 42,5 N (st)”, Beton-Informationen, No. 5., pp. 91-100. BV-MI 01:2005 „Betonkészítés bontási, építési és építőanyag-gyártási hulladék újrahasznosításával”, Beton- és vasbetonépítési műszaki irányelv. fib (Nemzetközi Betonszövetség) Magyar Tagozata CEN/TR 15177:2006 „Testing the freeze-thaw resistance of concrete – Internal structural damage”, ill. „Prüfung des Frost-Tauwiderstandes von Beton – Innere Gefügestörung”, Műszaki jelentés DIN 1045-2:2001 „Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton. Teil 2: Beton – Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität. Anwendunsregeln zu DIN EN 206-1”, a DIN EN 206-1 európai szabvány német nemzeti alkalmazási dokumentuma DIN 52104 „Prüfung von Naturstein. Frostbeständigkeit” 1976 előtti kiadás DIN EN 1367-6:2008 „Prüfverfahren für thermische Eigenschaften und Verwitterungsbeständigkeit von Gesteinskörnungen – Teil 6: Beständigkeit gegen FrostTau-Wechsel in der Gegenwart von Salz (NaCl); Deutsche Fassung EN 1367-6:2008” EN 206-1:2000 „Concrete. Part 1: Specification, performance, production and conformity”, ill. „Béton. Partie 1: Spécification, performances, production et conformité” vagy „Beton Teil 1: Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität” Erdélyi A. – Csányi E. – Kopecskó K. – Borosnyói A. – Fenyvesi O. (2007), „Acélszálas betonok tönkremenetele: Fagyasztás – olvasztás és sózás 1. rész: Tudományos háttér, módszerek összehasonlítása”, Vasbetonépítés, IX. évfolyam, 2. szám, pp. 45-55., 2. rész: „Állapotromlás, az eredmények értékelése, következtetések”, Vasbetonépítés, IX. évfolyam, 3. szám, pp. 72-83. Erdélyi A. – Csányi E. – Kopecskó K. – Borosnyói A. – Fenyvesi O. (2008), „Fagyasztás és sózás hatása acélszálas betonokra”, fejezet a „Betonszerkezetek tartóssága” c. konferencia kiadványban (szerk.: Balázs Gy. és Balázs L. Gy.), pp. 85-102., Műegyetemi Kiadó, Budapest Erdélyi A. – Zimonyi Gy. (1997), „A megszilárdult beton légbuborék-szerkezetének vizsgálata”, fejezet a „Beton- és vasbeton szerkezetek diagnosztikája I. Általános diagnosztikai vizsgálatok” c. könyvben (szerk. Balázs Gy. és Tóth E.), pp. 164-179., Műegyetemi Kiadó, Budapest Erdélyi A. (1983), „Beton- és habarcskiegészítő anyagok”, fejezet az „Építőanyag praktikum” c. könyvben (szerk.: Balázs Gy.), pp. 181-210., Műszaki Könyvkiadó, Budapest Erdélyi A. (1996), „Légpórusrendszer és betontartósság”, fejezet a „Betonszerkezetek tartóssága” c. konferencia kiadványban (szerk.: Balázs Gy. és Balázs L. Gy.), pp. 129-138., Műegyetemi Kiadó, Budapest Graf, O. (1950), „Die Eigenschaften des Betons”, Springer-Verlag, Berlin-GöttingenHeidelberg Hummel, A. (1959), „Das Beton-ABC”, Verlag von Wilhelm Ernst & Sohn, Berlin

157/247


Kausay T. (2004), „Beton adalékanyagok szemmegoszlási jellemzőinek számítása grafoanalitikus módon”, Vasbetonépítés, VI. évfolyam, 1. szám, pp. 3-11. Lang, E. (2003), „Einfluss unterschiedlicher Karbonatphasen auf den FrostTausalzwiderstand – Labor- und Praxisverhalten”, Beton-Informationen, No. 3., pp. 39-57. Lohaus, L. (2007), „Anforderungen an die Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken im Wasserbau”, 2. Krefelder Planertag am 31. Oktober 2007, Gütegemeinschaft Planung der Instandhaltung von Betonbauwerken e. V., Krefeld MNOSZ 934:1949 „Beton és alapanyagainak vizsgálata”. Módosította, ill. hatálytalanította az MNOSZ 934:1951 szabvány MSZ 18289-1:1978 „Építési kőanyagok időállóság-vizsgálata. Értékelés” MSZ 18289-3:1985 „Építési kőanyagok időállóságvizsgálata. Szulfátos kristályosítás” MSZ 18291:1978 „Zúzottkő” MSZ 18293:1979 „Homok, homokos kavics és kavics” MSZ 4715:1955 „Megszilárdult beton vizsgálata” MSZ 4715:1961 „Megszilárdult beton vizsgálata” MSZ 4715-3:1972 „Megszilárdult beton vizsgálata. Hidrotechnikai tulajdonságok” MSZ 4719:1958 „A betonok fajtái és jelölésük” MSZ 4798-1:2004 „Beton. 1. rész: Műszaki feltételek, teljesítőképesség, készítés és megfelelőség. Az MSZ EN 206-1 és alkalmazási feltételei Magyarországon” MSZ CEN/TS 12390-9:2007 „A megszilárdult beton vizsgálata. 9. rész: Fagyállóság. Lehámlás”, Műszaki előírás, amely a prEN 12390-9:2002 szabványtervezetet felváltotta. MSZ EN 1097-6:2001 „Kőanyaghalmazok mechanikai és fizikai tulajdonságainak vizsgálata. 6. rész: A testsűrűség és a vízfelvétel meghatározása” MSZ EN 12350-7:2000 „A friss beton vizsgálata. 7. rész: Légtartalom. Nyomásmódszerek” MSZ EN 12371:2002 „Természetes építőkövek vizsgálati módszerei. A fagyállóság meghatározása” MSZ EN 12620:2003 „Kőanyaghalmazok (adalékanyagok) betonhoz”. A 2006 évi kiadás tartalmazza az EN 12620:2002/AC:2004 számú módosítást is. MSZ EN 13242:2003 „Kőanyaghalmazok műtárgyakban és útépítésben használt kötőanyag nélküli és hidraulikus kötőanyagú anyagokhoz” MSZ EN 1338:2003 „Beton útburkoló elemek. Követelmények és vizsgálati módszerek” MSZ EN 1339:2003 „Beton jádalapok. Követelmények és vizsgálati módszerek” MSZ EN 1340:2003 „Beton útszegélyelemek. Követelmények és vizsgálati módszerek” MSZ EN 1367-1:2007 „Kőanyaghalmazok termikus tulajdonságainak és időállóságának vizsgálata. 1. rész: A fagyállóság meghatározása” MSZ EN 1367-2:1999 „Kőanyaghalmazok termikus tulajdonságainak és időállóságának vizsgálati módszerei. 2. rész: Magnézium-szulfátos eljárás” MSZ EN 13687-1:2002 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. A hőmérséklet-változással kapcsolatos tűrőképesség (összeférhetőség) meghatározása. 1. rész: Fagyasztási-olvasztási ciklusok olvasztósó oldatba merítéssel” MSZ EN 13687-3:2002 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. A hőmérséklet-változással kapcsolatos tűrőképesség (összeférhetőség) meghatározása. 3. rész: Hőmérséklet-változási ciklusok olvasztósóoldat hatása nélkül” MSZ EN 1504-2:2005 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Fogalommeghatározások, követelmények, minőség-ellenőrzés és megfelelőségértékelés. 2. rész: A beton felületvédelmi rendszerei”

158/247


MSZ EN 1504-3:2006 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Fogalommeghatározások, követelmények, minőség-ellenőrzés és megfelelőségértékelés. 3. rész: Szerkezeti és nem szerkezeti javítás” MSZ EN 1542:2000 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. A tapadószilárdság meghatározása leszakítással” MSZ EN 1766:2000 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. Referenciabetonok vizsgálathoz” MSZ EN 206-1:2002 „Beton. 1. rész: Műszaki feltételek, teljesítőképesség, készítés és megfelelőség” MSZ EN 480-11:2006 „Adalékszerek betonhoz, habarcshoz és injektálóhabarcshoz. Vizsgálati módszerek. 11. rész: A megszilárdult beton légbuborék-jellemzőinek meghatározása” MSZ EN 934-2:2002 „Adalékszerek betonhoz, habarcshoz és injektálóhabarcshoz. 2. rész: Betonadalékszerek. Meghatározások, követelmények, megfelelőség, jelölés és címkézés” MSZ-07-3114:1991 „Útépítési zúzott kőanyag”, Közlekedési ágazati szabvány ÖNORM B 4710-1:2007 „Beton – Festlegung, Herstellung, Verwendung und Konformitätsnachweis”, az ÖNORM EN 206-1 európai szabvány osztrák nemzeti alkalmazási dokumentuma Pade, C., Jakobsen, U. H., Elsen, J. (2002), „A New Automatic Analysis System for Analyzing the Air Void System in Hardened Concrete”, Proceedings of the International Cement Microscopy Association, pp. 204-213., ed. Jany, L, and Nisperos, A., San Diego, Palotás L. (1952), „Minőségi beton”, Közlekedés- és Mélyépítéstudományi Könyv- és Folyóiratkiadó Vállalat, Budapest prEN 12390-9:2002 „Testing hardened concrete – Part 9: Freeze-thaw resistance – Scaling”, ill. „Prüfung von Festbeton, Teil 9: Frost- und Frost- Tausalz-Widerstand, Abwitterung” prEN 1367-6:2006 „Tests for thermal and weathering properties of aggregates – Part 6: Resistance to freezing and thawing in the presence of salt”, ill. „Prüfverfahren für thermische Eigenschaften und Verwitterungsbeständigkeit von Gesteinskörnungen – Teil 6: Beständigkeit gegen Frost-Tau-Wechsel in der Gegenwart von Salz” Setzer, M. J. (1990), „Prüfung des Frost-Tausalz-Widerstandes von Betonwaren”, Universität GH Essen, Forschungsberichte aus dem Fachbereich Bauwesen Nr. 49. Setzer, M. J. (2000), „Die Mikroeislinsenpumpe – Eine neue Sicht bei Frostangriff und Frostprüfung”, fejezet a 14. Ibausil Konferencia kiadványában, 1. kötet., Weimar Setzer, M. J. (2002), „Frostschaden – Grundlagen und Prüfung”, Beton und Stahlbeton, 97. kötet, pp. 350-359. Setzer, M. J. (2004), „CIF Test – Testmethode zur Bestimmung des Frostwiderstands von Beton (CIF) – RILEM Recommendation TC 117-FDC: CIF-Test: Capillary suction, internal damage and freeze thaw test – Referenze method and alternative methods A and B”, Materials and Structures, Vol. 37., pp. 743-753. SS 137003:2002 „Betong – Användning av EN 206-1 i Sverige”, az SS-EN 206-1 európai szabvány svéd nemzeti alkalmazási dokumentuma Szabó J. (2006), „Az európai és a nemzetközi szabványosítás folyamatai”, Anyagvizsgálók Lapja, 1. szám, pp. 1-3. TL Beton-StB 07:2007 „Technische Lieferbedingungen für Baustoffe und Baustoffgemische für Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton”, a német Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen e. V. (Köln) útbeton műszaki szállítási feltételei TL Gestein-StB 04:2007 „Technische Lieferbedingungen für Gesteinskörnungen im Straßenbau”, a német Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen e. V. (Köln) útbeton adalékanyag műszaki szállítási feltételei 159/247


TP Gestein-StB:2008 „Technische Prüfvorschriften für Gesteinskörnungen im Straßenbau”, a német Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen e. V. (Köln) útépítési kőanyag vizsgálati előírása Ujhelyi J. (2005), „Beton-ismeretek”, Műegyetemi Kiadó, Budapest ÚT 2-3.601:1998 „Útépítési zúzott kőanyagok”, Útügyi műszaki előírás ÚT 2-3.601:2006 „Útépítési zúzottkövek és zúzottkavicsok”, Útügyi műszaki előírás ÚT 2-3.601-1:2008 „Útépítési zúzottkövek és zúzottkavicsok. 1. rész: Kőanyaghalmazok utak, repülőterek és más közforgalmi területek aszfaltkeverékeihez és felületi bevonataihoz”, Útügyi műszaki előírás ÚT 2-3.601-2:2009 „Útépítési zúzottkövek és zúzottkavicsok. 2. rész: Kőanyaghalmazok út-, pálya- és hídbetonokhoz”, Útügyi műszaki előírás Zement Taschenbuch (2002), Verein Deutscher Zementwerke e. V., Düsseldorf

160/247


8. Beton vízzárósági vizsgálatai (Dr. Borosnyói Adorján, Dr. Kausay Tibor)

A vízzáróság vizsgálattal kapcsolatban érdemes felidézni Pogány Béla (krakkói műszaki egyetemi tanár) 1957-ben megjelent könyvének két ábráját, amelyeken látni, hogy – ellentétben egykori hazai előírásainkkal és a mai európai vizsgálati szabvánnyal – a víznyomás a henger alakú próbatest teljes felületére hat, és ezért a vízáram egyenes irányú (8.1 ábra). Dombi József az 1969-ben hasonló elven készített vízzáró berendezést, amelynek makettjét a 8.2 ábrán mutatjuk be. A vízzáróságot egykor az MNOSZ 934:1949 és MNOSZ 934:1951, majd az MSZ 4715:1955 szabvány szerint vizsgálták. E szabványok szerint a 40 mm-nél nem nagyobb legnagyobb szemnagyságú betonok vízzáróság vizsgálatát 200·200·120 mm méretű próbatesteken végezték, ennél nagyobb legnagyobb szemnagyság esetén a próbatestek mérete 400·400·200 mm volt. A próbatest rendszerint álló helyzetben készült, fekvő helyzetben akkor készítették, ha az építménynél fellépő víznyomás iránya a beton bedolgozásának irányával azonos. A 24 órás korban kizsaluzott, vizsgálati oldalán drótkefével felérdesített próbatestet legalább 28 napos korig (a vizsgálat megkezdéséig) nedves ruhával letakarva, 20±3 °C hőmérsékleten, léghuzatmentes helyen tárolták. Ha az építmény betonjának tárolási körülményei eltértek ettől az előírástól (pl. hőszilárdítás esetén), akkor az építménynél alkalmazott módon kezelték és tárolták a próbatesteket. A vizsgálat megkezdése előtt a próbatestet fémdobozba helyezték, a próbatest és a doboz fala közötti hézagot tömítették (8.3 ábra). A víznyomást a kis próbatesten 100 mm átmérőjű, a nagy próbatesten 150 mm átmérőjű körfelületen működtették. A próbatestet 48 órán át 1 att, ezt követően 24 órán át 3 att, és további 24 órán keresztül 7 att víznyomásnak vetették alá (hasonlóan az akkori DIN 1048 szabvány előírásához). Szükség esetén további nyomásfokozatot is előírhattak. Ezeket a nyomásfokozatokat az MSZ 4715:1955 szabvány (és az előzmény szabványok) eredeti előírását érvénytelenítve a később megjelent MSZ 4719:1958 szabványban 1 att, 2 att, 4 att, 8 att nyomásfokozatra változtatták, de ezt a változást az MSZ 4715:1961 szabványba érdekes módon nem vezették át, hanem abban továbbra is az 1 att, 3 att, 7 att víznyomásról intézkedtek. Az MSZ 4715 szabvány 1961 évi kiadása a vízzáróság tekintetében az 1955 évi kiadással, sőt az MNOSZ 934:1949 és MNOSZ 934:1951 szabvánnyal szinte szó szerint megegyezik. Az MNOSZ 934:1949, MNOSZ 934:1951, MSZ 4715:1955 és MSZ 4715:1961 szabvány szerinti vizsgálattal azt a víznyomást határozták meg, amelynél a megfigyelő felületen nedvesség mutatkozott, és vízáteresztés esetén minden nyomási fokozatban mérték az átszivárgott vízmennyiséget g/cm2-ben. Ha a beton vízzáróságának megállapítása egy előírt nyomásfokozatra vonatkozott, akkor az előírt víznyomásnak 48 óráig alávetett próbatestet kettétörve megmérték a vízbehatolás mélységét. Érdekes az MSZ 4720:1961 szabvány előírása, amely szerint három próbatest vizsgálatával 50 m3 betonkeveréket minősítettek. Ha a vízzáró szerkezet vastagsága nem volt nagyobb, mint 40 cm, akkor a vízzárósági osztályt a legkevésbé vízzáró próbatest vizsgálati eredményéből, ha nagyobb volt és a vizsgálati eredmények legfeljebb ± 20 %-kal tértek el az átlagtól, akkor a vízzárósági osztályt a vizsgálati eredmények átlagából határozták meg. A megszilárdult beton vizsgálatára vonatkozó MSZ 4715:1961 szabványt mintegy tíz év múlva váltotta fel az MSZ 4715-3:1972 szabvány. A vízzáróság vizsgálata az MSZ 47153:1972 szabvány szerint lényegében azonos az MSZ 4715:1961 szabványban leírt módszerrel, de az MSZ 4715-3:1972 szabvány a legfeljebb 32 mm legnagyobb szemnagyságú betonok esetére a 200·200·120 mm méretű próbatesteken kívül megengedte a 150 mm átmérőjű és 120 mm magas próbahengerek, a 32 mm-nél nagyobb legnagyobb szemnagyság esetére a 300·300·150 mm méretű próbatestek és a 250 mm átmérőjű és 150 mm magas próbahengerek vizsgálatát is. A próbatesteket a korábbi előírásokkal ellentétben nem helyezik fémdobozba, hanem két fej közé szorították (8.4 és 8.5 ábra). 161/247


8.1 ábra: Pogány Béla vízzáróság vizsgáló berendezése (1957)

8.2 ábra: Dombi József vízzáróság vizsgáló berendezésének makettje (1969)

162/247


8.3 ábra: Vízzáróság vizsgálati próbatest helyzete az MSZ 4715:1955 és MSZ 4715:1961 szabvány szerinti vízzáróság vizsgáló berendezésben

8.4 ábra: MSZ 4715-3:1972 szabvány szerinti vízzáróság vizsgáló berendezés

8.5 ábra: Vízzáróság vizsgáló berendezés fényképe Palotás László: „Mérnöki szerkezetek anyagtana” c. könyvének 3. kötetében (1980)

163/247


Vízbehatolás mélysége, mm

Az MSZ 4715-3:1972 szabvány szerint – követve az MSZ 4719:1958 szabványban előírtakat – „a próbatesteket 48 órán át 10 N/cm2 (1 bar ~ 1 att), ezt követően 24 óránként – a nedves folt megjelenéséig – megkétszerezve 20, 40, 80, 160 N/cm2 (2, 4, 8, 16 bar) túlnyomásnak kell alávetni. Az előírt nyomásfokozatokat – a nyomókamrában mérve – ±3% pontossággal kell betartani. Óránként ellenőrizni kell a vízfogyasztást, és meg kell vizsgálni, hogy a próbatest alsó felületén észlelhető-e nedves folt. A nedves folt megjelenésekor az alsó gyűjtőedényt, ha az eddig nem volt felszerelve, vízzáróan a próbatest vízzáró burkához kell rögzíteni. A nedves folt megjelenésekor ható nyomást további 24 órán át kell működtetni, és a vízfogyasztást a nedves folt megjelenésétől számított 2, 6, 12, 18 és 24 óra múlva kell a vízmérőkön leolvasni.” Az MSZ 4715-3:1972 szabvány szerint „a vizsgálat befejezése után az alsó vízgyűjtő edényben levő vizet a próbatest alsó felületéről hozzácseppentett vízcseppekkel együtt 0,1 g pontosságra kell megmérni. A próbatestet a vizsgálat után a víznyomás irányával párhuzamosan (lehetőleg középen) azonnal el kell hasítani az MSZ 4715-4:1972 szerint. Meg kell figyelni a hasított felületen a próbatest belsejének állapotát és a nedvesített felület alakját. Ha a vizsgálat folyamán a legnagyobb nyomásfokozatnál sem keletkezett vízátszivárgás, akkor ezt a fokozatot 24 órán át kell működtetni a próbatestre, azután az előző bekezdésben leírtaknak megfelelően el kell hasítani és meg kell határozni a nedvesített felület alakját és nagyságát.” Az MSZ 4719:1982 szabvány melléklete a vízzáróság vizsgálatot az MSZ 4715-3:1972 szabványhoz nagyon hasonlóan szabályozta. A próbatesteket 48 órán át 1 bar, ezt követően 24 órán át 2 bar, majd 24 órán át az előírt vízzárósági fokozatnak megfelelő nyomáson (4 bar, 6 bar vagy 8 bar) kellett tartani. Az előírt víznyomás fokozaton a vízbehatolás mértéke egyik próbatesten sem érhette el a 40 mm-t. A próbatestet a vízzáróság vizsgálat után azonnal, a víznyomás irányával párhuzamosan, lehetőleg középen el kellett hasítani, és a vízbehatolás legnagyobb mélységének mm pontosságú megmérésén kívül fel kellett rajzolni a nedvesített felület alakját (8.6 ábra). Ha a próbatest vizet engedett át, akkor ketté kellett hasítani, és ha az átszivárgást durva hiba okozta, akkor a vizsgálati eredményt figyelmen kívül kellett hagyni. 0

5

8

8 10

8

8

6

4

0

0

0 20 40 60 80 100 120 0

50 100 150 Próbatest alaphossza, mm

200

8.6 ábra: A vízbehatolás mélységének rajza

Az MSZ 4715-3:1972 szabvány és az MSZ 4719:1982 szabvány melléklete szerinti vízzárósági vizsgálatot MSZ EN 12390-8:2001 (ma MSZ EN 12390-8:2009) szabvány szerinti vizsgálat váltotta fel (8.7 ábra).

164/247


8.7 ábra: Korszerű vízzáróság vizsgáló berendezés a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék laboratóriumában

A beton vízzáróságát az MSZ EN 12390-8:2009 szabvány szerint, legalább 28 napos korú, kizsaluzástól végig víz alatt tárolt próbatesten, 75 mm átmérőjű körfelületen 72 ± 2 órán át ható 5 bar (0,5 ± 0,05 N/mm2) állandó víznyomáson kell vizsgálni. A próbatest víznyomásra merőleges, tehát vizsgált oldalának hossza vagy átmérője legalább 150 mm, magassága legalább 100 mm legyen, következésképpen az európai vízzáróság vizsgálatot a Magyarországon szokásos 200·200·120 mm méretű próbatesten is el lehet (el szabad) végezni, de ugyanígy alkalmas a 150 mm élhosszúságú szabványos próbakocka is (MSZ 4798-1:2004). Minthogy a víznyomásnak kitett felület átmérője megközelítőleg fele akkora kell legyen, mint a próbatest víznyomásra merőleges mérete, következik, hogy ha a próbatest mérete 200·200·120 mm, akkor 100 mm átmérőjű körfelületen is szabad az 5 bar víznyomást alkalmazni, de ebben az esetben a vizsgálati jegyzőkönyvben a próbatest méretét és a vízzel nyomott körfelület átmérőjét is meg kell adni (MSZ 4798-1:2004). A próbatest víznyomásnak kitett felületét közvetlenül a kizsaluzás után drótkefével fel kell érdesíteni. A visszavont MSZ 4798-1:2004 szerint Magyarországon szabad a vízzárósági próbatestet vegyesen, azaz a kizsaluzástól 7 napos korig víz alatt, utána laborlevegőn tárolni - ha ebben előzetesen írásban megállapodás születik -, de ebben az esetben a vizsgálati jegyzőkönyvben a tárolás módját (vegyesen tárolva) is meg kell adni. A végig víz alatt tárolt próbatesteken – a vegyesen tároltakéhoz képest – a jobb hidratáció és a kisebb zsugorodás folytán kisebb vízbehatolási mélység várható. Ha a beton a homogén cementnél lassabban szilárduló heterogén cementtel készül, akkor a végig víz alatt tárolt próbatestek vizsgálati eredményeit ajánlott mértékadónak tekinteni. A vízzáróság vizsgáló berendezésbe a próbatestet a víznyomásnak kitett felületével lefele kell elhelyezni, így jól megfigyelhető, ha a felső felületen víz jelenik meg. 165/247


Közvetlenül a vizsgálat végén a berendezésből kivett próbatest víznyomásnak kitett oldalát le kell itatni, és a próbatestet a víznyomásnak kitett felületére fektetve függőlegesen ketté kell hasítani. Miután a hasított felület annyira megszikkadt, hogy a vízbehatolás határát jól meg lehet figyelni, a legnagyobb vízbehatolás mértékét mm pontossággal meg kell mérni. A vízzáróság vizsgálathoz 100 m3 beton-térfogatonként legalább 1 db, de tételenként legalább 3 db próbatestet kell készíteni és a tétel jellemzésére értékelni. A vízzáróság fogalmának és vizsgálatának régi és új értelmezését a 8.8 ábrán vetjük össze.

8.8 ábra: A vízzáróság fogalmának és vizsgálatának régi (MSZ 4715-3:1972) és új (MSZ EN 12390-8:2001, illetve MSZ EN 12390-8:2009) értelmezése.

A vízzáróság vizsgálatát Németországban Otto Graf és Alfred Hummel idejében az akkor érvényes a DIN 1048 szabvány („Bestimmungen für Betonprüfungen bei Ausführung von Bauwerken aus Beton und Stahlbeton”) szerint, azt megelőzően a DIN Vornorm 4029 előszabvány („Richtlinien für die Prüfung von Beton auf Wasserdurchlässigkeit”) szerint végezték. Később a DIN 1048-1:1978 szabvány volt érvényes, amely szerint a vízzáróságot általában 28 napos korú, 200·200·120 mm méretű próbatesten vagy Ø150·120 mm méretű próbakorongon vagy 200 mm méretű próbakockán, esetleg 300 mm méretű próbakockán vagy 300 mm alapélű vagy átmérőjű, a legnagyobb szemnagyság négyszeresének megfelelő magasságú próbatesten vizsgálták. Kizsaluzás után a víznyomásnak kitett általában 100 mm átmérőjű, a 300 mm méretű próbatestek esetén 150 mm átmérőjű körfelületet drótkefével feldurvították, a felület körfelületen kívüli részét kétrétegű cementpéppel simították le, majd a próbatestet víz alatt tárolták. A vizsgálat során 48 órán át 1 bar, azután 24 órán át 3 bar, majd újabb 24 órán át 7 bar víznyomást alkalmaztak. Vizsgálati eredmény a három próbatesten mért legnagyobb vízbehatolás mélységének átlaga volt. A napjainkban is érvényes német DIN 1048-5:1991 szabvány szerint a vízzáróságot 32 mm legnagyobb szemnagyságig általában 3 darab, 200·200·120 mm méretű próbatesten vagy 200 mm méretű próbakockán vagy Ø150·120 mm méretű próbakorongon vizsgálják. A vizsgálatot akkor szabad 150·150·120 mm méretű próbatesten vagy 150 mm méretű próbakockán végezni, ha a próbatest legkisebb mérete a legnagyobb szemnagyságnak 166/247


legalább négyszerese. Ha a legnagyobb szemnagyság 32 mm-nél nagyobb, akkor a próbatest alapéle, illetve átmérője 300 mm, magassága legalább 120 mm, illetve a legnagyobb szemnagyságnak legalább négyszerese. A víznyomás a 150 mm vagy 200 mm alapélű, illetve átmérőjű próbatestet 100 mm átmérőjű körfelületen, a 300 mm alapélű, illetve átmérőjű próbatestet 150 mm átmérőjű körfelületen terheli. A próbatestet kizsaluzás után – miután vizsgálati körfelületét drótkefével felérdesítették – azonnal (20±2) °C hőmérsékletű víz alá helyezik, majd legalább 28 napos, de 35 napnál nem idősebb korában, nedves állapotban, 3 napon át 0,5 N/mm2 (5 bar) víznyomással terhelik. Közvetlenül a vizsgálat után a próbatestet elhasítják, és 5-10 perc száradási idő után meghatározzák a nedvesített felület alakját, továbbá a legnagyobb vízbehatolás mélységét mm pontosan. Vizsgálati eredmény a három próbatesten mért legnagyobb vízbehatolás mélységének átlaga. Németországban a beton folyadékzáróságát a „DAfStb Wassergefährdende Stoffe” irányelv „A.2” melléklete szerint, a szálerősítésű betonét az „A.3” melléklete szerint, a megrepesztett betonét az „A.5” melléklete szerint kell vizsgálni. A vizsgálathoz 320 kg/(beton m3) CEM I 32,5 R vagy CEM III/A 32,5 cement-tartalmú, 0,5 víz-cement tényezőjű referencia beton próbatestet is készítenek. A betonból 3 db 150 mm méretű próbakockát kell készíteni, műanyag-fóliába csomagolva 20 °C hőmérsékleten kell tárolni, majd a próbakockákból 7 napos korban 80 mm vagy 100 mm átmérőjű, 120 mm magas hengert kell kifúrni. A hengert 56 napon át 20 °C hőmérsékletű, 65 % relatív páratartalmú klímatérben kell tárolni. A repedés nélküli próbahengert szoros illesztéssel fémhengerbe ragasztják, felső körlapjára 500 mm hosszú, skálával ellátott vizsgálócsövet ragasztanak, amelyet 400 mm magasan vizsgálati folyadékkal feltöltenek. A folyadék feltöltése után 72 órával a próbahengert a fémhengerből kiszabadítják, elhasítják, és a folyadékbehatolás mélységét meghatározzák. A mesterségesen megrepesztett próbatest folyadékbehatolásának mélységét általában 0,10 mm-re és 0,25 mmre beállított repedéstágasság mellett mérik. A repedések injektálására szolgáló anyag alkalmasságának vizsgálati módszerét az MSZ EN 14068:2004 szabvány írja le. A vizsgálathoz MSZ EN 1766:2000 szerinti referenciabetonból (150 ± 2) mm átmérőjű, (100 ± 2) mm magas próbahengert kell készíteni, hosszában ketté kell hasítani, a két félhengert távolságtartóval (1 ± 0,2) mm széles hézagot képezve egymáshoz rögzíteni kell, a hézagot a palástmentén szigetelni kell, és a próbatestet forró elasztomerbitumennel körbeöntve a vizsgáló formába kell helyezni. A próbatestet (48 ± 4) órán át (21 ± 2) °C hőmérsékleten és (60 ± 10) % relatív páratartalom mellett klimatizálni kell, de a repedés lehet nedves vagy vizes vagy vízzel teli. A hézagot ki kell injektálni, a próbatestet 7 napon át (21 ± 2) °C hőmérsékleten és (60 ± 10) % relatív páratartalom mellett kell tárolni. A víznyomást alulról felfelé 7-7 napig kell a próbatestre a legnagyobb nyomás 25, 50, 75 és 100 %-os fokozatán működtetni. Ha a 25 és 50 %-os fokozaton szivárgás jelentkezik, akkor az injektáló anyag a vizsgálatot nem állta ki. Hivatkozások Blessing, E. (2008), „Ausführung, Instandhaltung und Sanierung mit Beschichtungssystemen”, Gewässerforum in Hildesheim DAfStb Wassergefährdende Stoffe (2004), „Richtlinie für Betonbau beim Umgang mit wassergefährdenden Stoffen”, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Beuth Verlag GmbH, Berlin DAfStb WU-Richtlinie (2003), „Wasserundurchlässige Bauwerke aus Beton”, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Beuth Verlag GmbH, Berlin DIN 1045-1:2008 „Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion” DIN 1045-3:2008 „Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 3: Bauausführung”

167/247


DIN 1048-1:1978 „Prüfverfahren für Beton. Frischbeton, Festbeton, gesondert hergestellte Probekörper” DIN 1048-5:1991 „Prüfverfahren für Beton. Festbeton, gesondert hergestellte Probekörper” Dombi J. (1969), „Vízzáró beton”, SZIKKTI 29. sz. tudományos közleménye, ÉTK. Budapest Erläuterungen zur DAfStb-Richtlinie Wasserundurchlässige Bauwerke aus Beton (2006), Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Heft 555., Beuth Verlag GmbH, Berlin Freimann, Th. (2006), „Wasserundurchlässige Betonbauwerke”, Zement Merkblatt Hochau, Beton, www.vdz-online.de Graf, O. (1950), „Die Eigenschaften des Betons. Versuchsergebnisse und Erfahrungen zur Herstellung und Beurteilung des Betons”, Springer Verlag OHG, Berlin/Göttingen/Heidelberg Hajós György (2004), „Zielinski Szilárd”, Logod Bt., Budapest Határozatok (1909), „Határozatok a trasznak szállítására és megvizsgálására”, Magyar Mérnök- és Építész-Egylet (lásd Lampl – Sajó 1914) Hummel, A. (1959), „Das Beton-ABC. Ein Lehrbuch der Technologie des Schwerbetons und des Leichtbetons” 12. kiadás. Verlag von Wilhelm Ernst & Sohn, Berlin Kausay T. (2009), „Betonok környezeti osztályai”, Beton, XVII. évf. 7-8. szám, pp. 3-8. Lampl H. – Sajó E. (1914), „A beton”, Pátria Irodalmi Vállalat és Nyomdai Részvénytársaság, Budapest Lohmeyer, G. – Ebeing, K. (2009), „Weiße Wannen einfach und sicher”, Verlag Bau+Technik GmbH, Düsseldorf ME-19-63:1964 „Műszaki előírás beton és vasbeton készítésére” MÉASZ ME-04.19:1995 „Beton és vasbeton készítése. 8. fejezet. Vízzáró betonok”. Műszaki előírás Mihálik J. (1860), „Praktische Anleitung zum Béton-Bau für alle Zweige des Bauwesens”, Zweite Auflage. Theobald Grieben, Berlin MNOSZ 934:1949 „Beton és alapanyagainak vizsgálata” MNOSZ 934:1951 „Beton és alapanyagainak vizsgálata” Mörsch, E. (1908), „Der Eisenbetonbau, seine Theorie und Anwendung”, Verlag von Konrad Wittwer, Stuttgart MSZ 15033:1964 R „Beton- és vasbeton terminológia” MSZ 18288-2:1984 „Építési kőanyagok szemszerkezeti és szennyeződési vizsgálata. Szemmegoszlás vizsgálata ülepítéssel” MSZ 4715:1955 „Megszilárdult beton vizsgálata” MSZ 4715:1961 „Megszilárdult beton vizsgálata” MSZ 4715-3:1972 „Megszilárdult beton vizsgálata. Hidrotechnikai tulajdonságok” MSZ 4715-4:1972 „Megszilárdult beton vizsgálata. Mechanikai tulajdonságok roncsolásos vizsgálata” MSZ 4719:1958 „A betonok fajtái és jelölésük” MSZ 4719:1982 „Betonok” MSZ 4720:1961 „A betonok minőségi követelményei és minősítésük” MSZ 4737-1:2002 „Különleges cementek. 1. rész: Szulfátálló cementfajták” MSZ 4798-1:2004 „Beton. 1. rész: Műszaki feltételek, teljesítőképesség, készítés és megfelelőség. Az MSZ EN 206-1 és alkalmazási feltételei Magyarországon” MSZ EN 12350-7:2000 „A friss beton vizsgálata. 7. rész: Légtartalom. Nyomásmódszerek” MSZ EN 12390-8:2009 „A megszilárdult beton vizsgálata. 8. rész: A vízzáróság vizsgálata” MSZ EN 14068:2004 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. A betonban lévő kiinjektált, nem mozgó repedések vízzáróságának meghatározása” MSZ EN 1766:2000 „Termékek és rendszerek a betonszerkezetek védelmére és javítására. Vizsgálati módszerek. Referenciabetonok vizsgálathoz” 168/247


MSZ EN 197-1:2000 „Cement. 1. rész: Az általános felhasználású cementek összetétele, követelményei és megfelelőségi feltételei” MSZ EN 1992-1-1:2005 „Eurocode 2: Betonszerkezetek tervezése. 1-1. rész: Általános és az épületekre vonatkozó szabályok” MSZ EN 206-1:2002 „Beton. 1. rész: Műszaki feltételek, teljesítőképesség, készítés és megfelelőség” MSZ EN 934-2:2009 „Adalékszerek betonhoz, habarcshoz és injektálóhabarcshoz. 2. rész: Betonadalékszerek. Meghatározások, követelmények, megfelelőség, jelölés és címkézés”. Előzményei: MSZ EN 934-2:2002 és MSZ EN 934-2:2001/A2:2006 MSZ ENV 13670-1:2000 „Betonszerkezetek kivitelezése. 1. rész: Általános előírások” Nendtvich (máshol Nendtwich) G. (1889), „A hydraulikus kötőanyagok és a hazai cementek és cementgyárak”, Magyar Mérnök- és Építész-Egylet Közlönye, pp. 89-105. Palotás L. – Balázs Gy. (1980), „Mérnöki szerkezetek anyagtana 3. Beton-Habarcs-KerámiaMűanyag”, Akadémiai Kiadó, Budapest Palotás L. (1952), „Minőségi beton”, Közlekedés- és Mélyépítéstudományi Könyv- és Folyóiratkiadó Vállalat, Budapest Palotás L. (1959), „Építőanyagok I.”, Akadémiai Kiadó, Budapest Palotás L. (1961), „Építőanyagok II.”, Akadémiai Kiadó, Budapest Palotás L. (1979), „Mérnöki szerkezetek anyagtana 1. Általános anyagismeret”, Akadémiai Kiadó, Budapest Pogány B. (1957), „A nagyszilárdságú beton néhány problémája”, Akadémiai Kiadó, Budapest Sajó-feltételek (1913), „A Sajó folyó tiszai torkolatától Miskolczig terjedő szakaszán vállalati úton létesítendő csatornázási munkálatokra vonatkozó részletes építési feltételek”, Földmívelésügyi Minisztérium (lásd Lampl – Sajó 1914) Springenschmid, R. (2007), „Betontechnologie für die Praxis”, Bauwerk Verlag GmbH, Berlin

169/247


9. Repedéstágasság a beton elem felületén, illetve az acélbetét felületén (Dr. Borosnyói Adorján)

A vasbeton szerkezetekben húzás, illetve hajlítás hatására kialakuló repedések nagy hatást gyakorolnak a szerkezeti viselkedésre. Ez kihat a szerkezetek tartósságára, de a használhatósági és teherbírási határállapotokra is hatással lehet. Ha a használhatósági határállapotot (SLS) vizsgáljuk, akkor ki kell emelnünk a deformációk növekedését, amelyet a repedések kialakulása miatt bekövetkező merevség csökkenés okoz, illetve a repedéseken át bejutó víz és oxigén jelentőségét, amely a betonacélok korrózióját elősegítheti. A repedéseken esetlegesen átszivárgó víz szintén okozhat funkcionális és esztétikai problémákat. A repedések kialakulásának következményei a szerkezetek élettartamát csökkentik, ezért a vasbeton szerkezetek tervezési eljárásai a repedéstágasságok korlátozását kiemelt feladatként tartalmazzák. Sok tanulmány foglalkozik kiemelten a repedéstágasságnak a bebetonozott betonacélok korróziójára gyakorolt hatásával is. E tanulmányok közös megállapítása azonban mindössze annyi, hogy a bebetonozott betonacélok korróziójának mértéke látszólag független a beton külső felületén mérhető repedéstágasságtól, viszont a korróziós folyamat jelentősen felgyorsul klorid-ionok jelenlétében. A repedéstágasság és a repedéskép a betonfedésen belül általában különbözik a beton külső felületén megfigyelhetőtől, azonban ezzel a jelenséggel kevés kutató foglalkozott mélyrehatóan. Az esztétikai vagy funkcionális okokból meg nem engedhető repedések javítására számos módszer létezik. A módszerek attól függően változnak, hogy a szerkezet milyen funkciót lát el, a repedések mennyire befolyásolják a szerkezet várható élettartamát, illetve, hogy milyen típusú repedésről van szó (aktív-e a repedés, vagy tágassága nem változik). A javítási módszerek többnyire műgyantás injektálási eljárásokat alkalmaznak gravitációs elven vagy túlnyomással. Gyakorlati tapasztalataink és a szakirodalmi adatok alapján kijelenthető, hogy 0,05 mm-nél nagyobb repedéstágassággal rendelkező, nem aktív repedéseket epoxi bázisú injektálással sikeresen javíthatunk. Dinamikus terhelésű szerkezeti repedések esetén nem feltétlenül biztosítható a javítás sikere, mert a viszonylag rideg epoxi bázisú gyanták többnyire nem képesek felvenni azt a deformációt, amelyre szükség lenne. Elasztomer vagy poliuretán gyanták alkalmazásával találkozhatunk aktív repedések javításánál. Egy repedés biztonságos lezáráshoz azonban mindig szükséges, hogy a gyanta megfelelő vastagsággal rendelkezzen. A repedéstágasság és a tapadás alapösszefüggései A vasbeton szilárdságtanban általában azzal a feltételezéssel élünk, hogy a beton és a bebetonozott acélbetétek között tökéletes a tapadás, azaz a beton és az acélbetét között relatív elmozdulás nem alakul ki (vagyis c = s). Így egy vasbeton elem erőjátéka az adott keresztmetszetben statikai elven meghatározott igénybevételek és belső erők egyensúlyából közvetlenül számítható a szilárdságtani feltételezések figyelembe vételével. A tökéletes tapadásra vonatkozó feltevés azonban sok esetben túlzottan közelítő. A valóságban a beton és a bebetonozott betét érintkezési felületén kialakuló tapadás a két anyag között létrejövő relatív elmozdulás függvénye. A tapadást a két anyag között kapcsolati erők biztosítják, ezek nagysága arányos a terhelő erővel. Mivel a beton és a betonacél alakváltozóképessége eltérő, terhelés hatására relatív elmozdulások alakulnak ki a betét és az azt körülvevő beton között. Relatív elmozdulás alatt (s) a terheletlen állapotban egy síkba eső, de a terhelés hatására egymástól eltávolodó beton és acél keresztmetszetek elmozduláskülönbségét értjük. Egy  b együttdolgozó hossz mentén kialakuló relatív elmozdulás az acél és a beton fajlagos alakváltozások különbségének integrálja az  b hosszon:

170/247


b

s  u s x   u c x  

b

  x dx    xdx s

0

c

0

A tapadás, ill. a kapcsolati erők leírására a kapcsolati feszültséget (b), a térbeli tapadási feszültség vektor acélbetét tengelyével párhuzamos komponensét használjuk. A kapcsolati feszültség (b) elsősorban a relatív elmozdulás (s) függvénye. Ezt az összefüggést (a b-s diagramot) laboratóriumi módszerekkel, általában kihúzókísérlettel határozzuk meg. Ennek során regisztráljuk egy rövid szakaszon betonba ágyazott betét terhelt és terheletlen oldali relatív elmozdulását (s) a terhelőerő (F) függvényében. A kapcsolati feszültség (egyenletes eloszlást feltételezve) tetszőleges relatív elmozdulás mellett megkapható, ha az adott relatív elmozduláshoz tartozó terhelőerőt elosztjuk a betét és a beton névleges érintkezési hengerfelületével (Balázs, 1992):  b  s 

F s  b

A vasbeton anyagra vonatkozó kapcsolati feszültség – relatív elmozdulás (b-s) összefüggés jellegzetességeit a következőkben elsősorban a szakirodalmi adatok alapján foglaljuk össze (Reinhardt, Balázs, 1995). Bordás felületű betonacélra vonatkozó általános, sematikus kapcsolati feszültség – relatív elmozdulás (b-s) diagramot szemléltet a 9.1 ábra. Az együttdolgozási mechanizmus négy szakaszra bontható. I. Az adhézióból (a beton és az acél között meglévő fiziko-kémiai kötésből) származó kapcsolati feszültség (b0) zérus relatív elmozduláshoz tartozik. II. Az acélbetét bordáinak betonhoz feszüléséből („nekitámaszkodás”) származó kapcsolati feszültség a növekvő relatív elmozdulásokkal (nemlineárisan) arányosan nő. A bordák környezetében a betonban mikro-repedések alakulnak ki. A kapcsolati feszültség legnagyobb értéke a kapcsolati szilárdság (b,max). III. Az acélbetét bordái közé ékelődő beton „fogak” fokozatos elnyíródása közben a kapcsolati feszültség a növekvő relatív elmozdulásokkal (nemlineárisan) arányosan csökken. IV. A beton „fogak” elnyíródását követően az acélbetét a betonból kihúzódik: állandó kapcsolati feszültség (br) mellett a relatív elmozdulások korlátlanul növelhetők. A vasbeton anyag esetén a tapadás megszűnése, az együttdolgozás tönkremenetele, a betonszilárdság lokális kimerülésének a következménye. Az együttdolgozás tönkremenetelekor az acélbetétek felülete nem károsodik. A kialakuló kapcsolati feszültségek, a kapcsolati szilárdság és a relatív elmozdulások a beton nyomószilárdságának és az acélbetét bordázat geometriájának a függvénye. Szakirodalmi források általában a következő alakban adják meg a kapcsolati szilárdság (τb,max) és a maradó kapcsolati feszültség (τbr) értékét: b , max  k1  f cm br  k 2  b, max

ahol k1 és k2 az acélbetét bordázat geometriájától függő állandók.

171/247


τb (N/mm2) kapcsolati feszültség τb

τb,max

s terhelt oldal

terheletlen oldal

I. τb0

τbr

II.

III.

IV. relatív elmozdulás, s (mm)

9.1 ábra. Bordás felületű betonacél sematikus b-s ábrái (Borosnyói, 2010)

Vasbeton szerkezeteknél az együttdolgozás leírható egy másodrendű differenciálegyenlettel (elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete), melynek megoldása a relatív elmozdulások megoszlását szolgáltatja eredményül. A relatív elmozdulásokból a kapcsolati feszültségek előállíthatók, tetszőleges kapcsolati törvény felhasználásával. A kapcsolati feszültségekből egyensúlyi kijelentés alapján - megkapjuk a betétben ébredő feszültség eloszlását, valamint egy adott feszültséghez tartozó lehorgonyozási hosszat (Balázs, 1993; CEB, 1998). Az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete (a levezetés mellőzésével) a következő alakú: d 2 s x  K   b s x   0 dx 2 ahol a K együttható: K 

Es  s(x) e s,ef



4 1   e  s,ef



Es az alkalmazott betét rugalmassági modulusa a betét átmérője z ismeretlen függvény, a relatív elmozdulások megoszlása a betét mentén a betét és a beton rugalmassági modulusának hányadosa (=Es/Eci) a hatékony vasszázalék (=As/Ac,ef) amelyben: Ac,ef = 2,5(h-d)b  (h-x)/3 a hatékony húzott betonzóna

A kapcsolati törvény lehet például a CEB-FIB Model Code 1990 szerint is javasolt Bertero, Popov és Eligehausen modell:  s   b   bu    sm  ahol

bu sm 



a kapcsolati szilárdság a relatív elmozdulás a kapcsolati szilárdságnál kísérleti állandó (0 <  < 1), bordás acélbetétre általában  = 0,40 172/247


Így a differenciálegyenlet megoldása: 1

2  2 bu 1   e s.ef 1    2  1 1    sx   x E s s m 1     

A kapcsolati feszültségek megoszlása behelyettesítéssel kapható meg: 

 s x    b  x   bu    bu sm  sm 

egyszerűen



a

kapcsolati

törvénybe

való





 2 bu 1   e  s,ef 1    2  1 2    x 1 E s s m 1       

A betét feszültségének megoszlása megkapható egy elemi szakasz egyensúlyi kijelentéséből: a kapcsolati feszültség megváltozása egyenlő a betét feszültségének megváltozásával az elemi (dx) szakasz mentén:  b  x dx 

2  d s  x 4

 s  x 





4 



   xdx b



2 1  1  1  4 bu 1    2 bu 1   e  s,ef 1     1  1     s  x  x D x        s m 1    E s s m 1     

Ebből tetszőleges s értékre a lehorgonyzási hossz: 1 

   1  b   s  D

[mm]

Bebetonozott betonacélok felületén kialakuló repedéstágasság mértékét szintén az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenletéből kaphatjuk meg (Balázs, 1992). A repedésképződés a beton lokális tönkremenetele amely akkor jön létre, amikor a szerkezet igénybevételei vagy belső erői meghaladják a beton húzószilárdságát. A repedések megjelenését követően a beton- és acélnyúlások egyenlősége a repedések környezetében nem áll fenn. A megnyúlások különbsége relatív elmozdulásokat, ezáltal a repedések megnyílását eredményezi. A repedéstágasság nem más, mint egy repedés mellett két irányban kialakuló relatív elmozdulások összege, azaz az acélbetét helyi kihúzódása a beton keresztmetszetből. Ha a repedések egymástól mért távolságát az elem mentén egyenletesnek tekintjük (jelöljük sw-vel), akkor a repedéstágasság (az acélbetétek felületén értve) a relatív elmozdulás definíciójának értelmében a következő integrál-kifejezés (Balázs, 1993): sw

w

  (x)   (x) dx  s  s s

c

1

2

0

173/247


Amennyiben a kapcsolati feszültségeket elhanyagoljuk, a repedéstágasság egyszerűen a konstansnak feltételezett acél megnyúlás integráljaként számítható: sw

w



 sm dx  s w 

0

 sm Es

Egy szerkezeti elem repedezettségi állapota jellemezhető a repedésképpel, a repedések egymástól mérhető távolságával (sw), a repedések mélységével és a repedéstágassággal (w). A repedésképen belül megkülönböztethetünk kezdeti- és állandósult repedésképet (CEB-FIP 1993). A kezdeti repedéskép a vasbeton elem alacsony terhelés melletti azon állapota, amikor már vannak repedések a tartón, de ezek száma kicsi, távolságuk az adott terheléshez tartozó lehorgonyzási hossz kétszeresénél nagyobb, így a tartónak van olyan szakasza, amely mentén a betét és a környező beton között a kapcsolati feszültség zérus. A repedéskép akkor tekinthető állandósultnak, ha a terhelés növelésével a repedések száma nem, csak tágasságuk nő. Ilyenkor a repedések távolsága kisebb, mint az adott terheléshez tartozó lehorgonyzási hossz kétszerese, így a tartónak nincs olyan szakasza, amely mentén a betét és a környező beton között a relatív elmozdulás zérus. A repedéstágasságot befolyásoló legfontosabb tényezők a betét átmérője, felületi kialakítása, rugalmassági modulusa, valamint a terhelés módja (tartós, ismétlődő, stb.), intenzitása, a betonfedés mértéke és a betét körüli hatékony húzott betonzóna nagysága. A repedéskép kialakulását alapvetően a betétek együttdolgozása határozza meg. Minél jobb az együttdolgozás, azaz minél rövidebb hosszon épül fel a húzott betonzónában a beton húzószilárdságát elérő feszültség, annál sűrűbb a repedéshálózat, így várhatóan annál kisebbek a repedéstágasságok. Kevesebb repedés esetén ugyanis a hajlított tartóelem elfordulásai a repedésekben koncentrálódnak, azok nagyobb megnyílását eredményezve. Az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenletéből a kapcsolati törvény ismeretében a repedéstágasság kiszámítható a betonacél felületén. A betonacél felületén értendő repedéstágasság úgy kapható meg, hogy a relatív elmozdulás s(x) összefüggésébe behelyettesítjük az x =  b esetben kapható s(x) összefüggést:





1

 1    1    s    1   s2  e s , ef m  w  2  2   bu E s  8 1    e s ,ef  





[mm]

Amint a képletből látható, a repedéstágasságot befolyásoló tényezők valóban  a betét átmérője,  a betét felületi kialakítása,  a betét rugalmassági modulusa,  a beton szilárdsága,  a betét körüli húzott betonzóna nagysága és  a betétben ébredő feszültség, mint legfontosabb paraméter. Meg kell jegyezni azonban, hogy a repedéstágasság kapcsolati törvény alapján történő számítása csak abban az esetben alkalmazható, ha a kapcsolati feszültség – relatív elmozdulás ábra felszálló ága érvényes, azaz alacsony terhek, egymással össze nem függő repedések esetén (kezdeti repedéskép). 174/247


A 9.2 ábra az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete alapján számítható repedéstágasságot mutatja a beton nyomószilárdságának és az acélbetét átmérőjének függvényében, kezdeti repedéskép feltételezésével (a tartónak van olyan szakasza, ahol a relatív elmozdulás zérus). A 9.3 ábra az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete alapján számítható repedéstágasságot mutatja a beton nyomószilárdságának és az acélbetét átmérőjének függvényében, állandósult repedéskép feltételezésével (a tartónak nincs olyan szakasza, ahol a relatív elmozdulás zérus).

s (MPa)

s (MPa)

9.2 ábra. Az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete alapján számítható repedéstágasság, kezdeti repedéskép feltételezésével (Balázs, 1993)

s (MPa) 9.3 ábra. Az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenlete alapján számítható repedéstágasság, állandósult repedéskép feltételezésével (Balázs, 1993)

175/247


A 9.2 és 9.3 ábra előállításához fölhasznált kapcsolati törvény alakja a következő volt:  s   b  2,5 f c    1,0 

0, 4

.

9.4 ábra. Deformációk repedés környezetében (Goto, 1971) A repedéstágasság változása a betonfedés függvényében A repedések környezetében a beton deformációi rendkívül összetett jelenségként mutatkoznak meg, amelynek következtében a mai napig nem áll rendelkezésre a szakirodalomban olyan modell, amely lehetővé tenné a betonacélok felületén kialakuló repedéstágasságok átszámítását a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágassággá. A jelenség sematikus ábrázolását (a láthatóság érdekében eltorzított, nem valóságos arányokkal) mutatja a 9.4 ábra (Goto, 1971). A szakirodalomban elenyészően kevés publikáció található, amely azt vizsgálja, hogy hogyan alakul a repedéstágasság a betonfedésen belül, illetve, hogy milyen összefüggés tételezhető föl a betonacél felületén kialakuló repedéstágasság és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság között. Jelen fejezet elkészítése során a következő tanulmányokra szorítkozunk:  1965: Broms, B. Crack width and crack spacing in reinforced concrete members, ACI Journal October 1965, pp. 1237-1256.  1968: Husain, S. I. and Ferguson, P. M. Flexural Crack Widths at the Bars in Reinforced Concrete Beams. Center for Highway Research, The University of Texas at Austin, Research Report No. 102,1F, 1968.  1989: Yannopoulos, P. J. Variation of concrete crack widths through the concrete cover to reinforcement. Magazine of Concrete Research, 1989, 41, No. 147, 63–68.  2004: Beeby, A. W. The influence of the parameter eff on crack widths. Structural Concrete, 2004, 5, No. 2, 71–83.  2006: Tammo, K., Thelandersson, S. Crack opening near reinforcement bars in concrete structures Structural Concrete, 2006, 7, No. 4, 137–143.

176/247


A kérdés fölvetését jól szemlélteti a 9.5 ábra (Husain, Ferguson, 1968).

9.5 ábra. Repedéstágasság változása a betonfedésben (Husain, Ferguson, 1968)

A repedéstágassság egyszerűsített számítással történő modellezésére használt elvi megközelítések a 9.6 ábrán láthatók (Carino, Clifton, 1995).

9.6 ábra. Repedéstágasság modellezése (Carino, Clifton, 1995)

A repedéstágasság és a betonfedés mértékének kapcsolatát egyetlen méretezési szabvány sem adja meg közvetlenül.

177/247


A méretezési szabványok a 9.6 ábrán bemutatott elvek valamelyikét javasolják a repedéstágasságok számítására, azonban sohasem található utalás arra vonatkozóan, hogy hogyan lehetséges a betonacél felületén kialakuló és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság között átjárni. A fent említett irodalmi források legfontosabb ábráinak összefoglalását a következőkben adjuk meg.

9.7 ábra. Repedéstágasság a betonfedésben (Broms, 1965)

s (MPa)

500

a = 6,35 mm

a = 31,75 mm

400 300

a = 57,15 mm

200 100

w (mm) 0 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

9.8 ábra. A 9.7 ábrán bemutatott (Broms, 1965) eredmények további feldolgozása (az ábrán a jelöli a betonacéltól mért távolságot)

178/247


9.9 ábra. Repedéstágasság vizsgálati elrendezés a betonacél felületén és a betonelem külső felületén történő méréshez (Yannopoulos, 1989)

s (MPa)

wbetonacél/wkülső 9.10 ábra. A betonacél felületén és a betonelem külső felületén mért repedéstágasságok aránya (Yannopoulos, 1989)

179/247


9.11 ábra. A repedéstágasság különböző mélységekben (Tammo, Thelandersson, 2006) (az ábrán a jelöli a betonacéltól mért távolságot, és c a betonfedés mértékét)

9.12 ábra. A 9.8 és 9.11 ábra kombinációja

180/247


Broms (1965) Øs = 25,4 mm c = 63,5 mm fc = 27 MPa

Tammo, Thelandersson (2006) Øs = 16 mm c = 30, 50, 70 mm fc = 65-80 MPa

Yannopoulos (1989) Øs = 16 mm c = 30 mm

9.13 ábra. A betonacél felületén és a beton elem felületén mért repedéstágasságok aránya a bemutatott kutatások eredményei alapján

A 9.13 ábra alapján megállapítható, hogy a szakirodalomban fellelhető adatok alapján, az ott megadott kísérleti paraméterek által szolgáltatott peremfeltételekre vonatkozóan található valamiféle arányosság a betonacél felületén kialakuló és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság között: wacélbetét felület/wbeton felület = 0,4 – 0,8

Ki kell hangsúlyozni, hogy ez az arányszám csak durva becslésként fogható föl, mert a valóságban ez az arányszám függ:  a betonfedés nagyságától,  a terhelés mértékétől (acélfeszültségtől),  a beton szilárdságától,  a beton rugalmassági modulusától,  a betonacél felületi kialakításától. 181/247


Ha a betonacéltól mért távolság (azaz a betonfedés, c) függvényében szeretnénk megjeleníteni a repedéstágasság változását, akkor a következő elméleti megfontolásokkal kell élnünk. Jelölje wc a betonfedéstől függő repedéstágasság növekményt. Ekkor a repedéstágasságot fölírhatjuk: wbeton felület = wacélbetét felület + wc

.

alakban A korábbiakban bemutatottak szerint wacélbetét felület értékét a teher nagysága, a beton szilárdsága és a tapadásra vonatkozó kapcsolati törvény felhasználásával meg lehet határozni, az elcsúszó kapcsolat differenciálegyenletének megoldásával. A wc betonfedéstől függő repedéstágasság növekményre vonatkozóan azonban csak feltételezéseink vannak, a szakirodalmi adatok elemzése alapján. A növekmény egy célszerű felírásának lehetősége hatványfüggvény formájában adja meg a kapcsolatot a betonfedéssel. A megközelítés grafikus reprezentációját a 9.14 ábrán adjuk meg.

wc = A·cB

wc (mm)

betonfedés, c (mm)

0

20

40

60

80

9.14 ábra. A wc repedéstágasság növekmény sematikus reprezentációja a betonfedés függvényében

A 9.14 ábrán bemutatott kapcsolat szemi-analitikus megoldásán 2011-ben is dolgozik a fib (federation internationale du béton) TG 4.1 „Serviceability Models” nemzetközi munkacsoportja. A tervezési szabványok, illetve a szakirodalomban fellelhető tanulmányok általában nem adnak javaslatot arra, hogy a repedéstágasság hogyan változik a betonfedésen belül. Mindössze olyan modelleket találhatunk, amelyek a beton felszíni repedéstágasságának számítása során a betonfedés mértékét empirikus módon figyelembe veszik, de ezzel egy időben a repedéstágasság nagysága a betonacélok felületén nincs megadva. A modellek egy része egyenesen azt feltételezi, hogy a repedéstágasság nagysága mind a betonacél felületén, mind a betonfedésben, mind pedig a beton felszínén ugyanakkora, ezzel teljes mértékben elhanyagolva a betonfedés többlet deformációit, amely a valóságban a repedéstágasság változását eredményezi a betonfedésen belül. A fib Model Code 2010 First Complete Draft dokumentum 2010. márciusában jelent meg, és ennek 7.6. fejezete napjainkban az egyetlen tervezési segédlet, amely útmutatást ad a repedéstágasság és betonfedés összefüggésére, mégpedig a következő alakban: wd* = wd + Δwd

182/247


amelyben wd* jelenti a repedéstágasságot a beton külső felületén, wd a repedéstágasság mértéke a betonacél és a beton érintkezési felületén (ez valójában a két anyag közötti relatív elmozdulás, amelynek matematikai modellezésével az előzőekben már érintettük), míg Δwd a betonfedés többlet deformációja eredményeként kialakuló repedéstágasság növekmény. A fib Model Code 2010 First Complete Draft dokumentum a repedéstágasság betonfedésen belüli változására hatványfüggvényt javasol, a következő alakban: Δwd = Acβ ahol: A β c

= a beton nyomószilárdságának és a hatékony vashányadnak a függvénye = empirikus konstans (0 < β < 1) = a betonfedés mértéke

A fib Model Code 2010 First Complete Draft dokumentum modelljének létjogosultságát a korábbiakban bemutatott kutatási eredmények részben alátámasztják. Hazai kutatási eredmények (Borosnyói, Snóbli, 2010) szintén utalnak erre, ezért ezt röviden bemutatjuk. A vizsgálati próbatestek 900 mm hosszú és 120×120 mm keresztmetszetű vasbeton rudak voltak. A vasalás 1 db 20 mm átmérőjű betonacélból állt, amelyet vagy középpontosan, vagy pedig aszimmetrikusan helyeztek el a beton keresztmetszetben. A kialakuló betonfedés 20, 40, 60, 80 mm volt az aszimmetrikus betonacél elhelyezésű próbatestekben, míg 50 mm a központos betonacél elhelyezésű próbatestekben. A próbatestek öntömörödő betonból készültek, átlagos nyomószilárdságuk 150 mm-es kockán mérve fcm = 82,6 N/mm2 volt. A rudakat egyenletes terhelési sebességgel addig terhelték, amíg több repedés kialakulását követően a repedések a külső felületen körbe nem értek. A repedéseket kiinjektálták alacsony viszkozitású (95 mPas), nagy szilárdságú (85 N/mm2) epoxi gyantával (MC-DUR 1264 FK®). A repedéseket az eredeti, terhelt pozícióban tartották mindaddig, amíg az injektálás, illetve a gyanta térhálósodása le nem zajlott. Tehermentesítést követően a próbatesteket gyémánt tárcsás vágóberendezéssel felvágták a repedések mentén (az injektáló anyag a tehermentesítéskor fellépő nyomás alatt nem károsodott, nem deformálódott, így a repedések minden pontja a terhelés alatti pozícióban maradt). A vágás után láthatóvá váló repedéstágasságokat kézi mikroszkóppal (pontossága: 0,01 mm) olvasták le 2 mm-enként a repedések teljes hosszában. Egy jellegzetes leolvasás, illetve a kézi mikroszkóp képe látható a 9.15 ábrán. Ezzel a módszerrel minden egyes repedésről 8 vágott felület mentén végeztek leolvasást. Az injektáló anyag a repedéseket minden pontján kitöltötte, egészen a betonacélig. A gyantával kitöltött repedések a környező betontól jól megkülönböztethetőek.

9.15 ábra. Repedéstágasság leolvasás mikroszkóppal

183/247

0.10 mm 0.18 mm 0.22 mm 0.30 mm 0.32 mm 0.38 mm 0.45 mm

0.35 mm 0.32 mm 0.28 mm 0.25 mm 0.20 mm 0.10 mm 0.08 mm


9.16 ábra. Repedéstágasság változása a betonfedésben (c = 50 mm)

Repedéstágasság, mm

0.7 0.6

c = 20 mm

0.7

0.7

c = 40 mm

0.6

0.7

c = 60 mm

0.6

0.5

0.5

0.5

0.5

0.4

0.4

0.4

0.4

0.3

0.3

0.3

0.3

0.2

0.2

0.2

0.2

0.1

0.1

0.1

0.1

0

0

0

0

0

20

0 40

20 60

40 80

0

20

c = 80 mm

0.6

40

60

0

20

40

60

Távolság a betonacéltól mérve, mm

9.17 ábra. Repedéstágasság változása a betonfedésben (c = 20, 40, 60, 80 mm)

Egy jellemző vizsgálati eredményt láthatunk a 9.16 ábrán (50 mm-es betonfedéssel, központos betonacél elhelyezésű próbatestnél). Az aszimmetrikus betonacél elhelyezés (betonfedés: 20, 40, 60, 80 mm) esetére a 9.17 ábra nyújt információt a repedéskép alakulásáról. Megfigyelhető, hogy a repedéstágasság változása számottevő, és nem lineárisan változó a betonfedésen belül. Az eredmények arra is utalnak, hogy a különböző betonfedésekből származó különböző betonfelszíni repedéstágasságok magyarázata a betonfedések merevségének különbségében kereshető. Nagyobb betonfedések nagyobb merevsége miatt nagyobb repedéstágasságokat tapasztalhatunk a betonacéltól számított egyenlő távolságokban. Ha a 9.17 ábrán példaként összehasonlítjuk a repedéstágasságokat 20 mm távolságban a betonacéltól, akkor 0,11 mm, 0,15 mm, 0,20 mm, 0,32 mm repedéstágasságokat találunk (20 mm, 40 mm, 60 mm, 80 mm-es betonfedések esetén). A vizsgálatok során úgy találták, hogy a repedéstágasság mértéke a betonacél felületén független a betonfedés nagyságától. Ez megerősíti a nemzetközi szakirodalmi adatokat is. Egy további jelenség is érzékelhető a 9.17 ábrán: a repedéstágasságok változásának tendenciája más a betonacél 10-15 mm-es környezetében, mint attól távolabb (a látszólagos töréspontok a diagramokon nyíllal jelölve). A kutatók állítása szerint jelenség a betonfedés 184/247

80


mértékétől függetlenül minden repedés esetén megfigyelhető volt. Ez felhívja a figyelmet a betonacélok közvetlen környezetében kialakuló mikrorepedések jelenlétére, amelyeket Goto (1971) ismertetett tanulmányaiban (lásd korábban a 9.4 ábrát). Az eredmények arra utalnak, hogy a mikrorepedések jelentős hatást gyakorolnak a betonacél közvetlen környezetében lévő beton deformációira, és így közvetett módon hatással vannak a beton felületén kialakuló repedéstágasságra is. Ezt a hatást a vasbeton szerkezetek repedéstágasságának számítására felállított elméleti modellek egyike sem veszi figyelembe. A Goto (1971) által megfigyelt és láthatóvá tett belső mikrorepedésekről készült képeket mutat be a 9.18 ábra (az eredmények s = 294 MPa húzófeszültséghez tartoznak).

9.18 ábra. Belső mikrorepedések a betonacél környezetében (Goto, 1971)

A 9.19 ábrán látható az a közelítés, amely a 9.17 ábra adatait egészíti ki a fib Model Code 2010 First Complete Draft dokumentumban javasolt alakú függvénnyel (Borosnyói, Snóbli, 2010). A kutatók megfigyelése szerint a függvénykapcsolatok hatványkitevőinek értéke a β = 0,4 – 0,7 tartományba esett, amely megerősíti a modellben megadott peremfeltételeket.

Repedéstágasság, mm

0.7 0.6

c = 20 mm

0.7

0.7

c = 40 mm

0.6

0.7

c = 60 mm

0.6

0.5

0.5

0.5

0.5

0.4

0.4

0.4

0.4

0.3

0.3

0.3

0.3

0.2

0.2

0.2

0.2

0.1

0.1

0.1

0.1

0

0

0

0

20

0

20

40

c = 80 mm

0.6

0 0

20

40

60

0

20

40

60

Távolság a betonacéltól mérve, mm

9.19 ábra. Repedéstágasság a betonfedésben; regressziós görbék (c = 20, 40, 60, 80 mm)

185/247

80


További megfontolást igényel, hogy milyen terhelési történet tételezhető fel egy-egy konkrét repedés, ill. repedéstágasság esetén. A 9.20 ábra megfigyelése alapján (amely ellentétes előjelű ismételt terhelés során kapott b-s diagramokat mutat be; Balázs, 1991) megállapítható, hogy tehermentesülés esetén (s = 0 és b = 0) a relatív elmozdulás, azaz a betonacél felületén meglévő repedéstágasság nem csökken zérusra. A repedéstágasság nem tűnik el, csak nyomó igénybevétel hatására. A tehermentesülés azonban eredményezheti a repedéstágasság megváltozását a betonfedésen belül ahhoz az állapothoz képest, amikor a beton elemben van húzó igénybevétel (azaz s > 0 és b > 0). Erre vonatkozó sematikus ábrát mutatunk be a 9.21 ábrán.

9.20 ábra. Ellentétes előjelű ismételt terhelés során kapott b-s diagramok (Balázs, 1991)

A 9.21 ábrán látható sematikus ábrázolás posztulálja, hogy a betonacél felületén kialakuló és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság között fennálló arányosság erősen függ az aktuális terheléstől, így a betonszerkezet deformációitól. Szélsőséges esetben (pl. pillanatnyi tehermentes állapotban, vagy a terhelés előjelváltásának környezetében) előfordulhat, hogy a betonacél felületén kialakuló és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság között nincs számottevő eltérés, azaz wacélbetét felület/wbeton felület ≈ 1,0

186/247


s (MPa)

wbeton felület (mm) wacélbetét felület (mm)

repedéstágasság (mm)

9.21 ábra. A repedéstágasság változása a betonfedésben (sematikus ábra)

A repedéstágasság (illetve a betonacél felületén kialakuló és a betonszerkezet külső felületén megjelenő repedéstágasság aránya) tehát fölírható a következő általános alakban: wacélbetét felület/wbeton felület = f [s(t), fc(t), Ec(t), c, Øs, sb]

ahol: s(t) fc(t) Ec(t) c Øs sb

betonacélban ébredő feszültség pillanatnyi értéke beton nyomószilárdságának pillanatnyi értéke beton rugalmassági modulusának pillanatnyi értéke betonfedés betonacél átmérője betonacél relatív bordafelülete.

A repedéstágasság változása a betonfedés mentén jelentősen eltérő lehet e paraméterek függvényében. Hivatkozások Balázs L. Gy.(1991) Fatigue of bond, ACI Materials Journal, November-December 1991, pp. 620-629. Balázs L. Gy.(1992) Erőátadódás betonban, Kandidátusi értekezés Balázs L. Gy. (1993) Cracking analysis based on slip and bond stresses. ACI Materials Journal, July-August 1993, pp. 340-348. Beeby, A. W. (2004) The influence of the parameter eff on crack widths. Structural Concrete, 2004, 5, No. 2, 71–83. Borosnyói A. (2010) Szénszálas polimer (CFRP) feszítőbetétek tapadása betonban – többparaméteres laboratóriumi vizsgálatok, Építés – Építészettudomány Vol. 38. No. 1-2. 2010, pp. 95-120.

187/247


Borosnyói A., Snóbli I. (2010) Crack width variation within the concrete cover of reinforced concrete members, Építőanyag, Journal of the SZTE, Hungarian Scientific Society of the silicate Industry, Vol. 62, No. 3., pp. 70-74. Broms, B. (1965) Crack width and crack spacing in reinforced concrete members, ACI Journal October 1965, pp. 1237-1256. Carino, N. J., Clifton J. R., (1995) Prediction of Cracking in Reinforced Concrete Structures, NIST BFRL, Gaithersburg, 1995 CEB-FIP (1993) CEB-FIP Model Code 1990 – Design Code. Comité Euro-International du Béton. Thomas Telford, London 1993 (CEB Bulletin d’Information No. 213/214.) Goto, Y. (1971) Cracks formed in concrete around deformed tension bars, ACI Journal, April 1971, pp. 244-251. Husain, S. I. and Ferguson, P. M. (1968) Flexural Crack Widths at the Bars in Reinforced Concrete Beams. Center for Highway Research, The University of Texas at Austin, Research Report No. 102,1F, 1968. Reinhardt, H. W., Balázs, G. L. (1995) Steel-concrete interfaces: experimental aspects. Mechanics of Geomaterial Interfaces. Eds. Selvadurai, A. P. S., Boulon, M. J. Elsevier, Series Studies in Applied Mechanics, pp. 255-279. Tammo, K., Thelandersson, S. (2006) Crack opening near reinforcement bars in concrete structures Structural Concrete, 2006, 7, No. 4, 137–143. Yannopoulos, P. J. (1989) Variation of concrete crack widths through the concrete cover to reinforcement. Magazine of Concrete Research, 1989, 41, No. 147, 63–68.

188/247


10. A betonacél kereső műszerek (Dr. Borosnyói Adorján)

Az elektromágneses indukció elvén alapuló betonacél kereső műszerek mérésének alapelve, hogy a műszerek vizsgáló szondájában elhelyezett, árammal átjárt tekercsek által gerjesztett elektromágneses térbe kerülő ferromágneses anyagokban (pl. acélbetétekben) örvényáram indukálódik (10.1 ábra). Az így kimérhető feszültségkülönbségből a betonacélok elhelyezkedése és átmérője megbecsülhető. Szonda

Mágneses mező Acélbetét

10.1 ábra. Vaskeresés alapelve (Forrás: Proceq SA személyes adatszolgáltatása)

Magyarországon két betonacél kereső műszercsalád is kapható kereskedelmi forgalomban. A HILTI cég Ferroscan® márkanéven, míg a PROCEQ cég Profometer® márkanéven forgalmaz elektromágneses indukció elvén alapuló betonacél kereső műszereket. A betonacél kereső műszerek vizsgálati módszereit a következőkben vázoljuk föl. A betonacél kereső műszerek szondáival sima felületű betonszerkezetek vizsgálhatók. Egyenetlen felületek esetén néhány mm vastag, kellően merev, nem mágnesezhető, elektromosan nem vezetőképes anyagú kiegyenlítő lemez használata szükséges. Kiegyenlítő lemez javasolható pillérek, gerendák sarokvasainak feltárásához is (10.2 ábra). A vizsgálat során a műszer szondáját a felületen gurítva, vagy csúsztatva, egy rögzített raszter-hálónak megfelelően kell mozgatni például a 10.3 ábrán részletezett módon.

10.2 ábra. Betonacél-keresés kiegyenlítő lemez használatával (Forrás: HILTI FS10 Operating Instructions)

189/247


10.3 ábra. Vaskeresés lépései raszter-hálón, HILTI Ferroscan® műszerrel (Forrás: HILTI FS10 Operating Instructions)

A vizsgálatok megbízhatósága (függetlenül a műszer típusától, vagy gyártójától) mindenkor függ a betonacélok átmérőjétől, egymástól mérhető távolságuktól és a betonfedéstől. A 10.410.5 ábrákon bemutatottak szerint a mérési bizonytalanság a betonfedés növelésével egyre nagyobb, melyet a vizsgálatok kiértékelése során figyelembe kell venni. 60 mm-es betonfedés felett a betonacélok átmérőjére-, míg 180 mm-es betonfedés felett már a detektálásra sem szolgáltatnak az elektromágneses indukció elvén működő betonacél kereső műszerek megbízható módon kiértékelhető eredményt. HILTI Ferroscan® műszerrel vizsgálható legnagyobb mélység Betonfedés megállapíthatóságának korlátja

Betonfedés (mm)

Acélbetét-átmérő megállapíthatóságának korlátja

Acélbetét átmérője (mm)

10.4 ábra. HILTI Ferroscan® műszer méréshatárai (Forrás: HILTI FS10 Operating Instructions)

190/247

Betonfedés (mm)


Betonacél átmérője (mm)

10.5 ábra. PROCEQ Profometer® műszer mérési bizonytalansága (Forrás: Proceq Profometer 5 Operating Instructions)

A használhatóságot befolyásoló további tényezőkre szeretnénk rávilágítani a 10.6 ábrán. A betonacél kereső műszerek szondája által létrehozott elektromágneses mező általában nem teszi lehetővé a túl közel elhelyezett acélbetétek (10.6.b ábra) egymástól való biztonságos megkülönböztetését, továbbá a csoportosan elhelyezett acélbetétekről (10.6.c ábra) kialakítható véleményt. Ilyen esetekben célszerűen lokális feltárással kell meggyőződni arról, hogy a kapott eredmények használhatók-e. 60 mm-nél kisebb betonfedés, és két irányban futó betonacélok esetén a betonacél kereső műszerek megbízhatóan használhatók mind a felülethez közelebb eső, mind pedig az arra merőleges irányban futó acélbetétekre vonatkozóan (10.7 ábra). A betonacél kereső műszerek megbízhatóan használhatók, ha teljesül a betonfedésre és az acélbetétek egymástól mért távolságára a 10.8 ábrán bemutatott reláció.

a)

b)

c)

10.6 ábra. Csoportosan, vagy egymáshoz közel elhelyezett acélbetétek (Forrás: Proceq SA személyes adatszolgáltatása)

191/247


a)

b)

10.7 ábra. Két irányban futó betonacélok esete (Forrás: Proceq SA személyes adatszolgáltatása)

min.

10.8 ábra. Betonacél kereső műszerek megbízhatósági feltétele (Forrás: HILTI FS10 Operating Instructions)

Használhatósági korlátot jelent a mágneses leárnyékolás hatása, melyet a 10.9 ábrán érzékeltetünk. Ennek következtében az egymás alatt több sorban, párhuzamosan futó acélbetétek detektálása az esetek túlnyomó többségében nem lehetséges.

! 10.9 ábra. Mágneses leárnyékolás hatása (Forrás: HILTI FS10 Operating Instructions)

192/247


A betonacél kereső műszerek alapvetően arra lettek kifejlesztve, hogy hagyományos vasbeton, vagy feszített vasbeton szerkezetek acélbetéteit, feszítőbetéteit detektálják a szerkezet felületének közelében. Merev acélbetétes (pl. hengerelt idomacélokat tartalmazó) betonszerkezetek vizsgálatára általában csak korlátozott mértékben alkalmasak (10.10 ábra). A műszerek gyakorlott használói számára sem minden esetben egyértelmű a kapott jelek alapján, hogy milyen merev acélbetéteket érzékelnek a műszerek. A rögzített jelek alapján általában nem lehetséges a merev acélbetétek falvastagságainak meghatározása sem.

? 10.10 ábra. Merev acélbetétek detektálása

A bemutatott használhatósági korlátok szem előtt tartásával az elektromágneses indukció elvén alapuló betonacél kereső műszerek rendkívül egyszerűen és gyorsan szolgáltatnak megbízható eredményeket a bebetonozott acélbetétek geometriájáról, és vizsgálati módszerük – szemben a szintén használatos röntgen készülékekkel – nem veszélyezteti az emberi egészséget és nem igényli radiológus szakértő bevonását. Mindemellett ki kell hangsúlyoznunk, hogy a betonacél kereső műszerek komoly szakértelmet és gyakorlott felhasználót igényelnek.

193/247


11. Elektromos potenciálmérés: roncsolásmentes módszerrel (Dr. Borosnyói Adorján)

vasbetonszerkezetek

korróziós

állapotfelvétele

A környezeti szennyező és időjárási hatásoknak kitett, nagy felületű vasbeton szerkezetek (pl. hídszerkezetek, ipari épületek, vízépítési műtárgyak) károsodásának egyik jellegzetes folyamata a bebetonozott és a teherviselésben meghatározó szerepet betöltő acélbetétek korróziója. A korrózió alapvetően elektrokémiai folyamat, hiszen az acélbetét szilárd elektrolitba (a betonba) van ágyazva, amely kapilláris pórusain és esetleges repedésein keresztül át is nedvesedhet. Az acélbetétek korróziós állapotának ismerete ezért a teherviselő szerkezet biztonsága és az állapotellenőrzésen alapuló karbantartás szempontjából egyaránt fontos. Az acélbetétek korróziós károsodása a szerkezet szabad felülete mentén nem egyenletesen megy végbe, mivel a folyamat szempontjából kedvező zónák helyzetét nem csak a szerkezet betonjának jellemzői és igénybevétele, hanem a kivitelezési helytől függő minősége is befolyásolja. Ezért az időszakonkénti állapotellenőrzést a szerkezet egész szabad felületére célszerű kiterjeszteni, hogy időben felismerjük a korrózió szempontjából veszélyeztetett részeket. A korrózió szempontjából veszélyes területeken szükség szerint elvégzett kiegészítő vizsgálatokat (pl. ultrahangos repedésvizsgálat, a felületi betonréteg szilárdságának és porozitásának vizsgálata, stb.) követően a további károsodást megelőző (vagy lassító) javítások elvégezhetők. Amennyiben a korróziós zónák korai felismeréshez az egyszerű szemrevételezés nem elegendő, műszeres vizsgálatra van szükség. Az elektromos potenciálmérés alapelvei A fémkorrózió alapvető jellemzője, hogy hatására a fémes jelleg megszűnik. Ez úgy következik be, hogy a fémes rácsból vasion (Fe2+) és elektron (e– ) lép ki (egymástól akár több méteres távolságban) elektrolit (víz) jelenlétében. A korrózió két lépésben, az acélbetét két, térben elválasztott helyén, az anód- és a katódfelületen megy végbe (11.1 ábra), amelyek egy lokálelemet képeznek. A korrózióhoz a két pólust elektromosan vezetőképes betonnak (elektrolit) kell összekötnie és fémesen is kapcsolatban kell lenniük. Előbbi a a beton kapilláris pórusaiban található pórusvíz, utóbbi a betonacél által adott. A kémiai reakciókhoz a katódnál elegendő mennyiségű oxigénnek és víznek kell lennie.

11.1 ábra Bebetonozott acélbetét korróziójának elvi ábrája

Az anód és a katód között feszültségkülönbség van. Az anódnál vasionok mennek az oldatba és egyidejűleg elektronok szabadulnak fel, amelyek a katódhoz vándorolnak és ott az oxigénnel és a vízzel hidroxilionokat (OH–) képeznek. A reakció következtében a keletkezett 194/247


töltésmennyiség jól definiálható áramfolyamot létesít. Ha a potenciálkülönbség mérhető, nagyságából a korróziós folyamat előrehaladottsága megállapítható. Fentieket általánosan megfogalmazva azt mondhatjuk, hogy ha egy fém elektrolitba (vagy vízbe) merül, a fémből fémionok lépnek ki az elektrolitba, miközben a vegyérték elektronok a fémben vándorolnak. Az elektródfolyamatok eredményeként a fém és az elektrolit között potenciálkülönbség alakul ki. Ha a fém minősége, vagy az elektrolit fajtája megváltozik, a töltésviszonyok is megváltoznak. Tehát a potenciálkülönbséget akkor tudjuk értékelhető módon mérni, ha azt valamilyen ismert standard feszültségű elemhez hasonlítjuk. Ekkor ugyanis a két elem közti potenciálkülönbséget, az ún. elektromotoros erőt mérjük (BalázsTóth, 1997; 1998; Balázs et al, 1999). Ez az elve az ún. Daniell-elemeknek is. Az építőmérnöki gyakorlatban, vasbeton szerkezetek korróziós állapotfelmérése során elektrokémiai potenciálmérésére alkalmazott Daniell-elem referencia elektródja szinte kizárólag réz/réz-szulfát (Cu/CuSO4) elektróda. Egy réz/réz-szulfát referencia elektróda jellegzetes felépítését a 11.2 ábrán láthatjuk. A cella kialakításának fontos eleme, hogy a réz kellő tisztaságú legyen a pontos potenciálkülönbség méréshez (szennyező vagy ötvöző anyagok ezt megváltoztatják). Másik fontos paraméter a tömény réz-szulfát oldat biztosítása, ugyanis a potenciál értéke akkor is megváltozik, ha változik az oldat koncentrációja (ezt biztosíthatjuk azzal, hogy a referencia elektród alján mindig vannak réz-szulfát kristályok).

11.2 ábra Réz/réz-szulfát (Cu/CuSO4) elektróda referencia elektróda jellegzetes felépítése Az elektromos potenciálmérés végrehajtása A gyakorlatban az elektrokémiai potenciálmérést a 11.3 ábrán bemutatott kapcsolási vázlat szerint hajtjuk végre. Ekkor a betonfelületen egyetlen helyen feltárást végzünk, melyen keresztül fémes kontaktust hozunk létre a bebetonozott armatúrával. Az acélbetét felületét minden esetben fémtisztára kell csiszolni, a rozsdától, bevonatoktól és szennyeződésektől tökéletesen meg kell tisztítani. Ellenkező esetben a mérési eredmények nem adnak lehetőséget a pontos kiértékelésre. A vizsgálandó felületet be kell nedvesíteni és szabályos raszterben mérési helyeket kell kijelölni. A mérés során egy-egy potenciálkülönbség értéket kapunk, amikor a referencia elektródát a kijelölt raszterpontokon a betonfelülethez érintjük. A cella vége diafragmaként van kialakítva (fa és habgumi dugó, 11.2 ábra) így a tökéletes kontaktus biztosított. Így a vizsgálható felület nagysága elvileg akkora lehet, ameddig fémes kontaktus

195/247


van a bebetonozott acélbetétek között (a gyakorlatban 10 m2-nél nagyobb felület vizsgálata egy kontrollpontról nem szokásos). A módszer segítségével gyorsan és roncsolásmentesen végezhetünk méréseket, és feltérképezhetjük a bebetonozott acélbetétek korróziós állapotát, még azelőtt, hogy a korróziós károsodás nyomai a betonfelületen megjelennének. Feszültségmérő műszer

Referencia elektróda

Csatlakozás az armatúrára

Áramvonalak Korróziós helyek

Izopotenciális vonalak

11.3 ábra Potenciálmérés elvi kapcsolási vázlata (Balázs – Tóth, 1997)

A svájci Proceq SA cégnél kifejlesztett CANIN (Corrosion ANalysing INstrument = „korrózióvizsgáló berendezés”) műszer (11.4 ábra) olyan intelligens, digitális millivolt-mérő, amely réz/réz-szulfát (Cu/CuSO4) referencia elektródot használ az elektrokémiai korróziós folyamat intenzitásának mérésére (Lehofer, 2001; Lehofer – Borosnyói, 2002). Segítségével a bebetonozott, korrodálódó acélbetét felülete és a felszíni betonfelületre helyezett összehasonlító elektróda közötti feszültségkülönbség az eddig elmondottak alapján mérhető. Potenciálmérésre szükségünk lehet viszonylag nagy felületeken is. Ekkor a műszerhez csatlakoztatható kerékelektródával folyamatos mérés hajtható végre (11.5 ábra). A felület nedvesítéséről (a vízzel telített dugókon kívül) az ún. nedvesítő kerék is gondoskodik. A műszerhez egy, de legfeljebb nyolc darab rúd- vagy kerékelektróda csatlakoztatható. A rúdelektródával a szerkezet felületén előre megválasztott osztásközű hálópontokon, míg a kerékelektródával az előre kijelölt nyomvonalon végezhetünk méréseket. A vizsgálandó felület alakjától és helyzetétől függően az elektródák mozgatását, illetve a jó érintkezést cserélhető, teleszkópos rudazat is segíti (11.6 ábra). A méréshelyek, a hálópontok, illetve a nyomvonal geometriai adatai, valamely kiinduló ponthoz viszonyítva a mérés megkezdése előtt betáplálhatók a műszer memóriájába. A kerékelektródára szerelt útmérő a kerék mérési helyzetbe fordulásának a kiindulási ponttól mért távolságát (felbontás 3 mm) folyamatosan továbbítja a memóriába. A mérés sebessége 1, 2, 4, illetve 8 kerékelektróda alkalmazásakor rendre 1,0; 0,6; 0,3; 0,15 m/s, míg a rúdelektródával egy-egy mérés legfeljebb fél másodpercig tart.

196/247


11.4 ábra A CANIN műszer (Lehofer – Borosnyói, 2002)

11.5 ábra Mérés kerékelektródával (Lehofer – Borosnyói, 2002)

11.6 ábra Mérés rúdelektródával (Lehofer – Borosnyói, 2002)

A mérési eredmények kiértékelése Az adott mérési feladat végrehajtása során (az előzetes tájékozódó mérések figyelembevételével) célszerűen kijelölhető az a kilenc szürkeségi fokra, illetve kilenc színre felosztható mérési tartomány, amelyen belül az egyes fokozatok az egyenértékű potenciálú területeket jellemzik. Ezek után a műszer LCD kijelzőjén mérés közben is könnyen leolvashatók a mért értékek. A potenciáltérképek mérési adatblokkokként megjeleníthetők (11.7 ábra), illetve PC-re átvihetők, feldolgozhatók, archiválhatók. Így, többek között mód van arra is, hogy a következő időszakos ellenőrzés adataival összevetve a vasbeton szerkezet állapotváltozását, vagy a korábban alkalmazott javítási technológia hatékonyságát vizsgáljuk.

197/247


A korróziós veszély megítélésekor feltételezhetjük, hogy a bebetonozott acélbetét felülete nem korrodálódott, ha a mért potenciálkülönbség (elektromotoros erő) kisebb, mint –200 mV. Ennél magasabb értékek esetén valószínű a rozsda jelenléte. Különféle előírások szerint a bebetonozott acélbetétek korróziójának valószínűsége –25…–210 mV-os értéknél 0-50%, míg –210…–460 mV felett a korrózió valószínűsége 50-100% (Balázs – Tóth, 1997).

11.7 ábra Potenciáltérkép a műszer kijelzőjén (Lehofer – Borosnyói, 2002) A mérést befolyásoló tényezők A potenciálmérés során kapott számértékek nem abszolút érvényűek, sokkal fontosabb egymáshoz viszonyított értékük. Egy adott feladat körülményinek figyelembe vételével lehet csak eldönteni, hogy a mérési eredmények hogyan értékelhetők. Mivel az elektrokémiai potenciálmérést számos tényező befolyásolja, szükségesnek érezzük ezek rövid ismertetését. A helyi makroelemek kialakulását elsősorban a következők befolyásolják: a bebetonozott acélbetétek korróziós állapota; a beton nedvességtartalma (elektromos ellenállása); a pórusvíz pH értéke (karbonátosodási mélység); a beton oxigéntartalma (porozitása, szellőzöttsége); a beton (pórusvíz) szennyezettsége (pl. kloridionok). Fentieket alapvetően a beton, illetve a kivitelezés minősége határozza meg, azaz: a beton és a cement fajtája; a cement mennyisége; a víz-cement tényező (porozitás); a bedolgozás minősége; a beton utókezelése és kora (cementkő hidratációs foka); a betonfedés vastagsága; repedések és fugák helyzete. A mérés során kifejezetten zavaró hatása lehet a következő tényezőknek: bevonatok és szigetelések; erős esőzés, egyéb nedvesedés, átázás (víztelített szerkezeten a mérés nehezen kiértékelhető); korábbi betonjavítások; földelések és egyéb beépített fémszerkezetek; magasfeszültségű vezetékek és kúszóáramok; katódos védelem. Esettanulmányok Az elektrokémiai potenciálmérés gyakorlati alkalmazását három esettanulmányon keresztül illusztráljuk. Esettanulmány feszítettbeton közúti hídgerenda károsodása kapcsán A Vas Megyei Állami Közútkezelő Közhasznú Társaság megbízta a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszékét, hogy készítse el a körmendi 86/49 + 092 km sz. Csörnöc-patak híd károsult szélső tartóinak állapotfelmérését (Balázs et al, 2000). A Csörnöc-patak híd ortotróp pályalemezes vasbeton híd. A hosszirányú főtartókat EHGT 30,80-110-A előregyártott, előfeszített gerendák alkotják, amelyeket átlagosan 200 mm vastag monolit vasbeton pályalemez kapcsol össze. A teljes pályaszélesség 11,0 m. A monolit pályalemez

198/247


teljes szélessége 11,95 m. A híd 1979-ben épült. A híd távlati és közeli képét a 11.8 ábra mutatja.

a)

b)

11.8 ábra Csörnöc-patak híd (86. sz. főút 49 + 092 km szelvény) a) Felvízi oldal Körmend felöl (2000. nov. 13.) b) Kifolyási oldal Körmend felöl (2000. júl. 7.)

A kifolyási oldalon lévő szélső tartók külső és alsó felülete a szegély átázása miatt folyamatosan nedves volt. A korrodáló acélbetét a betonfedést kisebb-nagyobb szakaszokon lefeszítette. A gerinc jelentős része rozsdafoltos volt. A gerincen elsősorban a felülethez legközelebb álló, hosszanti szerelővasak rajzolódtak ki (11.9 ábra). A tartós átázás határozott veszélyt jelentett a feszítőbetétekre is. A Körmend felőli két nyílásban a duzzadó rozsda három helyen, több méteres hosszban ledobta a betonfedést (11.10 ábra). További feszítőbetét korrózióra utaltak az alsó övön látható, hosszirányú repedések. A 11.10 ábrán tisztán 199/247


kivehető, hogy a legszélső, valamint a mellette lévő három feszítőpászma teljesen elkorrodált. A levált betonfedésnél a kengyelek is elszakadtak.

11.9 ábra A gerincen kirajzolódó szerelővasak (2000. nov. 13.)

11.10 ábra Az alsó övben szabadba került feszítőbetétek (2000. nov. 13.)

A Lenti felőli 1., 2. és 3. hídnyílás szélső tartóinak hozzáférhető részein a betonacél korróziós állapotának meghatározására potenciálmérést végeztünk a 3. fejezetben bemutatott rúdelektróda segítségével. A vizsgálathoz olyan szakaszokat választottunk ki, amelyek egy részén a vasalás szemmel láthatóan károsodott, egyéb részein viszont még kívülről nem észleltük a betonacélok korrózióját. A vizsgált szakasz egy pontján kibontottunk egy 200/247


betonacélt, tökéletesen megtisztítottuk a rozsdától, majd ezen keresztül fémes összeköttetést létesítettünk a betonacél armatúra és a készülék között. A vizsgálandó felületet a vasalás vélhető nyomvonalán 20×20 cm-es raszterben krétával megjelöltük, majd benedvesítettük. Ezután a csomópontokban réz/réz-szulfát referencia elektród felülethez érintésével (nedves szivacs érintkezőn keresztül) mértük a potenciálértékeket. Két mérési szakaszra feldolgozott potenciál térképet a 11.11 és 11.12 ábrán mutatunk be, ahol a mérések helyét is feltüntettük. Az ábrákon feltüntetett potenciálértékeket, ill. potenciáltérképeket megfigyelve egyértelműen a szemmel láthatóan is rozsdásodó betonvasak mérőhelyein kaptuk a legnegatívabb (-400…-560 mV) potenciálértékeket. Ezeken a helyeken a hídgerenda betonján tartós átázás nyomait észleltük, a tönkrement betonszegélyből kimosódott kalcium-hidroxidtól, illetve a karbonátosodásából keletkező kalcium-karbonáttól fehérre, továbbá a vasrozsdától barnára színezve. Első hídnyílás, első mérési szakasz A diagram jobb oldali legszélső függélye a Nádasdi hídfő felől mérve 10,0 m

0

800

1600

Potenciálkülönbség, mV

11.11 ábra

2400

400

3200

4000

0 4800

-200--150

-250--200

-300--250

-350--300

-400--350

-450--400

-500--450

-550--500

-600--550

Potenciáltérkép, Csörnöc-patak hídja (2000. nov. 13.)

Harmadik hídnyílás mérési szakasza Potenciálkülönbség, mV

A diagram jobb oldali legszélső függélye a Nádasdi hídfő felőli harmadik közbenső támasztól mérve 6,4 m

-300--250 400 200 0

0

11.12 ábra

400

800

1200

1600

2000

2400

Potenciáltérkép, Csörnöc-patak hídja (2000. nov. 13.)

201/247

-350--300 -400--350 -450--400 -500--450 -550--500


Azokon a helyeken, ahol rozsda még nem jelentkezett, de átázás nyomai már láthatók voltak, a potenciálérték érezhetően változott a nagyobb negatív értékek felé (-250…-400 mV). A vizsgált helyek közül legkedvezőbb mérési eredményeket a Lenti felőli első hídnyíláson, a hídfőtől mért 12-15 m közötti szakaszon kaptunk, itt a potenciálértékek többnyire -200…30 mV közöttiek voltak. A beton ezeken a helyeken szemrevételezéssel is „érintetlennek” tűnt. Tekintettel arra, hogy a potenciálértékeket sok körülmény befolyásolhatja (a beton nedvességés sótartalma, pl. kloridion tartalma, betonminőség, stb.), ellenőrzésképpen két viszonylag ép helyen feltártuk a betonacélt. Az egyik feltárást az első hídnyílás első mérési szakaszának végén végeztük, ahol mind a mért potenciálértékek, mind a felület láthatóan gyakori átázása miatt az acél kezdődő rozsdásodását már feltételezni lehetett. A feltárt betonacélon csak vékony, könnyen eltávolítható revét találtunk és körülötte a beton – fenolftaleines oldattal mérve - lúgos volt. Megjegyezzük azonban, hogy utóbbit a felső szegélyből kioldódó mész is okozhatta (a pillérről lecseppenő víz is lúgos volt), annál is inkább, mert a betonfedés rendkívül kicsi, 5-10 mm-es volt. Az acél korróziójának megindulását az is jelezte, hogy a körülötte lévő beton 0,5-1 mm-es vastagon barnára színeződött. A másik feltárást száraz részen végeztük, a második hídnyílás Lenti felőli hídfőtől mért 8,5 m-es részén, ahol -200 mV körüli potenciálértékeket kaptunk. A betonacél a felületi légrozsda eltávolítása után fényes lett. Fenolftaleines vizsgálattal 2-5 mm-es karbonátosodási mélységet mértünk. További esettanulmányok A következőkben röviden bemutatunk két tanulságos alkalmazási példát az elektrokémiai potenciálmérés nyújtotta lehetőségekre. Első példánkban a moszkva-téri (2011-ben Széll Kálmán tér) gyalogos felüljáró felújítását megelőző vizsgálataink eredményeiből ismertetünk egyet. A Budapest, moszkva-téri gyalogos felüljáró (a BKV Rt. tulajdona) rendkívül nagy gyalogos forgalmat bonyolít le az autóbusz végállomások és a metróállomás között (11.13 ábra). A helyreállítást megelőző időkig olyan mértékű korróziós károsodást szenvedett, hogy már az azon és az alatt közlekedőket is veszélyeztette. Állapotvizsgálata során a potenciálmérést elsősorban abból a szempontból volt érdemes elvégezni, hogy mérhetővé váljon egy, tartóssági szempontból használati élettartama végén lévő szerkezet korróziós folyamatainak elektromos potenciálja (ez megmutatja a gyakorlatban előforduló legmagasabb potenciálértékeket, mivel a korróziós folyamat jelen esetben folyamatos volt). A 11.14 ábrán mellékelt potenciáltérkép legalacsonyabb potenciálú területei is messze meghaladják a korróziós veszélyeztetettség szempontjából 100%-os valószínűségi szintet. Második példánkban a záhonyi vasúti ömlesztettáru-átrakó műtárgy pillérein végrehajtott vizsgálatainkból mutatunk be egy eredményt. A záhonyi ömlesztettáru-átrakó műtárgy eredetileg ércátrakodás céljára épült, melyen önürítő tölcsérkocsik átrakodása lehetséges (11.15 ábra). A hazai kohászati tevékenység erőteljes visszaszorítását követően a műtárgyon megnövekedett az egyéb ömlesztett áruk rakodása, így ipari sót, műtrágyát is nagyobb mennyiségben rakodtak. Ezt az erőteljes vegyi korrozív hatást a műtárgy nem tudta károsodások nélkül elviselni, vizsgálata és megerősítése a 90-es évekre elkerülhetetlenné vált (ehhez a helyenként nem megfelelő anyagminőség is nagyban hozzájárult). A szemrevételezéses vizsgálatot és a mintavételezést kiegészítve az elektrokémiai potenciálmérés arra nyújtott lehetőséget, hogy roncsolásmentes módszerrel kapjunk átfogó képet a szerkezet korróziós állapotáról. A 11.16 ábrán bemutatott mérési eredmény egy, a külső felületen meg nem jelenő korróziós gócpontot mutat.

202/247


11.13 ábra A moszkva-téri (2011-ben Széll Kálmán tér) gyalogos felüljáró a javítások előtt

800 Potenciál mérés gerendán (a rézsü felőli oldalon) 600 -450--400 400

oldal

-550--500

alul

-600--550 200

0

-500--450

200

400

600

800

0 1200

1000 mm

11.14 ábra Potenciáltérkép a gyalogos felüljáró gerendáján

203/247


11.15 ábra

A záhonyi vasúti ömlesztettáru-átrakó műtárgy

1200 A/34. oszlop oldala

800 600 400 200

0

200

400

600

800

1000

Szélesség, mm

11.16 ábra

1200

0 1400

Magasság, mm

1000

-250--200 -300--250 -350--300 -400--350 -450--400 -500--450 -550--500

Potenciáltérkép a záhonyi vasúti ömlesztettáru-átrakó műtárgy egy pillérén

204/247


Hivatkozások Balázs Gy – Balázs L. Gy – Farkas Gy. – Kovács K. (1999) „Beton- és vasbeton szerkezetek védelma, javítása és megerősítése I.”, Műegyetemi Kiadó, 1999 Balázs Gy – Tóth E. (1997) „Beton- és vasbeton szerkezetek diagnosztikája I.”, Műegyetemi Kiadó, 1997 Balázs Gy – Tóth E. (1998) „Beton- és vasbeton szerkezetek diagnosztikája II.”, Műegyetemi Kiadó, 1998 Balázs L. Gy – Borosnyói A. – Csányi E. (2000) „Megerősítési terv a körmendi 86/49 + 092 km sz. Csörnöc-patak hídhoz”, BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék, 2000 Lehofer K. (2001) „Vasbeton szerkezetek állapotellenőrzése korrózióra”, Anyagvizsgálók Lapja, 2001/1, p. 16. Lehofer K. – Borosnyói A. (2002) „Vasbetonszerkezetek állapotellenőrzése korrózióra”, Korrózióvédelem és anyagvizsgálat – XII. Roncsolásmentes Anyagvizsgáló Szeminárium, Budapest 2002. május 7-8., CD-Rom

205/247


12. Faszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek)

Épületeinken általában két jellemző beépítési módnál találkozhatunk faszerkezetekkel:  a tető ácsszerkezeténél, illetve  a fafödémeknél A hagyományos ácsszerkezetek diagnosztikája A diagnosztikai tevékenység során elsősorban azt vizsgáljuk, hogy az adott szerkezet a vele szemben támasztott követelményeket milyen szinten képes kielégíteni. Egy 100 éves fedélszéktől természetesen nem várható el, hogy megfeleljen az EUROCODE mai előírásainak. A szerkezet aktuális állapotának értékeléséhez szükséges lehet megismerni, hogy az építés idején milyen méretezési elvek alapján készítették a fedélszékeket. Az egyszerű, járatos méretű fedélszékek elemeit legtöbbször nem méretezték, hanem a korábban jól bevált, mesterségbeli tudás alapján ismert faméreteket alkalmaztak. A jelentősebb épületek ácsszerkezeti faanyagának keresztmetszeti méreteit a század első felében azonban már egyszerű méretezési eljárással határozták meg. Az egykori számítási módszerek lényegében egyszerű „ökölszabályokon” alapultak, de a sok évtizedes tapasztalattal felvértezve viszonylag nagy biztonsággal határozták meg az ácsszerkezet állékonyságához és tartósságához szükséges faméreteket. Az egyszerű méretezési eljárás során az ácstetők gerendáit (közelítéssel) csomópontokban érintkező rácsrudaknak tekintették. Az egyes rúdelemeket általában csak húzásra, nyomásra, illetőleg hajlításra ellenőrizték. A méretezés során az alábbi körülmények ráhatását vették figyelembe: a) A nagyon egyenetlen (ferdeszálú, csomós, repedezett) faanyag esetén a szilárdság nagyon lecsökkenhet. b) A faanyag szilárdsága különböző irányokban lényegesem különbözik. c) A fa beszáradása következtében az illeszkedések, kapcsolatok meglazulnak, és ülepedések állhatnak elő. d) Az ácsiparban szokásos munkamódszerek mellett pontos összeépítésre nem lehet számítani. Ezért nagy biztonsági rátartással kell méretezni, és nemcsak a szerkezet építéskori, hanem jövőbeni helyzetét és állapotát is figyelembe kell venni. e) A faanyag zsugorodása hosszirányban a legtöbb fafajtánál elhanyagolható, harántirányban viszont jelentősebb. Ezen belül a gyűrű irányú (érintő irányú) zsugorodás megközelítőleg kétszerese a sugárirányú zsugorodásnak. f) A zsugorodás mértéke függ a fa fajtájától, és a tavasz/őszi gyűrűk vastagságának arányától g) A zsugorodás egyenlőtlen mértéke (pl. nem egyenletes, vagy hirtelen száradás, egyenlőtlen növésű fatörzs) a faanyag elgörbülését, vetemedését, repedését idézi elő. h) Bélt tartalmazó („beles”) faanyag a száradás során mindig megreped. i) A ferdeszálúság hatására a fa szilárdsága csökken. j) Csomók hatására a hajlítási húzószilárdság általában lecsökken. k) A friss vágású, nedves fa hajlítószilárdsága általában fele a légszáraz fáénak, alakváltozása pedig 1,5–2,5-szer nagyobb. l) A fedélszéki geometria kialakítását befolyásolja, hogy állandó terhelés alatt a fa jelentékeny lassú alakváltozást szenved, különösen akkor, ha nedves. m)Számítani kell az idők során a fakorhadás, illetve rovarrágás miatt bekövetkező szilárdság csökkenésére is. n) Figyelembe kell venni a faanyag ismételt igénybevételek hatására bekövetkező fáradását.

206/247


Az egyszerű fedélszékek méretezésénél alkalmazott közelítések Szarufák Méretezésük hajlított elemként történt. A szelemenek megtámasztó hatását süllyedő támaszként vették figyelembe, ezért a többtámaszúságot csak kismértékben, vagy egyáltalán nem vették figyelembe.

A méretezés képlete: K = M/(meg) kisebb legyen, mint Ktényleges ahol:

K = keresztmetszeti modulus M = a számított hajlító nyomaték  (meg) = hajlításra megengedett igénybevétel

A korabeli Budapesti Építésügyi Szabályzat szerint a megengedett igénybevétel tiszta hajlításra: – puhafánál: 80 kg/cm2 – keményfánál: 100 kg/cm2 Szelemenek Statikai modelljük felvételekor nem szoktak többtámaszú tartót feltételezni, tekintettel arra, hogy a szarufák toldása az oszlopok felett történik. A keletkező nyomatékot a könyökfák közötti „l” fesztávolsággal számolva a p*l2/9 képlettel határozták meg. A méretezés ez alapján, hajlított elemként történt, a szarufákhoz hasonló módon. Székoszlopok Méretezésük nyomott elemként történt, azt feltételezve, hogy a szelemenről átadódó terheket csak a csapvállak veszik fel. Központos nyomás esetén zömök oszlopoknál a  = P/F, karcsú rudaknál a  = α*P/F igénybevétellel számoltak, ahol α a rúd karcsúságától (λ = l/i) függő tényező. A korabeli Budapesti Építésügyi Szabályzat a megengedhető igénybevételeket egyszerűsített, táblázatos formában adta meg. A karpánt geometriai alakjának ismeretében a karpántról átadódó, a szálirányhoz képest 45 fokos szöget bezáró irányú nyomásra is ellenőrizni kellett az oszlopot. Végül meg kellett vizsgálni, hogy az a farész (gerenda), amire az oszlop átadja a terhét, elbírja-e a nyomást, tekintettel arra, hogy a faszerkezet rostokra merőleges nyomási szilárdsága (pecsétnyomás) csekély. Dúcok és karpántok Méretezésük nyomott elemként történt, a székoszlopokéhoz hasonlóan. Kötőgerendák, fogópárok Méretezésük húzásra és (támaszkodó oszlop esetén) hajlításra történt. A faanyag húzószilárdsága szálirányban nagy, ezért a szükséges méreteket általában nem a fa húzó igénybevétele, hanem az erőátadás módja döntötte el: – Csavaros kapcsolat esetén a csavar mögötti szakasz kinyíródása, a csavar palástnyomása, illetve a csavar hajlítási igénybevétele egyaránt mértékadó lehetett. – Fakötéses kapcsolatnál a fa nyírószilárdsága játszott döntő szerepet. A fa szálirányú húzó igénybevétellel szembeni nagy ellenállása miatt a méretezés során a fogópárt rendszerint a felette lévő tetőszakasz teljes oldalnyomásának felvételére alkalmas méretekkel tervezték.

207/247


Az ácsszerkezetek meghibásodása Sok évtizedes tapasztalat, hogy amíg a fa zárófödémeknek átlagosan mintegy 30%-a károsodott, addig a fa fedélszékekbe beépített faanyagnak csak alig 5%-át szükséges biológiai állapota miatt cserélni. Ennek a kis számaránynak ellentmondva az 50-150 éves épületek tetőinek ácsszerkezeteinél mégis gyakran sort kell keríteni a felújítási beavatkozásra. Mi lehet ennek az oka? A probléma forrása a különböző anyagok eltérő öregedésében, illetve a nem azonos várható élettartamú elemek egy csomóponton belüli összeépítésében gyökerezik. A faanyag várható élettartama nedvességtől védetten 100-200 év. A hagyományos tetőhéjazatok várható élettartama lényegesen kevesebb, mintegy 30-60 év. Ez azt jelenti, hogy az ácsszerkezet várható élettartamának ideje alatt a héjazatot (típusától függően) minimum 2, de akár 6 alkalommal cserélni kellene! Amennyiben a héjazat-csere, illetve felújítás elmarad, akkor a fedés hibái miatt nedvesedő faszerkezet várható élettartama rohamosan csökken! A hagyományos tetőhéjazatok várható élettartamát nem érik el a héjazat kiegészítő (rendszerint vaslemez, horganyzott vaslemez, vagy horganylemez anyagú) bádogos szerkezeteinek várható élettartamai. Ez az élettartam korábban 10-20 év volt. Nagyvárosaink szennyezett levegőjének hatására azonban napjainkra a hagyományos bádogos szerkezetek várható élettartama alig 5-10 évre csökkent. Ez azt jelenti, hogy a kiegészítő fémlemez szerkezeteket a héjazat várható élettartamának ideje alatt legalább 3 esetben, de szélsőségesen akár 10 alkalommal is cserélni kellene ahhoz, hogy az ácsszerkezet tartósan száraz állapotát biztosítani tudjuk. Ez a gyakori csere természetesen a valóságban elmarad, így az ácsszerkezet beázása, és nedvesség hatására történő tönkremenetele éppen azokon a kényes, nehezen hozzáférhető csomóponti elemeknél kezdődik meg, ahol a fedés vízzárósága egyébként is a leggyengébb (hiszen éppen ezért kellett a vízzáró héjazatot kiegészíteni vízhatlan fémlemez szerkezettel!). Napjaink felújítási gyakorlatában a várható élettartamok alapján tervezett és megvalósított cserékre nem kerül sor. Az ácsszerkezetek károsodása tehát elsődlegesen az elpusztult, korrodált fémlemez szerkezeteken át bejutó, másodlagosan a tönkrement héjazaton átjutó csapadékvíz romboló hatására meginduló korróziós folyamatokkal (biológiai és szilárdságvesztési károsodások) jellemezhető. Az ácsszerkezetek tönkremenetelének gyakorlati formája: a faanyag szilárdságvesztése. E tekintetben rendkívüli jelentőséggel bír, hogy a korróziós tönkremenetel elsőrendű teherviselő elemet érint-e, vagy csupán alárendelt szerepet játszó faelemeket. Ennek ismerete befolyásolja a felújítási beavatkozás módját, építés-technológiáját, és ezzel párhuzamosan a felújítás költségeit. Alárendelt szerepű szerkezeti elemnél egyszerűen megoldható a teljes csere. Szerkezeti szempontból lényeges teherviselő elemek cseréje azonban gyakran olyan mértékű bontást igényel, hogy célszerűbb a beavatkozást a statikai modell ideiglenes átalakításával, részleges elemcserével végrehajtani. Ehhez természetesen a szerkezet erőjátékának megközelítően pontos ismeretére, és minden esetben gondos statikai tervezésre és mérlegelésre van szükség. A szakértelem nélküli felújítás veszélyeit jól érzékelteti a 12.1 ábra. A 12.1a ábrán egy két állószékes kötőgerendás fedélszék főállását látjuk, ahol a kötőgerendára támaszkodó székoszlopot a szelemen ideiglenes alátámasztásával gond nélkül kicserélhetjük. A 12.1b. ábrán egy első pillantásra nagyon hasonló fedélszéki geometriát látunk, de itt kettős függesztőművel találkozunk, ahol az álló oszlopok függesztik fel a kötőgerendát. Az előző felújítási megoldást alkalmazva ez esetben a kötőgerenda törését, és a fedélszék tönkremenetelét idéznénk elő! Nehezíti az ácsszerkezetű fedélszék erőjátékának felismerését, hogy a kombinált szerkezeti rendszerek – ráadásul a legtöbb esetben – aszimmetrikus tartóformával jelentkeznek; az utcai

208/247


homlokzat mentén általában emelt térdfallal, a belső udvar felőli oldalon gyakran süllyesztett fedélszékkel.

12.1 ábra. Fedélszékek eltérő erőjátéka

Az ácsszerkezeti elemek meghibásodását alapvetően három jellegzetes megjelenési formában figyelhetjük meg: a) A szerkezeti elemek deformációja (elcsavarodása, repedése, vetemedése) vagy lehajlása. b) A szerkezeti elemek törése. c) A csomóponti kapcsolatok deformációja (elnyíródás, vagy szétcsúszás). A károsodások kiváltó okuk szerint lehetnek: a) biológiai eredetűek, b) túlterhelésből származók, c) csomóponti jellegű károk, d) tervezési, kivitelezési és üzemeltetési hibákból származó károk, e) tűzkárok, f) rendkívüli erőhatásokból származó károk. Az ácsszerkezetek károsodásának jellemző kiváltó okait, megjelenési formáját és javítási lehetőségeit a 12.2 ábra ismerteti.

209/247


12.2 ábra. Ácsszerkezeti károk és javításmódok összefoglalása Az ácsszerkezetek biológiai fertőzöttségének felismerése Az ácsszerkezetek állékonyságát leggyakrabban a biológiai eredetű károsodások veszélyeztetik, mert a károsítók megtelepedésével – legyen az gomba vagy rovar – a tartóelemek szilárdsága ugrásszerűen csökken. A gombakárosítás csak beázási helyeken vagy egyéb nedvesedéssel érintett helyeken alakulhat ki, míg bizonyos rovarfajok a légszáraz fában is megtalálják létfeltételeiket. A gombakárosítást, gombásodást fehér, szürke, sárgás barna, barnás bevonatok, szövedékek, vagy ún. termőtestek jelenléte árulja el, de csak az esetek kisebb részében, mert a lezajlott, régebbi keletű károknál csak a korhadás tényével, az elkorhadt faelemekkel találkozunk. Sokszor – ezek gyakran rejtett volta miatt – még ezek felfedezésük is gondos munkát kíván. A nedvesség eredetű foltosodások, sókivirágzások megtévesztők lehetnek, mert hasonlíthatnak gombásodásra, faanyagvédelmi szakember azonban biztosan felismeri már egyszerű helyszíni szemlén is a károsodás típusát. A rovarkárt a rovarok kirepülési nyílásai, a rágott fafelszínek, a megbontott felszín alatti furatliszt, rágcsálék árulja el.

210/247


A biológiai károsítások érdemi jelentőségét, vonzatait, a faelemek megerősítésének, cseréjének szükségességét jó, ha faanyagvédelmi szakértő megnyugtató biztonsággal tisztázza, még a felújítás előkészítő fázisában. A rejtett hibák kérdéskörében is komoly szerepe van a biológiai eredetű károknak. Jellemző rejtett hibakörnyezetet jelentenek az attikafalak, térdfalak, ahol gyakori bizonyos tetőszerkezeti elemek (kötőgerendák, térdfali oszlopok, kötőgerenda alatti sárgerendázat, szarufák) végszakaszainak falba ágyazott elhelyezése. A károsodások gyakran olyan éles terjedéshatárral alakulnak ki, hogy egyszerű helyszínbejárással, -szemlével még gyakorlott szakember sem veszi észre, hogy a falon belüli faelemszakaszok már akár teljes keresztmetszetben elpusztultak, korhadékká váltak. Bizonyos gombakárosítások a faelemek belső részét érintik, a külső faréteg ép, ezt is többnyire csak szakvizsgálat deríti fel, mert sokszor nem látszik áruló jel. Épületekkel kapcsolatos ácsszerkezeteken elsősorban a különböző felépítésű fedélszékeket, tetőszerkezeteket értjük, de tágabb értelemben ácsszerkezet a favázas épületek falait alkotó faelemekből összeállított szerkezet, mely faelemek közötti teret leginkább téglafal tölti ki, s a faváz vagy látszó, vagy vakolattal takart. Az ácsszerkezetek állapotvizsgálatára, állaguk dokumentálására több okból lehet szükség, így – tulajdonos, épülethasználó által észlelt konkrét biológiai károsítások esetén, – épületek, építmények felújításának előkészítéseként, leginkább tervezői, statikusi igény kiszolgálására, – tetőtérbeépítések esetén, szintén előkészítő munkafázisként. Az építtető számára is hasznos anyagot jelentő faanyagvédelmi szakvéleményt az építési hatóság is kéri az engedélyezési eljáráshoz. A konkrét biológiai káreseteknél a vizsgálat alapján elkészült szakvélemény tartalmazza a kármegszüntetési teendőket, elvégezhető a szakszerű helyreállítás. Az épületfelújításokkal, tetőtérbeépítésekkel kapcsolatos állagvizsgálatok eredményei alapján pedig kiderül, hogy az ácsszerkezet megtartható, vagy elbontandó, illetve milyen szerkezeti beavatkozásokra (elemcserék, megerősítések) és faanyagvédelmi teendőkre van szükség a szerkezeti rendeltetés további biztonságos ellátásának érdekében, s természetesen a faanyagvédelmi vonatkozások is a szakvélemény részét képezik. A vizsgálatokat csak faanyagvédelmi szakértői jogosultsággal rendelkező személy végezheti. Vizsgálatok előkészítése, előfeltételei Az ácsszerkezetek állapotvizsgálatánál a szerkezet minden faelemét el kell bírálni, tehát azok hozzáférhetősége, láthatósága alapfeltétel. A szokványos tetőszerkezeteket meghaladó magasságú fedélszékeknél, összetettebb, többszintes, magasabb ácsszerkezeteknél, tornyoknál, vagy kupoláknál bonyolultabb a vizsgálat elvégezhetősége. Ilyen esetekben a faelemek biztonságos megközelítését lehetővé tevő járószinteket kell készíteni, vagy pedig kötéltechnikával dolgozó segítőket kell igénybe venni, akik szakértői jelenlét, irányítás mellett elvégzik a nehezen elérhető helyeken a faelemek eszközös vizsgálatát, s a mintavételezést. Bizonyos szerkezeteknél esetleg emelőkosaras megközelíthetőség is számításba jöhet (pl. csarnok tetőszerkezet vizsgálatnál). Régi épületeknél (legyen az bármilyen rendeltetésű), gyakori a tetőtérben az idők folyamán összegyűlt szemét, tetőjavítási hulladék, maradék, régi, felesleges és a padlásról el nem szállított ilyen-olyan anyag. Külön problémát jelenthet (nem ritka eset) a galambok által, évtizedek óta lakott tetőterekben a nagytömegű, guanószerű galambürülék, amely vastagon fedi a faelemek felső oldalait, az ereszzugokat, a járószintet.

211/247


A tetőtéri szerkezeti hulladék (régi tetőcserepek, palaanyag, bádogmaradványok, lecserélt öreg tetőléc stb.) gyakran a tetőszerkezet ereszmenti alsó zónájában takarja el az alsó (egyébként leginkább károsodó) faelemeket, s ezek a vizsgáló szakértő számára így nem férhetőek hozzá. Vizsgálati előfeltétel tehát a leírt helyzeteknél a tetőtér és faszerkezet előzetes megtisztítása, érdemi vizsgálat egyébként nem végezhető. Feltárási igény a tetőszerkezeteknél viszonylag ritkán merül fel, mert a faelemek általában szabadon látszanak, de falba ágyazottan végződő támasztóhelyeknél – ha fal és faelem közötti hézagok nem elegendőek a belső szakasz elbírálásához – feltárásokat kell készíteni, ilyenkor megfelel pl. a faelemek egyik oldala mellett falvéséssel elkészített hozzáférési hely. Előfordul, hogy fedélszéki fiókgerendák, kötőgerendák közötti tereket a tartófal mintegy megmagasításával kitöltik, s a faelemek felső oldaláig, ezáltal az elemek három oldala fallal érintkezik. Ez esetben vizsgálati előfeltétel ezen szerkezeti szempontból egyébként teljesen közömbös falkitöltés eltávolítása, vagy legalább minden faelem egyik oldalának teljes hosszúságban és a faelem alsó oldaláig történő feltárása, szabaddá tétele. Ennek elmulasztásával nem várható reális állapotot tükröző vizsgálati eredmény. Végül az előkészítő, illetve előfeltételi körbe tartozik a vizsgálati eredmények, károsodott szerkezeti elemek egyértelmű későbbi azonosíthatóságát lehetővé tevő rajzi anyag biztosítása. Egyszerűbb ácsszerkezeteknél (fedélszékeknél) elegendő a szerkezet 1:100 méretarányú alaprajza és jellemző metszete, többszintes, bonyolultabb szerkezeteknél már kell a szintenkénti alaprajz és metszetrajz. Különleges, ritka esetben az összes főszaruállás és mellékszaruállás metszetrajzára is szükség lehet. E rajzi adatszolgáltatási anyag általában nem jelent problémát, ha a faanyagvédelmi szakértői tevékenység felújítási (tetőtérbeépítési) tervezői munkához kapcsolódik, az építész-tervező e rajzanyagot úgyis elkészíti, s átadhatja. Ha nem ilyen helyzetről van szó és a Megrendelőnek nincs birtokában tetőszerkezeti rajzanyag, úgy – megegyezés esetén – az épület alaprajz (ez általában mindig rendelkezésre áll) alapul vételével a szakértő, vagy bevont segítője készítse el a korrekt eredményközléshez szükséges pontosságú alaprajzot, metszetrajzot. Ha semmiféle felmérési terv, alaprajz nincsen az épületről, hasonló a megoldás, mert megfelelő alaprajz nélkül nehézkes, körülményes a helyszíni kárazonosíthatóság. Vizsgálati eszközök Megfelelő segédeszközökkel célszerűbben, adott esetben könnyebben, s főként pontosabb, megbízható eredményt adóan lehet dolgozni. – Az általánosan szokásos rövidebb (2-5 m) mérőszalagokon túl nagyon hasznos az 50 m-es mérőszalag, amely saját felmérésekhez, adatszolgáltatási rajzanyag esetleges korrekciós munkáihoz igen hasznos segédeszköz. – Iránytű, ami a saját felmérési munkához és az adatszolgáltatási rajzokról gyakran hiányzó égtájjelölés pótlásához szükséges, és sokszor a szöveges leírásban is az égtáji hivatkozások az egyszerűbbek, egyértelműbbek – Az ácsszerkezetek legtöbbje hiányos megvilágítási körülmények között van. A teljesen sötét környezettől a félhomályos, derengő fényviszonyokon át a viszonylag világos helyekig minden előfordul, de szinte az esetek 100%-ában szükség van kiegészítő megvilágításra. A tetőterek egy részében semmiféle beépített világítás nincsen, más részükben a felszerelt világítótestek a térben való biztonságos mozgást, tájékozódást ugyan segítik, de a szerkezetvizsgálathoz nem adnak elegendő fényt. Az ácsszerkezet vizsgálatnál a pontszerű fényt adó elemes kézilámpák, zseblámpák fénye elegendő egy adott szerkezeti elem közvetlen közeli szemrevételezéséhez, manuális eszközös vizsgálatnál a vizsgálóeszköz és vizsgált rész megvilágításához, de nem elegendő a szerkezet

212/247


egészére (minden faelemére) kiterjedő általános, de ezen belül egyedenkénti elemelbírálásához. A pontszerű megvilágítással pásztázó fény közel sem mondható általában megfelelőnek. Kézenfekvő eshetőség a nagyobb fényerejű vezetékes elektromos lámpa, de ennek használata igen gyakran körülményesen, vagy sehogy nem oldható meg, így sokszor le is mondanak róla. – A nehezen, vagy nem megközelíthető magasban levő faszerkezetrészek szemrevételezéses elbírálásának hatékony segédeszköze egy távcső is. – Az ácsszerkezet vizsgálathoz az éles ácsszekerce az általánosan és régóta használt célszerszámok egyike, mellyel az egyébként épnek látszó faelemek vékony felszíni rétegének alig látszó roncsolással járó leválasztásával győződhetünk meg az állapotról, vagy felszíni kárréteg lefaragásával pontosíthatjuk a meglevő ép keresztmetszetet. – Az éles favéső is régóta szokásos segédeszköz. – Egy a 70 cm hosszú 1/2”-os acélcső végébe hegesztett erős favéső, amely a tetőszerkezetek alsó, egyébként nehezen hozzáférhető részeinek, elemkapcsolatainak (pl. fiókgerenda-szarufa kapcsolat, fiókgerenda, kötőgerendák végződései, sárgerendázat, vízcsendesítő stb.) állapotvizsgálatánál és a falba ágyazott faelemek állapotelbírálásánál bizonyult elsősorban hasznos segédeszköznek, de egyben feszítővasként is használható, amire szintén gyakran van szükség a vizsgálati munka során. – Egy akkumulátoros fúrógép a kármélységvizsgálatnál, vagy az ácsszekercés vizsgálat helyett jól bevált eszköz. – Faanyag helyszíni nedvességmérésére alkalmas műszer faanyagvédelmi szakértői alapfelszerelés kell, hogy legyen. – Nem általános használatként, néha jó szolgálatot tesz az elektromos vagy kisebb méretű benzinmotoros láncfűrész, elsősorban nagy erőtartalékos keresztmetszetű, károsodott fagerendák pontos kármértékének megállapításához. – Végül zárjuk a sort a fényképezés kérdésével. A faanyagvédelmi szakvéleménynek nem kötelező melléklete a fotóanyag, azonban elsősorban műemlékszerkezeteknél lényeges a fénykép-dokumentáció, de célszerű a nagyobb jelentőségű, értékű egyéb vizsgálati feladatnál is szemléletesebbé tenni a leírtakat fényképanyaggal. Szerkezeti totálképeket, tágas tereket csak nagyobb teljesítményű vakuval lehet készíteni, a beépített vakuk erre – kivéve a jobb minőségű digitális készülékeket – nem alkalmasak. Közelfelvételekre, részletek bemutatására, károsodás, kártevő ilyen értelmű szemléltetésére a tükörreflexes hagyományos gépek, vagy a képernyős keresővel készített digitális fényképezőgépek felelnek meg. A vizsgálat gyakorlati lefolytatása Feltételezve, hogy ez előzőekben vázolt előfeltételek megvannak és szükség esetén az előkészítő tennivalókat is elvégezték, megkezdhető a helyszíni vizsgálat, szükség szerinti fizikai segítő közreműködéssel, de egyszerűbb szerkezeteknél, kisebb épületeknél akár ezt sem igényli a szakértő. Javasolt a munkát az ácsszerkezet (fedélszék) főszaruállásainak sorszámfeliratozásával bevezetni, amikor is a főszaruállások valamelyik (mindig ugyanazon) elemének azonos oldalára krétával vagy festéssel jól látható, feltűnő sorszámot teszünk. Az épületfordulóknál, tetőélek, vápák alatti kiegészítő, részeges főszaruállásoknál lehet az előző, teljesértékű főszaruállás sorszámát használni abc betűjel-kiegészítésekkel. A helyszíni jelöléssel párhuzamosan, egyidejűleg célszerű az alaprajzon is elvégezni a sorszámozásokat, mert így egyrészt elkerüljük a tévesztést, másrészt rögtön feltűnik, ha a felmérési terv, alaprajz pontatlan, ekkor a rajzi korrekciót elvégezzük a helyszíni ellenőrzés alapján. (A gyakorlatban olyan eset is előfordult, hogy olyan kottázott, 1:50-es alaprajzon egy híres műemléképületről, a valósághoz képest két főszaruállással több szerepelt, ennyivel hosszabb volt a rajzon az épületszárny.)

213/247


A helyszíni vizsgálat alkalmával – mint már szó volt róla – a szerkezet faelemeinek mindegyikét el kell bírálni, ép vagy károsodott voltát megállapítani, de ezzel kapcsolatban egy szemléleti kérdésre is érdemes kitérni. A szakértőnek tisztáznia kell természetesen a biológiai károsodások mértékét, erősségét, azaz minden ép állapottól eltérő eset fel kell, hogy tűnjék neki, de nem biztos, hogy minden jelentéktelen esetet dokumentálnia kell, s itt lehetnek a szakértői álláspontok eltérőek. Az ácsszerkezeteken – általában, de nem feltétlenül építési időpontjukkal arányos mértékben – kisebb vagy nagyobb számú faelemen általában mindig fellelünk néhány rovarrágásnyomot, álcajáratot, esetleg csak az elem egyik élét vagy oldalát általánosan érintő 1-2 cm mélységű, réteges anyagpusztítást, vagy minimális, hasonló mélységű, lokális korhadást, más faelemeken pedig ezeknél erősebb, mélyebbre hatoló anyagpusztítást, akár teljes keresztmetszeti károsodást is. A károsodási tünetek alapján az esetek nagy többségében a szakértő már a helyszínen is el tudja dönteni, hogy aktív (élő, folyamatban levő) biológiai folyamatról van-e szó, vagy sem, azaz hogy lezajlott-e a károsítás, akár már 50-60 évvel ezelőtt és azóta már változatlan az állapot, vagy jelenleg is előre halad a biológiai károsítási folyamat. A régi ácsszerkezeteket a maiakhoz képest erősen túlméretezett, nagy erőtartalékkal bíró keresztmetszetekkel készítették, s ezek ismeretében pl. az említett enyhe károsodásoknak (ha nem aktív esetről van szó), gyakorlati jelentősége, érdemi állékonyságbefolyásoló hatása nincsen, ezzel ellentétben a súlyosabb károsodások már akár állékonyságveszélyt is jelentenek, de mindenképpen valamilyen műszaki teendő elvégzését (megerősítés, elemcsere) teszik szükségessé. Újabb keletű, mérnökileg számított, anyagtakarékos keresztmetszetű szerkezeti elemeknél természetesen már a kismértékű enyhe elváltozás is indokolhat műszaki teendőt. Az elemenkénti helyszíni vizsgálatoknál nemcsak a biológiai eredetű károsodásokat kell azonosítani, hanem a mechanikai eredetű káreseteket is, mint pl. szerkezeti elmozdulások, kapcsolatok szétcsúszása, háborús eredetű roncsolások, faelem eredeti anyaghibájából eredő deformációk stb. Ezeket is szerkezeti összefüggésükben, a fenti elvet követve, kármérték hatásuk vonzatában értékeljük. Egy épület, építmény felújításánál (tervezésénél, kivitelezésénél) elsődlegesen a károk függvényében szükséges teendők meghatározásának van gyakorlati jelentősége. A gyakorlati tapasztalatok szerint az ácsszerkezet alsó, a szerkezet alapját képező, tartófalon, padozaton felfekvő, a tetőhéjalás alsó részénél (eresznél) levő faelemek, a falba kisebbnagyobb részben beágyazott, vagy falban végződő feltámasztási elemszakaszok a legveszélyeztetettebbek, a károsodások a felsorolt helyeken, környezetben a leggyakoribbak és általában a károk mértéke, erőssége is nagyobb. Ennek oka az, hogy a tetőhéjazat hibáiból eredő, vagy más okból bejutó vizet a falazat tárolja, s így az egyes időjárási vízhatások között is optimálisak a környezeti feltételek a gombásodás számára. Az akadálytalan szellőzöttségű, szabad légtérben levő faelemeknél a folyamatos nedvességhatás leginkább csak több, csatlakozó szerkezeti elem csatlakozásánál, a faelemek elfedett részein, csaplyukaknál, illesztési helyein érvényesülhet hosszabb időn át. A helyszíni vizsgálatok során ezek ismeretében az alsó zónában elsősorban a faelemek falazattal kapcsolatos részeinél kell különös figyelemmel, az adott helyszínnek leginkább megfelelő célszerszámot használva tisztázni a faanyagállapotot, a kármértéket. A további, szerkezetrészeknél a padozaton járva, majd szükség szerinti létrahasználattal vizsgáljuk a faelemeket. Szokványos magastetős épületek fedélszékeinél sok esetben az előzőekben taglalt erős általános megvilágítás melletti szemrevételezéssel gyakorlott szakértő nagy biztonsággal megállapíthatja az állapotot, bonyolult, összetett, magas szerkezeteknél (kupola, torony stb.) 214/247


azonban kötéltechnikával dolgozó segítség igénybevétele szükséges, vagy el kell készíteni a biztonságos megközelítéshez szükséges kiegészítő járószinteket. A vizsgálati munka során történik a jellemző károsodások mintaanyagának begyűjtése, s ismételten hangsúlyozottan az épületek különösen veszélyes gombájára, a könnyező házigombára utaló tünetek keresése. Ha ilyet észlelünk, úgy tisztázni kell a szerkezet érintettségi lehatárolását, fafödém esetén a gombás környezetben akkor is meg kell vizsgálni a fafödémet, ha egyébként a födém nem képezi vizsgálat tárgyát. A károsodások dokumentálása többféle módon történhet, szakértői munkastílus, szemlélet, kialakult gyakorlat szerint. Favázas épületek Magyarországon sokkal kisebb számban épültek ilyenek, mint sok más országban, de előfordulnak. A faváz szerkezet leginkább veszélyeztetett részei a talajszint közelében levő alapgerendák, a csatlakozó függőleges és ferde támaszok alsó csatlakozásai, ezen belül is nagyobb a veszélyeztetettség az északi és nyugati oldalakon. Gyakori jelenség az is, hogy a szabadon látszó faelem felületek nem utalnak károsodásra, de mellettük a falat kissé megvésve a falon belüli faelemrészeken már biológiai (gomba vagy rovar, esetleg mindkét változat) károsodás észlelhető. Előfordulhat, hogy a favázas épületet teljes egészében vakolattal láttak el, s a faváz nem látszik. A szerkezet vizsgálatnál a favázszerkezet egészének állapotát tisztázni kell. Kíméletes feltárásokkal a falba ágyazott szerkezetrészek állapotát is okvetlenül meg kell ismerni. A favázas épületeknél különösen hasznos vizsgálati eszköz az elektromos (akkumulátoros) fúrógép, kisebbek lehetnek a feltárások, pontosabban tisztázhatóak a belső farészek elváltozásai, vagy az ép állapot. A rajzi dokumentálás homlokzati rajzokon célszerű, az alaprajzoknak itt másodlagos a szerepük, fényképek is lehetnek jó szemléltető kiegészítések. A farontó gombák károsító hatása A gombák a növényvilághoz tartoznak, annak egyik törzsét alkotják, de felépítésükben, táplálkozásukban a többi növénytől eltérnek. Tenyészőtestük a szabad szemmel nem látható hifafonalak összességéből áll, melyet tömegében gombaszövedékként (szaknyelven micéliumként), már esetenként szemmel láthatóan is észlelhetünk. A gombavilág táplálkozásilag is felosztotta a környezetet, illetve a hasznosítható szerves anyagokat. Az építészetben, beépített fánál, bútoroknál, használati fatárgyaknál szerepet játszó gombákat a szakirodalom farontó gombáknak nevezi, melyek táplálkozási szempontból a szaprofita gombákhoz tartoznak. A gombák fejlődéséhez, tenyészetük fennmaradásához a tápanyagot jelentő faanyagon túl alapvető környezeti feltételek is szükségesek, – víz, – levegő, – megfelelő hőmérséklet. Légszáraz fát gomba nem veszélyeztethet, a fa 13% körüli nedvességtartalma a létfeltételi küszöbérték alatt van, legalább 30% körüli víztartalom szükséges a farontó gombák megtelepedéséhez, a tenyészet megindulásához. Ha tehát a faanyag, faszerkezet légszáraz érték közeli állapota (pl. évszázadokon át) folyamatosan fennáll, ilyen hosszú idő alatt sem fenyegeti azt gombaveszély. A gombakár kialakulása tehát akkor és ott történhet meg, ha szakszerűtlen beépítés miatt (pl. csapadékvíz a faház alá folyik) vagy időszakos hibák (pl. tetőhiba, vízvezetékhiba, épületüzemeltetés során létrejött nedvesedés) következtében tartósan (több hét, hónap) is fennáll a magasabb nedvességtartalom.

215/247


A már kifejlődött gombatenyészet bizonyos gombafajoknál a tápanyagbontás (korhasztás) melléktermékeként olyan mennyiségű vizet is produkálhat, hogy a külső nedvességforrást kiválthatja az önellátás, ez elsősorban a könnyező házigomba (Merulius lacrymans) egyik jellemzője, ami egyben fokozott veszélyességének is egyik oka. A levegő nedvességtartalma is szerepet játszik a gombák életében, mert a zöld növényekkel ellentétben párolgásgátló képességük nincsen. Ezért a nyirkos, párás, szellőzetlen, légcsere nélküli épületbelsők ideális tenyészfeltételeket jelentenek számukra. A fa túl nagy (70% fölötti) víztartalma már gátló hatású, a vízzel telített, ill. víz alatti faanyag már nem alkalmas tápközeg a farontó gombák számára, mert a másik létfeltételt, a szabad levegőt a víz kiszorította. A levegő, mint létfeltétel az épületekben adott, objektív tényező, a gombák számára megfelelő hőmérséklet gyakorlatilag ugyanúgy vehető számításba, mert a farontó gombák fejlődésének (károsításának) hőmérsékleti tartománya 5–35 °C közé tehető, e tartományokon kívüli közelebbi sávokban fejlődésük leáll, stagnál, biztos hőhalál a fehérjemolekulák kicsapódását jelentő 60 °C fölött áll be, az időjárási fagyot pedig jól elviselik a tenyészetek. A farontó gombák által okozott elváltozások közül a beépített faanyagnál két károsodásformával találkozunk: – kékülés, – korhadás. Ezek közül az építészeti faszerkezeteken – főleg új szerkezeteknél – gyakran találkozunk ugyan kéküléssel – a fenyőfaanyag foltos, sávos, kékes, szürkés, feketés elszíneződésével –, de ennek szilárdságváltozási vonatkozásai az irodalom szerint nincsenek. Esztétikailag erős negatívumként lehet szerepe. A legnagyobb jelentősége a korhadásoknak van, amelyek szilárdságvesztést eredményeznek. A korhadásforma lehet az ún. barna korhadás, amikor is a gomba a fa két fő összetevője (lignin és cellulóz) közül a cellulózt éli fel, a maradó lignin vörösbarna, a cellulózrostok hiánya miatt töredező, porlékony a korhadék, míg a lignint előnyben részesítő gombafaj által okozott korhadás az ún. fehér korhadás, mely esetben a ligninhiány miatt a világos színű cellulóz marad a helyén és szálas, rostos, laza korhadék az eredmény. A farontó gombák legveszélyesebb faja a könnyező házigomba (latin neve: Merulius lacrymans) amelyet fontosnak tartunk részletesebben ismertetni, felismerésében is segítséget nyújtani. A közhiedelemmel ellentétben – mint ahogy a gombák létfeltételeinél említettük – légszáraz faszerkezetet, berendezési tárgyat ez a gomba sem képes megtámadni, de ha a megtelepedéshez szükséges nyirkos, nedves környezet adott, akkor már veszélyeztetett a faanyag, mert spóráit a légmozgás bárhova eljuttathatja, de fertőzött környezetből lábbelivel, ruhával, akár állatok által is behurcolható. A tenyészet kialakulása szinte kizárólag szemünktől rejtett, takart környezetben (padló alatt, fafödémben, tetőszerkezet falon felfekvő elemeinek nyirkos fallal érintkező részeinél, ajtók padlóközeli nyirkos küszöbrészeinél a borítás alatt) kezdődik, azon egyszerű okból, mert e helyeken kiegyenlítettek a nedvesség és páraviszonyok, vagyis a mikroklíma e helyeken kedvező számára, a micéliumtelep megerősödik, megkezdi a faanyag bontását, megindul a saját víztermelés, a károsító folyamat gyorsul. A gombaszövedék növekedési sebessége naponta átlagosan 5 mm. Pincékben kezdeti stádiumban is találkozhatunk a gombával, ahol a páraviszonyok kedvezőek számára. Dús, vattabevonat-szerű micéliumtömeget észlelve nagy a valószínűsége, hogy könnyező házigombával van dolgunk. A rejtett életmód akkor válik láthatóvá, ha a tenyészet kellő fejlettséget elérve termőre fordul és a szaporító képletet, a termőtestet kezdi kifejleszteni, amely a spórák százezreit, millióit fejleszti, érleli. 216/247


A termőtest sohasem a rejtett, zárt mikrokörnyezetben (pl. padló alatt) fejlődik, hanem szabad légtérben, mert így tudnak a spórák továbbjutni a tenyészhelyről. Padlófelszínen, bútorok alatt, födém alsó vagy felső oldalán, tetőszerkezeti felületeken, pincében vattapamacshoz, vagy tejszínhabra emlékeztető fehér, gyakran kissé rózsaszínbe is hajló dudorok törnek elő, és naponta jól látható gyorsasággal 1-2 hét múlva lepény, lángosszerű formájúvá válnak, melynek külső szegélye fehér marad, de középről indulóan először világos barnászöld, majd világos vörösbarnává (rókavörössé) váló labirintusszerűen szabálytalan, recézett felület alakul ki. Ez a spóratermő réteg, mely további néhány nap múlva elkezdi ontani, szórni a szabad szemmel nem látszó méretű, de tömegében vörösbarna porként, púderként feltűnő spórákat, amelyek zárt, huzat nélküli helyen a termőtest közvetlen környezetét porszerűen beterítik, a légáram pedig távolra repíti azokat. Néha a rejtett fejlődésfázisban is vannak áruló jelek: padlózat púposodása, bútorlábak alatti beroppanása, ajtótok borítás deformáció. Ekkor még nem gyanakszunk gombára, de ha ilyenkor felbontjuk a gyanús helyet, megdöbbenünk, mert vastag, szövetszerű, szálasan, lemezesen leváló, kellemes gombaillatú fehér bevonatot találunk, amely éles terjedéshatárral szűnik meg. Háborítatlan körülmények esetén a gombatelep öregedésével párhuzamosan zsinórszerű, akár ceruzavastagságot is elérő, ekkor már szennyesfehér, szürke kötegek, lemezszerű bevonatok alakulnak ki, s nincs nyoma a kellemes gombaillatnak. Helyette a bomló anyag már nehéz, kellemetlen szagot is áraszthat, az elöregedett, bomlásnak indult termőtest a koncentrált fehérjetartalom miatt pedig kimondottan büdös. A könnyező házigomba a fenyőfafajokat károsítja, lombfák anyagát nem kedveli, ezeknél ritkán találkozunk károsításával, de pl. fenyőaljzatú parkettánál természetesen károsítja a keményfát is. Veszélyességét a saját víztermelésen túl az fokozza, hogy más gombákkal ellentétben a tápanyagbázistól akár több méter távolságra is elkúsznak micéliumai, a födémek, falak porozitását, mikrorepedéseit, illesztési hézagait kihasználva átjut a micélium ezen épületszerkezeteken, s ha faanyag kerül a hatósugárba, természetszerűleg azt is pusztítva terjed tovább a fertőzés. Önmagától csak ott áll meg, ahol a környezet páraszegény, s a szárító hatás erősebb, mint a gomba víztermelése. A gombásodással érintett faanyag szempontjából mindegy, hogy milyen gombafaj használja táplálékul, a végeredmény ugyanaz. Barna, vagy fehér korhadás következik be, a fa mechanikai tulajdonságai romlanak, szilárdságcsökkenés, szilárdságvesztés következik be. Nem mindegy azonban a gombafaj milyensége a szükséges kármegszüntető és további kármegelőző teendőket illetően, tekintettel a könnyező házigombának az összes egyéb gombától eltérő „képességeire”, terjedési vonatkozásaira. Ezért kell okvetlenül tisztázni a káresetek legfontosabb kérdését: a gombakártevő a könnyező házigomba, vagy más egyéb gomba. A könnyező házigomba maradandó gombaképleteket hoz létre, így hozzáértő személy biztosan el tudja dönteni, hogy erről, vagy más gombáról van-e szó. A pontos kártevő-meghatározás csak valamilyen gombaképlet alapján végezhető el, de sok farontó gomba nem fejleszt olyan képletet, amely útbaigazítást jelentene. Korábbi, lezajlott, nem aktív káreseteknél nagyon sokszor, sőt az esetek túlnyomó többségében csak a végeredménnyel, a korhadt fával, korhadékkal találkozunk. A gombaképletek nélküli korhadékmintából szakértő sem tudja meghatározni a kártevő fajt, ilyenkor csak a barna (más néven reves) vagy fehér korhadás tényének közlése, az ide való besorolás a korrekt megoldás.

217/247


Csak azokat a fajokat nevezzük meg, melyek micélium, termőtest alapján azonosíthatóak, vagy olyan jellegzetes korhadásképet adnak, melyek a helyszíni körülményekkel összevetve eligazítást adnak a gombakártevő faji besorolására. A farontó rovarok kártétele A rovarok megtelepedését a száraz környezet nem korlátozza. Látszólag nincs szükségük vízre, de ez természetesen nem így van, hanem arról van szó, hogy a légszáraz fában levő alacsony víztartalmat is képes több rovarfaj hasznosítani, míg más fajok a gombákhoz hasonlóan csak a légszáraznál nedvesebb fában élnek meg. Életműködési hőigényük, károsító tevékenységük 10–40 °C között van, az optimum 20–30 °C, 50 °C fölött elpusztulnak. A rovarok szakaszos fejlődésűek: a petéből kikelő álca (lárva) 1-5, néha még több éven keresztül fejlődik, rág a fában, roncsolja a fa struktúráját, majd bábbá alakulva néhány hónap nyugalmi állapot következik, a báb nem táplálkozik, de lassan kialakul a kifejlett rovarállapot, az imágó. A kifejlett rovarok rágása csak a kirepülési nyílásuk elkészítésére korlátozódik. A rajzás tavasszal, nyáron zajlik, párzás után a peterakás következik, majd elpusztulnak. Számos fajuk károsítja a beépített faanyagot, de nem egységesen, mert több rovar fafajspecifikus, más fajok csak a gombásodó fát kedvelik, ismét mások csak fakéregben, kéreg alatt élnek, továbbiak pedig a faanyagban. Ez utóbbiak okozzák az érdemi, szerkezeti szilárdságvesztéshez vezető károsításokat. A gombák által okozott korhadásos faanyagpusztuláson túl a farontó rovarok tevékenysége is szilárdságcsökkenést, vesztést eredményez, melynek mértéke, előrehaladási sebessége függ a környezeti körülményektől (hőmérsékleti és nedvességi viszonyok), a faanyag fajától, azonos fafajnál a faelemen belüli szíjács-geszt aránytól, a faanyag gombamentes, vagy gombásodó állapotától.

Forrás: Épületfelújítási kézikönyv, kiadó: Verlag Dashöfer Szakkiadó Kft., szerkesztő: dr. Tóth Elek

218/247


13. Homlokzati falszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek) A hagyományos falszerkezetek anyaga A leggyakoribb falszerkezetek anyagai a természetes vagy mesterséges kövek, illetve az égetett agyag (kerámia) falazóelemek. Kőfalazatok A kőfalazatok állapotának, teherbíró képességének változása a falazat vizesedésének következménye. Mind a talajból felszívódó nedvesség, mind pedig a csatlakozó épületszerkezeti elemek meghibásodásából, károsodásából származóan a falazatot érő víz rongálja, illetve tönkreteszi a falazat kőzetanyagát. Közvetve, vagy közvetlenül okozója a meghibásodásoknak. A víz mint szállító közeg a kioldott vegyi anyagokat a falazaton belül nagy távolságokra elviszi és meghatározott helyeken koncentrálhatja. A vízben oldott vegyi anyagok elősegítik a kőzetagyag mállását. Kőfalazatok szempontjából is nagyon fontos a falazatok szigetelésének megléte és állapota, illetve a szigetelés hiányosságai, vagy azoknak az épületszerkezeti elemeknek a terv szerinti viselkedése, amelyek hivatottak a falazat vízháztartásának szabályozására (pl. alapfalak szellőzését biztosító angol aknák). A kőfalazatok teherviselő képessége – a beépített kőzetanyag szilárdsági tulajdonságaitól, – a falazat módjától, valamint – a hézagok méretétől, illetve – a habarcs minőségétől és szilárdsági tulajdonságaitól függ. Statikai szempontból igen fontos, hogy a falazat merevítő szerkezetei milyenek. A vízszintes merevítést szolgáló falkötő vasak megléte és állapota, a födémgerendák bekötései határozzák meg a falazat teherviselő képességét. Teherviselő kőfalazatok állapotfelvételénél fel kell tárni és falszakaszonként rögzíteni kell: – a falazat szerkezeti rendszerét, a beépített kőzetek kőzettani megnevezését az építési kőanyagokra vonatkozó MSZ 18281:1979.”Építési kőanyagok kőzettani megnevezése és osztályai” c. szabvány alapján. A kőzettani vizsgálatokat az MSZ 18283:1979.”Építési kőanyagok kőzettani vizsgálati rendje” c. számú szabvány előírásai szerint kell elvégezni; – a habarcs minőségét és állapotát, a különböző irányú – vízszintes és függőleges – hézagok méretét; – a falazatban levő kőzetek szilárdsági tulajdonságait roncsolásmentes szilárdsági vizsgálattal (pl. Schmidt kalapáccsal); – a teherviselő kőfal statikai és merevítési rendjét, hogy az ellenőrző statikai számítások elvégezhetők legyenek. Az ellenőrző számításokat az MSZ 15023:1987 számú szabvány, vagy az EUROCODE 6 előírásai szerint lehet elvégezni. A falazatok felújításánál, a teherviselés szempontjából nem megfelelőnek ítélt falazókövet saját kőzetanyagú kővel kell kiváltani. Vegyes anyagú falazatoknál a pótlást nagyszilárdságú téglával kell elkészíteni. Ágyazó habarcsként javított mészhabarcs használható. A habarcs ne legyen cement túladagolású. Faragottkő falazatoknál, ha a teherviselő képességet nem veszélyezteti a felületi sérülések betétezéssel javíthatók. Ez esetben, szigorúan csak az eredeti kőzettel megegyező kőzetváltozat használható. Faragottkő, vagy nem vakolt terméskő falazatoknál a felújítás gyakran csak a falazat tisztítását, hézagainak újrafugázását és a felületi megmunkálás javítását jelenti. Vakolt kőfalaknál a vakolatok felújítása összetett feladat. A régi vakolat eltávolítása után a hézagokból a meglazult részeket 1-1,5cm mélyen ki kell kaparni, majd a felületet kellősíteni

219/247


kell. A kellősítés feleljen meg az új vakolati rendszernek. A manapság nagyon sokféle márkanéven futó – különböző rendszerű – vakolat közül csak azok használhatók, amelyek együttdolgozása a kőfalazat anyagával garantált. Tégla falazatok Az I. Világháború előtti korszakban, (melyet addig soha nem látott tömeges építkezések jellemeztek) a téglafalak a ma „nagyméretűnek”, kicsivel korábban „monarchia téglájának” nevezett 29×13×6,5 cm méretű falazóelemekből készültek. A falvastagságot nem méretezési elven határozták meg, hanem a Fővárosi Közmunkák Tanácsa „ökölszabály” jelleggel rendeletben határozta meg. A minimális téglafal-vastagságot a falra felfekvő födém fesztávolságának mértékétől tették függővé. A ténylegesen alkalmazott falvastagság a födém fesztávolságától függött tehát, és a szintek számától. A falvastagságot ugyanis minden födémfelfekvési szinten növelni kellett: – fa födémgerenda feltámaszkodásánál 15-15 cm-rel, – acél gerenda feltámaszkodásánál 7,5-7,5 cm-rel. Így egy max. 6,5 méter nyílásközű, 4 emeletes épület teherhordó falainak a vastagsága a pinceszinten – acélgerendás födém esetén – szélső főfalnál 45+4×7,5 = 75 cm, – középső főfalnál 45+8×7×5 =105 cm. – fagerendás födém esetén – szélső főfalnál 45+4×15=105 cm, – középső főfalnál 45+8×15=165 cm. Az I. világháború után a német és nyugat-európai téglaméretekhez alkalmazkodva nálunk is bevezetésre került a 25×12×6,5 cm élhosszúságú kisméretű tégla. Az 1920-as évektől a falazatok teherbírását, szükséges vastagságát már számítással határozták meg. Nagyjából ezzel egyidejűleg terjedt el a cementhabarcsba való falazás, és a monolit vasbeton koszorú alkalmazása. A külső falaknál hőtechnikai okok miatt tilos volt 38 cm-nél vékonyabbat építeni. Az 1930-as évektől jelentek meg a 33 cm falvastagságú, élére állított kisméretű téglákból, illetve a másfél-két tégla vastagságú, lapjára fektetett téglákból falazott üreges teherhordó falak, ahol a külső és belső falkéreg helyenként volt csak téglabordákkal összekötve, az így kialakuló üregeket pedig kovaföld hőszigeteléssel (illetve sokszor építési törmelékkel) töltötték ki. 1938-tól jelennek meg az üreges égetett téglákból (ikersejt tégla) készített falazatok. Végül a II. világháborút követően, az 1950-es években készült épületekkel kapcsolatban érdemes megjegyezni, hogy akkoriban sok téglafal épült nagyon rossz minőségű, alacsony szilárdságú téglából. Ezeknél az építményeknél tehát – probléma jelentkezése esetén – feltétlenül szilárdságvizsgálatot kell végeztetni. Az égetett agyagtéglák mellett már a századfordulón megjelentek a 80% homokot és 20% oltott meszet tartalmazó, égetés nélkül gyártott mészhomoktéglák, eleinte a nagyméretű tégla méretben, majd 1920 után fokozatosan áttértek a kisméretű téglaméretre. Falazatok repedéseinek diagnosztikája A kiselemes teherviselő falazatok meghibásodása legtöbbször repedések megjelenése, a falsík alakváltozása, kihajlás, illetve a fal anyagának mállása formájában jelentkezik. Állékonysági szempontból különös figyelmet igényelnek a falrepedések. Ezek jellegzetes elhelyezkedéséből, geometriai alakjából következtetni lehet az épületen bekövetkezett elváltozásokra, esetleges túlterhelésekre, mozgásokra, süllyedésekre.

220/247


A repedéskép függ a falszerkezetre ható (és a repedést előidéző) erők, igénybevételek jellegétől, de nagymértékben függ az elemekből rakott falak habarcsminőségétől, falazási minőségétől is. Húzóerők lépnek fel a falszerkezetben suvadásos, csúszó talajra történt alapozás esetén, illetve hajlításra igénybe vett faltestek alsó (húzott) zónájában. Ezek a repedések tendenciájukat tekintve általában merőlegesek az erőhatásra, tehát közel függőleges eredőjűek. Nyomóerők lépnek fel legtöbbször a hajlított faltestek nyomott zónájában. A hatásukra kialakuló repedések várható geometriai formája nehezen definiálható előre, mert az egymáshoz préselődő, morzsolódó, elnyíródó elemek és habarcsrétegeik kapcsolati erőitől függenek. Egy bizonyos: a repedések irányultsága nem lesz merőleges az erő irányára. Jellegzetes kb. 45 fokos ferdeségű nyírási repedések alakulnak ki az egyes falszakaszok egyenlőtlen süllyedése következtében. Általánosságban igaz, hogy amelyik irányba emelkednek a ferde repedések a falnak az a része süllyedt le erősebben. A repedések túlnyomó többsége valamilyen módon a talajmozgásokkal van összefüggésben. Repedést okozhatnak: – a teherbíró talaj egyenlőtlen terheléséből bekövetkező süllyedéskülönbségek; – részleges ráépítések, melléépítések okozta többletterhekből származó süllyedéskülönbségek; – vízerek, rétegvizek, vízvezeték- és csatornahibák, illetve az esővíz-elvezetés hibái következtében bekövetkező talajnedvesedések, alámosások; – a nem azonos minőségű talajra támaszkodó alaptestek alatt a különböző talajok különböző képpen nyomódnak össze. Repedések kialakulásához vezethetnek azonban egyéb okok is, így: – az 1920-as évek óta épülő lapostetős házaknál a bitumenes szigetelés alatti összefüggő beton aljzat hőmérsékletváltozás hatására létrejövő mozgása, valamint a kiszellőztetetlen salakfeltöltésekben kialakuló gáznyomás hatására jellegzetes vízszintes repedések jelennek meg az épület párkányának vonalában; – falazott kémények mellett szinte minden esetben kialakulnak függőleges repedések a füstgázok által átmelegített kéménytestek erőteljes hőtágulása miatt; – emeletráépítések, nagyméretű nyíláskiváltások esetén a megmaradó falpillérekre jutó teher elérheti, vagy meghaladhatja azok törőterhének 80%-át. Ilyenkor általában függőleges repedés jelenik meg a faltesten, mely repedés középtájon a legszélesebb, az alsó-felső kiindulási ponton pedig „nullára” zár; ez a repedésfajta igen veszélyes, és azonnali beavatkozást igényel. A repedések által jelzett károsodások vizsgálatánál a legelső lépés a repedés okának, és alakváltozási repedések esetén a lezajlott mozgások irányának felderítése. Ezt követi annak eldöntése, hogy aktív, vagy passzív repedésről van-e szó. Passzív károsodás esetén ugyanis a repedéskép egy korábbi, mára már lezárult eseménysorozat eredménye képpen jött létre, és további veszélyhelyzet kialakulása nem várható. Aktív károsodás esetén a repedés kiváltó oka jelenleg is fenn áll, és a repedések folyamatosan tágulnak, a változások eredménye képpen akár vészhelyzet kialakulása is várható. Rendkívül fontos tehát annak megállapítása, hogy a látott repedések hézagtágassága az idő múlásával változatlan marad, tovább növekszik, esetleg éppen csökken! A repedések viselkedését úgynevezett gipszpiskótával lehet egyszerűen ellenőrizni. Ennek készítése során a repedés két oldalán a vakolatot 1-1 tenyérnyi darabon le kell verni, és a tégla vagy kő alapfalon is ellenőrizni kell a repedés meglétét. Ezután a letisztított, kimélyített habarcsfugájú falazatra a repedés irányára merőlegesen egy hosszúkás, piskóta alakú gipszhabarcs-csíkot kell felkenni (kb. 5-6 cm széles, és 8-10 mm vastag legyen a habarcs a repedés vonala felett). Azért gipszhabarcsot használnak, mert egyrészt gyorsan megköt, másrészt szilárdsága nem túl nagy, ezért ha az épület tovább mozog, a repedések tágassága nő, akkor azok vonalában a gipszpiskóta is át fog repedni. Meghatározott időközönként 221/247


(napok, hetek, hónapok...) ellenőrizve a gipszpiskóta állapotát, még mérni is tudjuk a repedés tágasságának változását, tehát képet kaphatunk a zajló folyamat időbeli lefolyásáról, a károsodás gyorsulásáról, vagy lassulásáról. Falazatok minősítése A szerkezet az erőtani követelmények kielégítése szempontjából a következő minősítési kategóriákba sorolható: – megfelelő, – tűrhető, – veszélyes.

Megfelelő állapotú az a szerkezet, amely kielégíti a követelményeket – egyrészt a használati tapasztalatok alapján – másrészt erőtani számítás, illetve próbaterhelés szerint. Elegendő egyedül a használati tapasztalatok értékelése alapján megítélni a szerkezetet, ha: – legalább 20 éves használati tapasztalatok alapján megfelelőnek bizonyult, lényeges tartószerkezeti károk nem keletkeztek, és – a tervezett további élettartam alatt nem kell a szerkezetnek az eddiginél erőtanilag jelentősen kedvezőtlenebb feltételeknek megfelelnie. Általában nem jelentős a teljes teher 10 százalékos növekedése, ha rideg törés nem várható. A használati feltételek változásának jelentős vagy nem jelentős voltát a körülmények mérlegelése alapján a szakértő dönti el. Tűrhető állapotú általában az a nem megfelelő állapotú szerkezet, amelynél az alábbi feltételek egyidejűleg fennállnak: – szemrevételezéssel csak kisebb – a szerkezet további működését nem veszélyeztető – károsodások találhatók, és – nem várható rideg tönkremenetel, és – a teherbírási követelményeket kielégíti. Az alakváltozási és repedéstágassági követelmények kielégítését a tűrhető állapotú szerkezetnél nem kell vizsgálni. Tűrhető állapotú szerkezet esetén fokozott gonddal kell mérlegelni az állapotromlás becsülhető sebességét. Amennyiben a szokványosnál gyorsabb állapotromlás veszélye áll fenn (pl.: a vasbetonszerkezet repedéseiben acélkorrózió), nem minősíthető tűrhető állapotúnak a szerkezet. Veszélyes állapotú az a szerkezet, amelynél a kár bekövetkezésére, vagy a testi épség veszélyeztetésének kockázata a társadalmilag indokoltnál nagyobb értékű. Általában az a szerkezet minősül veszélyes állapotúnak, amely a tűrhető állapot feltételeit nem elégíti ki. Életveszélyes állapotú az a veszélyes szerkezet, melynél a hatékony beavatkozás azonnali végrehajtásának elmulasztása miatt emberek élete és testi épsége veszélybe kerülhet. A szerkezet további tervezett használata ismeretében kell az erőtani követelmények kielégítésére alapozva dönteni. A megfelelő állapotúnak minősített szerkezet tervezett használata korlátozás nélkül megengedhető. Tűrhető állapotúnak minősített szerkezetre az alábbi korlátozások közül legalább az egyiket elő kell írni: – a használat korlátozott időtartamra való engedélyezése (a felülvizsgálat megismétlésére határidő előírása), – a használat módjának korlátozása (például olyan rendszeresen ellenőrzött üzemeltetés, amelynél biztosítható, hogy a teher az alapértéket ne haladja meg).

222/247


Veszélyes állapotúnak minősített szerkezetre elő kell írni a végrehajtás határidejét is, megadva a következőket: – a használat módjának (a rendeltetésnek) olyan megváltoztatását, amellyel biztosítható a szerkezet megfelelő (esetleg tűrhető) állapota, vagy – javasolva az átépítést (megerősítést, átalakítást), vagy – előírva a lebontást. A döntési változatok rangsorolása elsősorban az emberi élet védelme és csak másodsorban azok gazdaságossága alapján történjék. A teherhordó falszerkezetek hő és páratechnikai vizsgálata A homlokzati határoló falszerkezetek hőtechnikai és páratechnikai viselkedése a felújítások egyik legnehezebben megítélhető, és legtöbb problémával terhelt fejezete. Az előző fejezetekben szóltunk róla, hogy a téglafalazatok legkisebb vastagságát (44 cm, illetve 38 cm) kezdettől fogva hőtechnikai követelmények alapján határozták meg. Azt is láttuk, hogy az épület hőenergia-egyensúlyát önmagában a falazat hőszigetelő képességével csak kis mértékben tudjuk befolyásolni, hiszen a homlokzatfelület jelentős részét az ablakok, erkélyajtók teszik ki, melyeknek hőszigetelő-képessége is nagyságrenddel kisebb lehet a falazatokénál, de még ennél is nagyobb hatással van az eredő hőszigetelő képességre az ablakok légáteresztésének, filtrációs hőveszteségének mértéke. Az általános energia-takarékosság szellemében a századforduló után kialakult és elfogadott falazati hőszigetelési értékek napjainkra természetesen többször, és jelentősen megváltoztak, szigorodtak. Ez azonban nem jelentheti azt, hogy minden régi épületet a felújítás során automatikusan hőszigetelni kell, vagy lehet! Feltétlenül mérlegelni kell – az épület állapotát, – homlokzati kialakítását, – homlokzati esztétikai értékeit, – műemléki, vagy városképi jelentőségét, – az ablak/tömör fal felületek arányát, – a filtrációs hőveszteség csökkentésével elérhető energia-megtakarítás mértékét, – a felújítás előtt meglévő természetes légcsere drasztikus csökkentésének kedvezőtlen hatását (belső téri párafeldúsulás, hőhidak hatásának kiéleződése, páralecsapódás megjelenése a falfelületeken). Gondos mérlegelés szükséges tehát a felújítási tervezés során. Ha az érvek az utólagos hőszigetelés mellett szólnak, akkor alapelvnek lehet tekinteni azt, hogy a kiegészítő hőszigetelő réteget a fal külső oldalán kell elhelyezni. A belső oldali hőszigetelés csak kismértékű lehet, és elsősorban a belső felületi hőmérséklet növelése, a hidegsugárzás csökkentése, illetve a felületi páralecsapódás megakadályozása lehet a cél, nem az energiatudatos felújítás. A belső oldali hőszigetelés ugyanis a falszerkezet jelentős külső szakasza átnedvesedésének és megfagyásának veszélyével jár. A külső oldali hőszigetelés hőtechnikailag szerencsés megoldás, és ahol lehetőség van rá, feltétlenül azt kell választani. Kismértékű hőszigetelési többlet-igény esetén a régi vakolatdíszek felmérésével és újrakészítésével megoldható a hőszigetelő vakolatos felújítás. Egyszerűbb, sík homlokzatfelületek felújításához ajánlott a hőszigetelő táblás, kéregvakolatos megoldás. Időállóbbak, tartósabbak, és a nyári felmelegedés ellen is jobban védenek a szerelt jellegű homlokzatburkolatok. Ezeknél azonban a nagy páraáthatolási ellenállású külső szerelt kéreg miatt a páralecsapódás elkerülése érdekében gondoskodni kell a burkolat mögötti hézag kiszellőztetéséről.

223/247


A homlokzati falak anyaga és hőszigetelő képessége a következő módszerek szerint határozható meg: - meglévő tervek alapján - helyszíni méretfelvétel alapján - helyszíni feltárás alapján - műszeres mérések segítségével - hőfénykép segítségével A tervek alapján történő azonosítás megbízhatósága általában csak az iparosított építésmóddal kivitelezett épületek (kohóhabsalak-beton falblokkos, illetve házgyári panelos épületek) típustervei esetén egyértelmű. Tervek képezhetik azonban a számítás alapját más építési módok esetén is, különösen ha megvalósulási tervek is készültek, és ezeken feltűntették a falazatok anyagát. Ilyen esetekben a tervdokumentáció tartalmának valóságát kell a helyszínen ellenőrizni. Kisebb biztonsággal azonosíthatók a tervek alapján a falszerkezetek, ha csak a kiviteli tervek állnak rendelkezésre. Ez esetben a vizsgálatok során a helyszínen a falvastagság ellenőrzésével, műszeres méréssel, lehetőség szerint szúrópróbaszerű feltárással célszerű ellenőrizni a terv valóságtartalmát. Az engedélyezési tervek az esetek többségében nem alkalmasak a falszerkezet anyagának megállapítására! Méretfelvétel alapján történő azonosítás esetén gondot okoz az, hogy a falszerkezetek vastagsági mérete - önmagában – legtöbbször nem nyújt kellő információt. A vázkerámia falazó-elemekből készített falszerkezetek esetén például a 38 cm vakolatlan vastagságú falazatok névleges hőátbocsátási tényezője 0,50 és 0,78 W/m2K között, a 30 cm vastagságúaké pedig 0,61 és 1,27 W/m2K értékek között változik. Kedvezőbb a helyzet az 1977 előtt kivitelezett épületek falszerkezetei esetében. A falszerkezet vastagsági mérete tehát csak más vizsgálatok eredményeivel együtt szűkítheti a lehetőségek körét. Feltárás alapján történő vizsgálatra nincs minden esetben mód, mert a feltárási helyek helyreállítása során az eredeti felületképzés színének és struktúrájának reprodukálása egyszerű eszközökkel általában nem oldható meg. Helyreállítást nem igénylő (vagy csak a felületi sík helyreállítását igénylő) feltárások végezhetők: – magastetős épületeknél a padlástérben (ahol a térdfalak, illetve a falazatok padlósík fölé nyúló részei általában felületképzés nélküliek és feltárhatók), – lábazatok felett (ha a lábazatsík a külső falsíktól „hátraugratott"), – alárendelt helyiségekben (a teljes helyreállítás igénye nélkül), – szerelt külső vagy belső falburkolat mögött (ha a falburkolat a feltárás után visszaszerelhető). A falszerkezet feltárása biztos információt nyújt a falazóelemek anyagáról és méreteiről, illetve üreges égetett agyag falazóelemek esetén arról, hogy az anyag tömör, vagy (a gyártáskor az agyagból kiégetett adalékok révén) porózus-e. Ezek az információk már alkalmasak lehetnek a lehetséges változatok szűkítésére még úgy is, hogy az azonos méretű, porózus vagy tömör anyagú vázkerámia falazó elemeket is több változatban, illetve márkanévvel gyártották. Műszeres mérésekkel a falszerkezet közelítő hőátbocsátási tényezője a fűtési időszakban számítható, ha azonos időpontban mérhető a külső és belső léghőmérséklet, valamint a falszerkezet belső oldali felületi hőmérséklete. Ekkor a hőátbocsátási tényező a következő összefüggéssel számítható: 8 * t i   i  U 

At

ahol ti = belső léghőmérséklet (°C) 224/247


tc = külső léghőmérséklet (°C) At = ti - tc (°C) i = belső felületi hőmérséklet (°C) A vizsgálat eredményei csak akkor fogadhatók el, ha a számított U-értékek legfeljebb 20%-al térnek el egymástól. A közelítő hőátbocsátási tényező a számított értékek átlaga lesz. A vizsgálat feltételei: • a külső és belső léghőmérséklet eltérése legalább 20 K, • legalább 3 méréssorozat a falszerkezet megszakítatlan, „zavartalan" helyein (mérési helyek távolsága a homlokzati nyílászáró szerkezetektől, belső falaktól, födémektől és fűtőtestektől legalább 100 cm), • valamennyi hőmérséklet-mérésnél azonos, és legalább 0,1 °C mérési pontosságú, hitelesített mérőműszer használata. Hőfénykép segítségével is eredményre juthatunk, hiszen a termovíziós vizsgálat alkalmas a homlokzati falak átlagos hőátbocsátási tényezőjének megállapítására, és ezért - a vizsgálati eredmények pontosságát is figyelembe véve - megbízhatóbbnak tekinthető, mint az előzőekben felsorolt módszerek. Ugyanakkor tudni kell, hogy ez a vizsgálat is csak a fűtési idényben hajtható végre. Homlokzatfelületek diagnosztikája E fejezetben elsősorban a homlokzat azon tömör részeivel foglalkozunk, melyek célja és feladata: – az épület külső falának csapadék elleni védelme; – az épület külső falának hővédelme; – az épület külső esztétikai megjelenésének biztosítása. A homlokzatnak ezen elsődleges funkciók teljesítése mellett ellen kell állnia az általános környezeti külső hatásoknak, melyek – csapadék (eső, hó, jég, csapóeső), – szél, – napsugárzás, – hőmérsékletingadozás, – ütések, – légszennyeződés, – biológiai kártevők. Továbbá ellen kell állni az épületből érkező belső hatásoknak is, melyek – páraterhelés; – épületmozgások (süllyedések és rezgések, dilatációs mozgások); – belső nedvességhatások (kapilláris vízfelszívódás, építési nedvesség, üzemi, használati víz); – vegyi szennyeződések. A homlokzati szerkezettől elvárható, hogy – anyaga legfeljebb korlátozott mértékben legyen nedvszívó, és akadályozza meg a csapóeső behatolását a falszerkezetbe; – a téli–nyári hőingadozásokat, és a zápor okozta hősokkot egyaránt károsodás nélkül viselje el; – legyen fényálló, UV-álló és színtartó; – tapadása, rögzítése az alapszerkezethez tartós és biztonságos legyen; – páradiffúziós ellenállása lehetőleg legyen kisebb, mint a falszerkezeté; – ütésálló legyen (jégeső, kődobálás, hógolyó stb.); – kövesse a hordozó falszerkezet mozgását (tartósan rugalmas legyen); – saját alakváltozási és térfogatváltozási hajlama legyen összhangban a hátfalazatéval;

225/247


álljon ellent a légköri szennyeződésnek; növények, élőlények, gombák ne telepedjenek meg rajta; por, piszok nehezen tapadjon meg rajta, legyen tisztítható, vagy öntisztuló; a szerkezeti elemek közötti csatlakozási hézagokba csapadékvíz ne jusson be; a vízelvezető szerkezetek biztonságosan vezessék el a faltól a vizet, a párkányok, díszítőelemek ne hátrafelé vezessék a csapadékot. Néhány jellegzetes meghibásodás • Finom, pókhálószerű repedések általában a szerkezettől független, burkolati hibára utalnak. • Vízszintes és ferde, legalább 0,5 mm tágasságú burkolat repedés esetén feltétlenül meg kell vizsgálni, hogy a repedés kiterjed-e a szerkezetre is. • A felület elszíneződése, átnedvesedése származhat a páradiffúziós és hőszigetelési problémák megoldatlanságából, gépészeti vezeték hibájából, vízelvezető rendszerek hibájából, felszivárgó vagy felcsapódó nedvességből. • A hátfalazathoz való kötés, tapadás meghibásodását a teljes felület átkopogtatásával lehet feltárni. Vakolat esetén ez begörbített ujjal is elvégezhető, keményebb burkolatoknál azonban gumikalapácsot kell alkalmazni. • Fémkapcsokkal rögzített burkolólapoknál a kapcsok korróziójának megindulását rozsdafoltos lecsorgások (szakállak) jelezhetik. – – – – –

A kő-, tégla- és műkő homlokzatok felújítása A nyers téglával, műkővel, illetve részben, vagy egészben természetes kővel burkolt homlokzatok esetén a diagnosztikai vizsgálatokat az MSZ-04-262:89/1., 2. és 3. „Épülethomlokzatok tisztítása és kezelése” című szabvány alapján kell elvégezni. A vizsgálathoz homlokzati mezőnként a szabványban előírt számú mintából meghatározandó az anyagfajta, anyagminőség és korróziós állapot, amelynek eredményeként eldöntendőek a műszakilag és esztétikailag szükséges tisztítási, javítási és felületkezelési módszerek, anyagok és technológiák. A vizsgálatok adatai alapján el kell készíteni a homlokzat „anyagtérképét” és „kártérképét”, ami a helyreállítási terv alapjául szolgál. A homlokzat-helyreállítási tervnek tartalmaznia kell az alábbiakat: – tisztítási módszerek anyagai és eszközei a munka eredményességének ellenőrzési módjaival; – javítási, kiegészítési, mikro- és makroszerkezeti stabilizálási, konszolidálási anyagok és eljárások; – felületvédelem anyagai és módszerei a természetes és emberi környezeti károsítók hatásának megelőzésére és az ellenük való aktív és passzív védekezésre. A kerámiaburkolatok hibái A gyengén kiégetett, porózus agyagtermékek a tartós nedvesség hatására gyorsan mállnak, fagy hatására morzsolódnak, kipattognak. Ha a gyártás során mész, vagy magnéziaszemcsék maradnak a téglában, azok víz hatására megduzzadnak, és repesztik a téglát. A nyers kerámia(tégla)burkolatokon megjelenő sókivirágzás oka lehet: – a tégla nyersanyagából égetéskor képződő gipsz- és magnéziumvegyület; – a falazó és fugázóhabarcs adalékának vízoldható sótartalma; – a keverővíz sótartalma; – a falazattal érintkező talajból felszívódó víz sótartalma; – a burkolat mögötti csatornavezetékek hibájából, vagy használati víz ellen rosszul szigetelt falaknál biológiai hatásra képződő vegyületek nitráttartalma.

226/247


A klinker burkolótégla felület az egyszerű burkolótégla szokásos hibáitól (kifagyás, hőmállás, kristályosodási mállás, zárványok okozta mállás, kivirágzásos mállás) csaknem teljesen mentes. Jelentős párafékező hatása miatt azonban a diffúziós hátfelület nedvesedés következtében a sókivirágzásos problémák hamarabb jelentkeznek, és a fagy okozta nagyfelületű leválás is gyakoribb. Jó minőségű, fagyálló burkolólapoknál az ágyazó-ragasztó habarcs menynyisége és milyensége határozza meg legtöbbször a burkolat tartósságát. – A változó vastagságú, illetve vastag ragasztóhabarcs a burkolat leválását, vagy a felület fogasságát, egyenetlenségét (a lapok egyenetlen „behúzását”) okozhatja. – A lapok leperegnek – ha a nedvszívó kerámia nem volt beáztatva, és elszívta a habarcstól a vizet, – ha a habarcsban nem volt megfelelő mennyiségű kötőanyag, – ha szennyezett volt a habarcs, illetve – ha rossz minőségű ragasztóhabarcs mellett folyamatos rázkódás hat az épületre (nagyvárosi forgalom hatása). – Gyenge minőségű fugázó anyag hamar kipereg, a réseken, hézagokon át a burkolat mögé jut a csapóesővel a nedvesség, és fagy hatására leválnak a kerámia elemek. A nem fagyálló mázzal (zománccal) készült burkolat felülete megrepedezik, a hajszálrepedéseken át bejut a csapadékvíz, és fokozza a kifagyás veszélyét. A műkő burkolatok hibáit leginkább – a műkőbeton anyag- és bedolgozási hibáiból eredő elszíneződések, kifakulások, sókivirágzások, hólyagos, kráteres felületi foltosodások; – az avulás, fagyhatás, vízhatás, és légköri szennyeződés okozta mállások, kipergések, elszíneződések, foltosodások, leválások; – a zsugorodásból és hőmérséklet-változásból származó mozgásigény korlátozásából eredő repedések, kitöredezések; illetve – a különféle mechanikai hatások, ütések következtében létrejött sérülések, letörések, kipattogzások jellemzik. A homlokzati vakolatok, festékek meghibásodásai, vizsgálatuk A felújítási technológia helyes megválasztásához az alábbi főbb kérdésekre kell keresni a helyes válaszokat. – Milyen a meglévő fal- és vakolatréteg felépítése? – Milyen mértékű a meglévő vakolatkár (hibák kiterjedése, átnedvesedés mértéke, sókárok)? – Milyen homlokzati részeknek kell megmaradni (tagozódások, díszítések, szerkezetek)? – Milyen mértékű a felújítási elvárás (új felületképzési igény, hőszigetelési igény stb.)? Ahogy a kérdések is mutatják, az ésszerű megoldás előfeltétele a helyes diagnózis, a felújítás sikerét pedig a megfelelő (speciális) szaktudás, a tapasztalat és a rendelkezésre álló pénzeszközök célirányos és gazdaságos felhasználása biztosítja. A diagnosztika lényege: a meglévő és várható károk pontos felderítése és az ok és okozati összefüggések feltárása, a legmegfelelőbb felújítási technológia kiválasztásának érdekében. A homlokzatképzés esetében ez az alapfelületek vizsgálatát jelenti, aktuálisan mindig azon rétegekét, mely a feltárt hibákat, illetve a felújítás célját tekintve jelentőséggel bírnak. A feladat legtöbbször az, hogy a vizsgált felület (réteg) elég stabilitással rendelkezik-e ahhoz, hogy a felújításnál alkalmazott további réteg(ek) terhét biztonsággal elviselje. Falfelületek vizsgálata (csupasz falfelületeknél, illetve foltszerű, teljes vakolatréteg elválások helyén).

227/247


A falazat anyagának megállapítása – tégla, – kő, – beton, – vegyes, – egyéb (pl. vályog, tufa stb.). A vizsgálati módszer legtöbb esetben a szemrevételezés, ritkábban roncsolásos kémiai vizsgálat. A falazóelemek és a falazóhabarcs szilárdságának becslése Rendelkezésre állnak egzakt vizsgálati módszerek (pl. keménységmérők), de gyakorlatban a vakolattartás szempontjából általában elegendő a szemrevételezés, illetve a karcolási vagy a vésési próba. Ennek során kemény hegyes tárggyal karcolják a felületet és a bemélyedés, illetve anyagmállás mértékéből következtetnek annak szilárdságára. Utólagos hőszigetelési igény esetén ez alapján eldönthetjük, hogy szükséges-e a homlokzati burkolati rendszer tartását vakolattartó rabichálóval (vagy táblás rendszereknél dübelezéssel) segíteni. Falrepedések vizsgálata Szintén szemrevételezéssel a repedés feltételezett okainak felderítése és annak tisztázása, hogy mozgó- vagy holt repedésről van-e szó. Ez utóbbit gipszpogácsás (gipszpiskótás) eljárással célszerű vizsgálni. A vizsgálatok elmaradása esetén nagy valószínűséggel ismételten jelentkezni fog a vakolatkár. Felületi szennyeződések megállapítása Általában por, korom, zsaluolaj maradék, illetve a felületen végigfolyt idegen anyag lehet. Ezeket lekaparással, lemosással, vegyszerekkel el kell távolítani, mert elválasztó réteget képviselnek a homlokzatképző anyagok szempontjából. Falnedvesedés és következményei (sókivirágzás, gombásodás, illetve mohásodás) A nedvesedés leggyakoribb okai. – Falszigetelési hiba (felszívódó nedvesség, illetve vízszivárgás magas talajvíznél, vagy rétegvíznél). – Csapóeső hatása (ideiglenes). – Épület körüli vízelvezetés hiánya. – Külső csatornázási hiba. – Páratechnikai probléma. – Belső épületgépészeti hiba (pl. csőtörés). A fal felületi nedvességét legtöbbször szabad szemmel is észlelhetjük sötétebb foltok formájában. A „zselatinlemez” próbával (a közepén szöggel falra felerősített zselatinlemez a falnedvesség hatására meggörbül) meggyőződhetünk annak tényéről. A pontosabb vizsgálat fúrással vett mintákon általában laboratóriumi nedvességméréssel történik. Ez utóbbinál a sótartalom és sófajta meghatározására is lehetőség van. A cél a nedvesedés okának pontos meghatározása és a sószennyezés megszüntetésére való törekedés [utólagos mechanikai, vegyi, illetve elektronikai falszigetelések, sótalanító eljárások, speciális falburkoló rendszer alkalmazása (pl. falszárító vakolatok). A nedves falak hőszigetelő képessége is jelentősen leromlik. Téglafalak esetében például az 1%-os falnedvességi növekmény kb. 10%-al rontja a falazat hőszigetelő képességét.

228/247


A felszívódó (kapilláris) nedvesség következményeként jelentkező sókivirágzás („salétromosodás”) pedig – amennyiben a kiváltó ok továbbra is fennmarad – ismételt vakolatkárokat okozhat. Falazat nedvszívóképességének vizsgálata Az ún. nedvesítési próbával végezhető. A felületre fröcskölt vizet az erősen szívó falfelületi részek gyorsan elszívják, a nem szívó részeken a víz gyöngyözik, lefut. A falazat eltérő nedvszívóképességének kiegyenlítésében nagy szerepe van a jó minőségű előfröcskölésnek (gúzolásnak). Természetesen abban az esetben, amikor valamilyen felületi réteg pl. szinterréteg az oka a szívóképesség csökkenésének, úgy a réteg eltávolításával vagy felkarcolásával is lehet orvosolni a problémát. Vakolt felületek vizsgálatai Az előző pontban közölt módszerek többsége értelemszerűen itt is alkalmazható. Megemlíthető még a különböző szerves kórokozóknak, moháknak, algáknak, gombáknak a vakolat felületén való megjelenése. Megszüntetésük mechanikai, kémiai eszközökkel, illetve gőzborotvás lemosással történhet. Tartósan azonban csak a táptalaj, azaz a nedvesedés megszüntetésével védekezhetünk. A vakolatok megfelelő szilárdsága éles tárggyal való karcolással, kézzel való dörzsöléssel és nedvesítéssel ellenőrizhető. Ezekhez a módszerekhez jó érzékre és széles körű tapasztalatokra van szükség. Ha a karcoláskor kis nyomás hatására is morzsolódik a vakolat, szilárdsága nem megfelelő. Ugyanez mondható el akkor is, ha dörzsöléskor vakolatrész mállik le a felületről. Nedvesítés hatására a gyenge, puha felületek tovább puhulnak, illetve lágyulnak. Megoldásként bizonyos esetekben elegendő a mélyalapozókkal való felületi szilárdítás, gyakran – összefüggő felületi hibák esetén – azonban szükségessé válik a gyenge vakolatréteg teljes eltávolítása és a megismételt rétegképzés. A felületi „krétásodás” ugyancsak dörzsöléssel észlelhető és a krétásodó réteg teljes eltávolításával, illetve mélyalapozással javítható. A vakolatok rétegelválásának oka a tapadószilárdság kimerülése az adott keresztmetszetben. Ezek beazonosítása szemrevételezéssel (zárt alakzatú repedés), illetve kopogtatással (kongó hang) végezhető. Az elvált vakolatrészeket eltávolítjuk, és lehetőleg tapadásfokozó felhasználásával új vakolatréteggel pótoljuk. A vakolatok felületi kémhatását (lúgosságát vagy savasságát) indikátorpapírral egyértelműen kimutathatjuk. A benedvesített felületre helyezett lakmuszpapír a kémhatásnak megfelelően elszíneződik, a PH-érték a színskálával összehasonlítva számszerűsíthető. Az erősen lúgos kémhatás esetén javasolt a FLUÁT-ozás, mely oldattal a felületet átkenve jelentősen csökkenthető a PH érték és még a vakolat felületi szilárdsága is fokozható. A másik megoldás, lúgálló felületképzők alkalmazása. Festékek, bevonatok vizsgálata – A „karcpróbával” ellenőrzött bevonat, ha a karcolás mentén kipattogzik, vagy felgyűrődik, vagy a bevonati film a karcolásnál megbontható és filmszerűen lehúzható, nem megfelelő. Eltávolítása indokolt. – A ragasztószalag teszt során, előírt tapadású ragasztószalagot ragasztunk a bevonat felületére, majd gyors mozdulattal leszakítjuk. Ha a ragasztószalag felületére jól láthatóan bevonatrészecskék tapadnak, a régi bevonat, illetve festékréteg eltávolítása ugyancsak szükségessé válik. – A „rácsmetszéses” vizsgálatkor a bevonatot egységnyi felületen (10×10 cm) 2 mm × 2 mm-es rácsozással, éles késsel átvágjuk. A réteg stabilnak tekinthető, ha utána legalább 80%-ban biztosan tapad a felülethez.

229/247


Jellemző vakolatkárok – Mechanikai sérülések okozta károsodások (pl. háborús károk). A javítások elmaradása esetén lényegesen felgyorsul a romlási folyamat (vakolatmállás, falszerkezet korróziója). – Avulás okozta károsodások.  A felületképző réteg elöregszik, lekopik, ami miatt az alaprétegek ciklikus nedvesség felvétele intenzívebbé válik, ami a rétegek feltáskásodásához, mállásához vezet.  Rendszeres átnedvesedés (elöregedett vízszigetelés vagy ereszcsatorna hibája) következtében fagyás, illetve sókivirágzás okoz vakolatmállást, rétegelválást, falszerkezet károsodást.  Szerkezeti (süllyedési, illetve hőmozgási) repedések alakulnak ki a homlokzati falszerkezetben, melyek átterjednek a vakolatra is. A repedések mentén történő átnedvesedés miatt megindul a kár kiterjedése, a vakolat- majd a falszerkezet mállása.  A szennyezett levegő magas széndioxid tartalma a nedves környezetben vegyi átalakulást hoz létre a vakolatban, ami gipsztartalmú vegyületeket képez. Ez vízzel egyesülve duzzad és rongálja a vakolat szerkezetét.  A mikroorganizmusok felületi megtelepedésének szintén felületi nedvesedés az alapja. Ezek elterjedése kezdetben esztétikai hibát, később az átnedvesedés tartóssá válásával az előbbiekhez hasonló vakolatkárosodásokat okozhatnak. – Feldolgozási hibák  A kis adagokban (keverőláda nélkül) történő helyszíni vakolatkeverés inhomogén vakolatréteget eredményez a homlokzaton. Ez repedési hajlamot, szívóképesség egyenlőtlenséget, illetve színfoltosodást okozhat a vakolatban, vagy a rákerülő fedőrétegen.  A többrétegű vakolatok „nedveset a nedvesre” elvének be nem tartása, rétegelválásokat eredményezhet.  Nem megfelelő szerszámhasználattal túlzottan felkeményedik a vakolat külső rétegének felülete (pl. glettelés), mellyel a repedési hajlama jelentősen fokozódik.  A helyszínen kevert (nem előre gyártott) vakolatoknál jellemző hibaforrás az adalékanyag nem kielégítő szemszerkezeti eloszlása, illetve a helytelen keverési arány alkalmazása. Ez szilárdsági problémákat, illetve zsugorodási repedéseket okozhat.  Jellemző hibaforrás a különböző anyagú vakolatrétegek között előírt kivárási idők be nem tartása is. (Az alapvakolat befejező rétege és a színes felületképző réteg között min. 10-14 napot szükséges kivárni.) – Építéstechnikai hibák  Hiányos nedvesség elleni védelem: Rosszul sikerült tetőfedés, csatornázás vagy falszigetelés következtében a vakolat nedvesedése folyamatos.  A fagyási károk mellett legtöbbször jelentős a sókristályosodásból eredő vakolatmállás, leválás is.  Nem összeférhető anyagok alkalmazása: Magas páradiffúziós ellenállású külső felületképző réteg (műanyagburkolat, műanyagfesték) a réteg mögött várhatóan kialakuló párakondenzáció következtében táskásodás, kifagyás, mállás jön létre.  Nem megfelelő rétegrend alkalmazása: A helyes felépítésű vakolatrendszer kifelé haladva „puhul”. Fontos a kiegyensúlyozott arány tartása a vakolat merevsége és vastagsága között is. (A vastagabb vakolatrétegek legyenek puhábbak.) Ezen elvek betartása nagymértékben csökkenti a vakolatrepedések kialakulásának és az ebből eredő károsodások kockázatát.  A porózus szerkezetű alapvakolatok (pl. hőszigetelők) nem megfelelő víztaszító hatású felületképző réteggel való lezárása vakolat átnedvesedést, majd lefagyást okoz.

230/247


 Szerkezeti funkció megváltozása: Például a homlokzati falakban lévő hagyományos kéménykürtők a gázfűtésre való átállással – béléscső nélkül – nedvesedési és fagyási károkat okozhatnak. Forrás: Épületfelújítási kézikönyv, kiadó: Verlag Dashöfer Szakkiadó Kft., szerkesztő: dr. Tóth Elek

231/247


14. Nedvesedő pince- és lábazati falszerkezetek diagnosztikája (Dr. Tóth Elek) Az utólagos falszigetelés módjának kiválasztása Az állapotfelmérés (diagnosztika) általános szempontjai A tervezést megelőző diagnosztikai felmérő munkát a helyszín szemrevételezésével, és a vizesedés jellegét feltáró adatgyűjtéssel kell kezdeni. – Ki kell deríteni a pincében, illetőleg a falakon megjelent vizesedés keletkezésének időpontját, szintjének magasságát, változásának trendjét, többszöri vízbetörés esetén azok időpontjait és szintjeit. – Tájékozódni kell arról, hogy az épületben történt-e olyan esemény, amelynek köze lehet a víz vagy a nedvesség megjelenéséhez, például: – csőrepedés, – közmű meghibásodás, – külső csapadékvíz elvezetés hibája, – csatornabekötések meghibásodása, eldugulása, – a pince átépítése (az esetleg a meglévő szigetelés rongálódását idézte elő), – a lábazat, és az épület körüli járda süllyedése, vízelvezetési problémái. – Meg kell vizsgálni az épület tágabb környezetét (szomszédos telkek), hogy ott történte olyan esemény, ami a talajvíz szintjének emelkedését válthatta ki, például: – talajvíz, rétegvíz folyásirányának megváltoztatása; – tereprendezés, felszíni vizek elvezetésének megváltoztatása; – csatornázás, vagy egyéb közműépítés, átépítés, javítás; – korábbi vízvételi helyek, kutak megszüntetése. – Meg kell vizsgálni az épület tágabb környezetét (szomszédos telkek). – Meg kell tekinteni a szomszédos épületek pincéit, alapfalait, és tájékozódni kell arról, hogy máshol is történt-e vízbetörés. Amennyiben igen, akkor azok idő- és nagyságrendi adatait is célszerű rögzíteni. – Tisztázni kell az épület pincéjével, vagy talajjal, illetve tereppel érintkező helyiségeivel szemben támasztott szárazsági követelményeket, az esetleges átalakítás után a pincei, alagsori helyiségeknek szánt használati funkciót. – Meg kell vizsgálni: – az épület alaprajzi elrendezését, tagoltságát; – a pincepadló terepszinttől való távolságát; – a pincében lévő víz magasságát; – az épület padlójának, illetve falainak szigeteltségét; – a szigetelés módját, szintjét, anyagát. Részletes vizsgálatok és kiegészítő szakvélemények Az elvégzendő vizsgálatok körét a hibajelenség ismeretében, a helyszíni szemrevételezés tapasztalatainak függvényében kell meghatározni. Nézzünk részletesen néhány lehetőséget. – A pincében áll a víz Ebben az esetben laboratóriumi vízminta-elemzés szükséges, annak eldöntéséhez, hogy talajvízről, ivóvíz-nyomóvezeték repedéséről, vagy szennyvízcsatorna meghibásodásáról van-e szó. (A kivett vízminta elemzését legegyszerűbben az ANTSZ valamelyik laboratóriumában lehet elvégezni.) Ivóvízvezeték, vagy szennyvíz-csatorna hibájára utaló vízösszetétel esetén épületgépészeti feltáró vizsgálatot kell végezni.

232/247


Amennyiben egyértelműen talajvíz betörésére lehet következtetni a víz összetétele alapján, akkor a víztelenítés megtervezéséhez talajmechanikai szakvélemény készítése válhat szükségessé. (A talajmechanikai szakvéleményt az 45/1997. (XII.29.) KTM rendelet alapján, valamint a TS-FÉ-3. kötet „Régi épületek talajmechanikai és alapozási vizsgálata” segítségével célszerű elkészíteni.) – A pincefalak, esetleg a pincepadló is nedves, vizes Első lépés itt is a nedvesség eredetének vizsgálata. Itt azonban vízmintát nem tudunk venni, ehelyett a falazat nedvességtartalmának és sótartalmának meghatározása a feladat. A nedvességtartalom vizsgálata történhet helyszínen, hordozható műszerrel. A fal elektromos vezetőképességének műszeres mérése gyors eljárás, és előnye, hogy a falazat roncsolása nélkül kaphatunk eredményeket . A vizsgálat azonban csak tájékoztató, közelítő jelleggel fogadható el, tekintettel arra, hogy az építőanyagok elektromos jellemzői a bennük lévő sók koncentrációjának függvényében erősen változnak! A CM műszer (14.1 ábra) használata már pontosabb eredményt ad, de a fal- vagy padlószerkezet kismértékű „rongálása” nem kerülhető el. Ez esetben ugyanis a fúrással kivett, pontosan lemért súlyú, por alakú mintát egy zárt edénybe helyezik, és ott a benne lévő nedvességből kalcium-karbid hozzáadásával acetiléngázt fejlesztenek. A képződő gáz mennyisége (nyomása) alapján tömegszázalékban határozható meg a falazatban lévő víz mennyisége. Ha a nedvességtartalom becsült értéke a műszer méréshatárán kívül esik, a minta mennyiségét duplázni vagy felezni szükséges, így a méréshatár akár 30 m%-ig kiterjeszthető.

14.1 ábra. A CM műszerkészlet helyszíni nedvességméréshez (m%)

– Laboratóriumban, a helyszínen vett anyagmintából A mintavételnél fontos jellemző a mintavétel síkbeli helyzete (pl. a fal alján, közepén, a mennyezet alatt, sarokban, a járda, lábazat magasságában, a padló közepén, a fal mellett stb.), és különösen vastagabb falaknál, a falon belüli elhelyezkedése (pl. a fal külső vagy belső harmadában, illetve a fal-keresztmetszet közepén). Egyéb szakértői ötlet vagy intuíció hiányában általános esetben legalább 4-5 helyen kell fúrással mintát venni, a nedvesedés feltételezett elhelyezkedésére jellemző eltérő magasságokban. Nagy gondot kell fordítani a

233/247


kivett minta azonnali légzáró becsomagolására, nehogy az kiszáradva hamis értékeket eredményezzen. A furat mélysége és magassága az alábbiak szerint készítendő: – magasság szerint: – a fal padlóvonal vagy vízszintes padlószigeteléshez közeli síkján; – a falazat vastagságától függően kb. a falvastagsággal megegyező magasságban; – a falvastagság kétszeresével megegyező magasságban vagy a károsodás síkja felett 50 cm-rel; – furatmélység: a falvastagság fele.

14.2 ábra. 32 mm átmérőjű furat készítése főfalban lassú fordulatú fúróval

A laboratóriumi vizsgálat általában a nedves minta szárítókamrában történő kiszárításával történik. A kivett minta száraz és nedves súlyának különbsége alapján lehet meghatározni a fal vagy padló abszolút nedvességtartalmát. A kialakult gyakorlat műszaki szóhasználata szerint – teljesen száraz a fal, ha átlagos nedvességtartalma nem haladja meg a 3 tömeg%-ot; – száraznak tekintendő a fal 3–5 tömeg% átlagos nedvességtartalom esetén; – viszonylag nedves a fal akkor, ha víztartalma 5–10 tömeg% közötti; – kifejezetten nedves (vizes) a fal 10 tömeg% feletti átlagos nedvesség esetén. Számoljunk egy kicsit. Egy budapesti belvárosi 4-5 emeletes épület külső fala a pincében 90-120 cm vastag, középső főfalának vastagsága pedig a 120-150 cm-t is elérheti. Nézzünk egy külső pincefalat, és tételezzük fel a számítás egyszerűsége kedvéért, hogy az pontosan 100 cm vastag. Ebben az esetben 1 m2 falfelülethez tartozó falazat száraz tömege kb. 1700 kg. Tételezzünk fel továbbá 10 tömeg% nedvességtartalmat. Ez azt jelenti, hogy a nedves pincefal minden 1 m2 oldalfelülete mögött a falazatban 0,1 × 1700 = 170 kg víz, azaz 170 liter víz van! Ez hatalmas mennyiség, és könnyen megérthető, hogy átgondolatlan tervezés és kivitelezés esetén miért válik „kidobott pénzzé” a pince szigetelésére fordított összeg! Ha ugyanis valamilyen csoda folytán tökéletesen sikerülne utólagosan szigetelnünk a falazatot, azaz semmiféle víz-utánpótlástól nem kellene tartanunk, a 170 liternyi nedvesség akkor is ott marad minden 1 m2 falfelület mögött. Gyakran érvelnek (helytelenül) azzal, hogy

234/247


az utólagos szigetelés elvégzése után a falazatról a vakolatot leverve, a felületét néhány hétig szabadon lehet hagyni, hogy kiszáradjon, majd ha már száraz tapintású a tégla felület, akkor a hagyományos vakolatot el lehet készíteni. A gondolatmenet ott sántít, hogy az intenzíven szellőztetett pince falfelülete tapintásra száraz lehet akkor is, ha a belsejében még nagyon sok víz maradt. Mennyi idő kellene az 1 m2 falfelülethez tartozó 170 liter nedvesség elpárologtatásához? A gyakorlati tapasztalatok szerint kedvező száradási körülmények között a falfelület 1 m2-én naponta 0,5 liter víz tud párolgással eltávozni. Ez annyit jelent, hogy a 170 liternyi nedvesség 170/0,5=340 nap alatt tudna elpárologni kedvező körülmények között! A körülmények azonban nem mindig kedvezőek. Esős időben, hidegben, fagyban természetesen a párolgás is lelassul, sőt leáll. Ezért nyugodtan kijelenthetjük, hogy az adott falazat kiszáradásához biztosan több mint 1 év időtartamra lenne szükség!

A megoldás ilyenkor az, hogy lehetővé tesszük a falazatban lévő nedvesség lassú kiszáradását átszellőztetett előtétfal, vagy pórusos vakolat alkalmazásával. A választott megoldás eredményessége azonban nagymértékben függ a falazatban lévő sók fajtájától és koncentrációjától. A falazat sótartalmának vizsgálata A vizsgálat azért fontos, mert az oldott sók hidratációja, kristályosodása a szerkezet roncsolódásához vezethet. (A kristályosodási nyomás elérheti a 100 N/mm2-t is.), illetve vegyi korróziót indíthat el (pl. vasbeton szerkezeteknél). A magas sótartalom az utólagos szigetelés ellenére is további nedvesedést, sókárokat okozhat, illetve akadályozhatja az alkalmazott módszer hatékonyságát. A laboratóriumi mérés során a 3 legjellemzőbb vízben oldható só mennyiségét kell meghatározni (tömegszázalékban): a nitrátokét, a kloridokét és a szulfátokét. A minta sótartalmát a helyszínen megmérni nem lehetséges, vagy az eredmények pontossága nem kielégítő, ezért a mintát hermetikusan lezárt tartályban a sóvizsgálatokra alkalmas laboratóriumba kell szállítani. A legfontosabb épületkárosító sók a szulfátok, a kloridok, a nitrátok és az oldható karbonátok. Bonyolítja a helyzetet, hogy ezek közül a szulfátok és a kloridok bizonyos mennyisége szinte valamennyi építőanyagban megtalálható. Ezért a sókoncentráció meghatározásához mintát kell venni a falazat felületközeli, dús sótartalmú részéből, és érintetlen, természetes állapotú (nem károsodott) részéből is, és a két minta sótartalmának különbsége adja a felhalmozódás eredményét. A falazat sótartalma (sószennyezettsége)  0,5 tömeg% alatt alacsony,  0,5–1,5 tömeg% között közepes,  1,5–4,0 tömeg% között magas,  4,0 tömeg% felett igen magas.

Az utólagos szigetelés módját a falazat nedvesség- és sótartalmának együttes mennyisége alapján kell meghatározni. 1,5 tömeg% feletti sótartalom, és hozzá párosuló legalább 6 tömeg% nedvességtartalom esetén, a felújítás során a falazat sótalanításáról is gondoskodni kell! A falazóanyagok kémhatása fontos lehet a tervezett utólagos nedvességvédelem szempontjából. A legtöbb építőanyag a lúgos (pH 7–12) kémhatású tartományba esik, de vannak enyhén savas kémhatású (pH 5–7) falak is. (Az aktív elektrokinetikus falszárítási eljárások pl. csak semleges vagy lúgos kémhatású tartományban alkalmazhatók.)

235/247


A diagnosztizálás során legalább az alábbi információk megszerzésére van szükség:  az épület korának meghatározása;  az épület geometriai adatai;  szerkezetek meghatározása, térbeli beazonosítása;  talajvízviszonyok megállapítása;  szerkezetek nedvességtartalmának meghatározása;  szerkezetek sótartalmának meghatározása;  szomszédos épületek hatásainak vizsgálata. Utólagos szigetelési eljárások A víz ellen készített szigetelések, így az utólagos vízszigetelések is, hatásukat tekintve az adott épületszerkezeten: – vízhatlan szigetelést, vagy – vízzáró szigetelést hoznak létre. A vízhatlan szigetelés víz- és párazáró, tehát a víz épületszerkezetbe való behatolását, illetve abban való továbbjutását teljes mértékben megakadályozza. A vízzáró szigetelés a víz, a nedvesség szigetelésen való átjutását részben megengedi. Míg tehát vízhatlan szigetelőhatást létrehozó vízszigetelő-anyag és szigetelési technológia alkalmazásával teljes értékű szigetelést alakítunk ki, a vízzáró szigetelést eredményező anyagokkal és technológiákkal csupán a víz bejutásának, vagy átjutásának mérsékléséről beszélhetünk. Tekintsük át a víz falban való mozgásának kísérőjelenségeit. Épületeink évszaktól, csapadéktól és más külső körülményektől függően változó nedvességtartalmú talajban állnak. A talajban lévő víz különböző ásványi sókat tartalmaz, ezeket a felszínről beszivárogva magával szállítja, keletkezhet emberi tevékenységből, kioldódhat a talajból is stb. A talajjal érintkező, a talajban álló, víz bejutása ellen szigeteletlen, vagy hibás szigetelésű épületszerkezetbe, falba behatol az oldott ásványi anyagokat tartalmazó víz, és a falban felfelé áramlik. Levegővel érintkező falterületre érve már nemcsak felfelé mozog, hanem részben a fal oldalfelületei felé is, hogy ott elpárologjon. Mozgásának alaptörvénye: a nagyobb víztartalmú helyről az alacsonyabb víztartalmú területek felé mozog. A falban való felfelé és kifelé történő mozgása mindaddig fennáll, míg az egyensúlyi állapot ki nem alakul, vagyis a falnak és környezetének a víztartalma közel azonos nem lesz. A víz falban történő mozgása nem egyenletesen állandó. Száraz és nedves évszakoktól, más okoktól függően változó. Ezért lehet például csapadékos tél után tavasszal nagyon vizes, nyár végén meg szárazabb állapotot mérni ugyan azon a falponton. A falba jutó, és ott felfelé és kifelé (lásd fent légtérrel érintkező felület) mozgó víz a felvett ásványi sókat (azok mennyiségét az építőanyagból kioldható ásványi sókkal meg is növelve) magával szállítja. A légtérrel érintkező fal vakolati felszínéről a víz elpárolog, az oldott ásványi só azonban nem. A sótartalom fokozatosan feldúsul, mindaddig, míg a telített oldat határát el nem éri. Túltelített állapotban kicsapódik, kristályosodik. A folyamat egyre mélyebb rétegekben történő megismétlődésével előbb-utóbb a teljes vakolatvastagság, majd a falazóanyag egyre mélyebb rétegei is magas sótartalmúvá válnak. Víz és sótartalom összefüggése, grafikonjai. Lásd a 14.3 ábrát. Mivel a vakolatokban a legmagasabb a sótartalom, felületein már a kisebb, hibajelenségek is jól jelzik a káros folyamatokat. Ilyen esetekben, utólagos szigetelés készítése esetén intézkedni kell a vakolatok leveréséről, cseréjéről. Vízhatlan fokozatú utólagos falszigetelés készítésekor, amennyiben a fal kiszáradási folyamata alatt még számottevő sómennyiség felületre áramlása várható, még a légpórusos

236/247


vakolatokat is ajánlatos sógátló alapréteggel, vagy a fal felületének sókezelésével kombináltan készíteni.

14.3 ábra. Falazatok víz- és sótartalma a keresztmetszet függvényében

Nem célszerű a falak sótartalom problémáinak a lebecsülése. A sókorrózió önmagában is komoly károkat okoz. A higroszkopikus tulajdonságú (nedvesítő) sók még a környező levegőből is képesek vizet felvenni, megnövelve ezzel a falak víztartalmát (azért növel, mert ilyen felületeken a fal nem tud elpárologtatni). Mindezek ellenére ne tévesszük szem elől: a sóproblémák csak a vízáramlás kísérőjelenségei. Csak okozat. Ha nincs a falban vízáramlás, nincs a felületen elpárologtatás, úgy sóproblémák sem jelennek meg. Elsősorban tehát szigeteljünk! És mellékesen oldjuk meg a sóproblémát. Az épület, épületszerkezet utólagos víz elleni szigetelésének célja a víz, nedvesség elszigetelése, az épület használatát, a „lakókomfortot” lerontó kísérőjelenségek megszüntetése. Különböző okok miatt azonban előfordulhat, hogy meg kell elégednünk a hibajelenségek mérséklésével, csillapításával. Mert például a szigetelés igen gazdaságtalan lenne. Vagy, mert a vízszigetelés hibáját jelző kísérőjelenségek alig zavaró vakolatelszíneződés, igen enyhe mértékű sókicsapódás stb. alapján a szakember – gazdasági okokból – alternatív műszaki megoldásokat javasol. Ekkor kerülnek önállóan alkalmazásra a falazat nedvességét fokozottan leadni, elpárologtatni képes pórusos, vagy kiegészítő megnevezésükben „lélegző” vakolatrendszerek, javító vakolatok.

237/247


Ezeket azonban (annak ellenére, hogy a vízszigetelés hibájának, vagy hiányának használati komfortját zavaró kísérőjelenségeit nagymértékben csökkenthetik, illetve kisebb nedvességtartalmú falak esetén hosszabb-rövidebb ideig meg is szüntetik), mégsem szabad a vízszigetelési eljárások közé sorolni. Nem „vízszigetelnek”, hanem a falak nedvességleadását segítik elő. Fentiek ellenére mégis az utólagos vízszigetelési eljárások között tárgyaljuk őket, mert hatásukban vízszigetelés jellegű eredményt biztosítanak.

14.1 táblázat. Vízszigetelések áttekintő táblázata

A vízszigeteléseket jellegük, hatásuk mellett csoportosíthatjuk alkalmazási helyük szerint is (fal felületén alkalmazott vagy a fal keresztmetszetében alkalmazott-e az eljárás), továbbá anyagtípusuk, technológiájuk szerint is. A 14.1 táblázat áttekintő képet ad a víz elleni szigetelések osztályozhatóságáról.

238/247


Természetesen néhány eljárást, anyagot, illetve technológiát nemcsak utólagos szigetelés kialakítására, hanem építési technológiai sorrendbe tartozóan is lehet alkalmazni. A falak utólagos víz elleni falszigetelési eljárásait, mint a táblázatból is megállapítható, sokféle rendezőelv szerint csoportosíthatjuk. Legelterjedtebb a szigetelőhatást létrehozó anyag halmazállapota, hatásmechanizmusa, a falba juttatás technológiája szerinti csoportosítás, az alábbiak szerint: A szigetelést kialakító anyag halmazállapota szerinti csoportosítás Folyadék állapotú szigetelőanyagok Folyadék állapotú anyagokat elsősorban a fal keresztmetszeti szigetelésére alkalmazunk. A szigetelőanyag falba történő bejuttatása jellemzően falba fúrt furatokon keresztüli injektálással történik. A szigetelőanyagok általában a gyártó által kiszerelt, felhasználásra kész termékek. Kis falvastagság esetén a falba juttatás felületen keresztüli beszívódással is történhet, amikor az adott sávban a felületre kell felvinni a szigetelőanyagot olyan mennyiségben, hogy a teljes keresztmetszet szigetelőanyaggal kellően átjárt, telített legyen. Ugyancsak felületen történik az alkalmazás, ha az adott felületen keresztül történő vízfelvételt kell gátolni. A folyadék halmazállapotú anyagokkal magát a falazati anyagot tesszük – az adott injektálási vagy felületre juttatási sávban – szigetelővé. A folyadék halmazállapotú szigetelőanyagokat a vegyi anyagok közé soroljuk, a velük készített szigetelések a 14.1 táblázat 2. pontja szerint a Vegyi falszigetelési eljárások pontban kerülnek tárgyalásra. Habarcs konzisztenciájú szigetelőanyagok A habarcs állagú szigetelőanyagok lehetnek: – Felhasználásra kész anyagok A felhasználásra kész habarcsok, mint önmagáért beszélő nevük is mutatja, késztermékek, melyekhez a helyszínen már semmilyen anyagot nem kell hozzákeverni. De felhasználásra kész terméknek tekintjük a teljes összetételt tartalmazó szárazhabarcsokat is, melyekhez csupán vizet kell adagolni, hogy felhasználásra kész anyagot kapjunk. – Helyszínen megkevert, előállított szigetelőhabarcsok A helyszínen megkevert anyagok között különbséget teszünk az ún. félkész habarcsok és az adalékos habarcsok között. Így tehát a helyszínen előállított habarcsok lehetnek: – a gyártó által összeállított és kiszerelt két- vagy többkomponensű habarcsok, melyeket felhasználásra kész állapotra a komponensek összekeverése révén hozunk. Általában a komponensek egyike por alakú (tehát szárazhabarcs jellegű), melyet a folyadék halmazállapotú komponenssel összekeverve (vizes bázisú anyagok esetén még keverővizet is adagolva) állítható elő a felhasználásra kész habarcs, illetve – a szokásos habarcsokba a helyszínen, közvetlenül felhasználás előtt keverhető adalékanyagok, koncentrátumok. A bekeverendő adalék halmazállapota lehet por (tehát szárazhabarcs jellegű) vagy folyadék állagú. További szempont lehet az alapanyagok vagy a kötőanyag szerinti megkülönböztetés, mely szerint beszélünk szilikátbázisú, hidraulikus vagy nem hidraulikus kötésű habarcsokról, műgyanta alapanyagú habarcsokról, stb. Különösen az utóbbiak esetében nagyon fontos az összetételre és keverékarányokra vonatkozó utasítások betartása. Habarcs állagú szigetelőanyaggal készített szigeteléseket a 14.1 táblázat 1. Mechanikus szigetelési eljárások, 2. Vegyi falszigetelési eljárások, 3. Falfelületen készített szigetelések és 4. Légpórusos vakolatok csoportjában egyaránt találhatunk. Habarcs halmazállapotú szigetelőanyag felhasználása mind a fal keresztmetszeti szigetelésére, mind a fal felületén készített szigetelésére lehetséges, jellemző a felületen való alkalmazás.

239/247


Szilárd halmazállapotú, jellemzően lemez szigetelőanyagok Az ide sorolt anyagok szinte mindig a gyártó által felhasználásra készen leszállított, jellemzően lemezszerű termékek. Felhasználásuk általában mind a fal keresztmetszeti, mind a fal felületi szigetelésének készítésére lehetséges, bár különféle okok miatt egyes lemezfélék csak az egyik területen használatosak. Például a fémlemez szokásos felhasználási területe a fal keresztmetszeti szigetelése, utólagos falfelületi szigetelés készítésére alkalmazásuk nem jellemző. A nem a gyártó által előállított állapotbani felhasználásra kerülő lemezek esetében sem az anyag összetételének változtatása történik, csupán a felhasználásra még célszerűbb állapotra hozás a beavatkozás célja. A fémlemez példánál maradva: a fal keresztmetszeti szigetelésére alkalmazott acéllemezt „hullámosra” sajtolják, hogy a bejuttatáshoz nagyobb legyen a merevsége. A szigetelőlemezek a következők lehetnek: – Fémlemezek Ezek lehetnek ötvözött, nem korrodáló anyagból készültek, úgynevezett KOR-acéllemezek, ötvözetlen vas és más ötvözött lemezek. A falátvágással, falfűrészeléssel készülő utólagos falszigetelés esetén például horganylemez beépítése is lehetséges – Műanyag lemezek Műanyag termékeknek nevezzük azokat az anyagféleségeket, melyeket szerves anyagból vegyipari módszerekkel állítanak elő. A műanyag szigetelőlemezeket (és -fóliákat) sokféle szempont szerint lehet csoportokba osztani. Szigetelési szempontból az anyagtulajdonságok figyelembevétele, ismerete szükséges, ezért csak a legáltalánosabb felosztásra térünk ki: hőre lágyuló (plasztomerek) vagy hőre keményedő műanyag vagy műkaucsuk (elasztomerek). – hőre lágyuló műanyag lemezek: poliizobutilén (PIB), polivinil-klorid (PVC) stb.; – műkaucsuk (szintetikus kaucsuk) lemezek: butilkaucsuk, polikloropilén lemezek, polietilén lemezek (gyakorta más anyagokkal, pld. bitumennel kombinálva), etilén-propilén-kaucsuk lemezek stb. Osztályozási szempont lehet a toldás, lemezszélek illesztése, mely történhet meleg levegővel, öntapadó szalaggal, oldószeres vagy nem oldószeres ragasztóval, meleg vagy hideg ragasztással stb. – Bitumenes lemezek A bitumenes lemezeket is többféle rendezőelv szerint lehet további alcsoportokba osztályozni. – A hordozóbetét szerint üvegfátyol, szálerősítésű üvegfátyol, üvegszövet vagy poliészterfátyol hordozójú lemezekről beszélhetünk. Hordozóbetétként – speciális feladatokra – (párazáró, gyökérvédő) alumíniumfóliát, illetve rézfóliát is alkalmaznak. – A gyártásra felhasznált bitumen jellemzői alapján oxidált vagy másképpen fúvatott bitumennel gyártott lemezeket és műanyag adalékolásával módosított tulajdonságú, ún. modifikált bitumennel gyártott bitumenes lemezeket különböztetünk meg. A modifikált bitumenen belül a modifikáló anyag szerint megkülönböztetünk plasztomer (APP – ataktikus polipropilén) és elasztomer modifikálású (SBS – sztirol-butadién- sztirol) bitumenes lemezt. – A felhasználási mód szerint hővel való olvasztással (jellemzően lángolvasztással, illetve átfedési sávok esetén elektromos hőlégfúvó készülékkel) hegeszthető, ragasztható lemezek csoportjába vagy öntapadó bitumenes lemezcsoportba sorolhatóak a bitumenes lemezek. A szigetelőlemezekkel készített utólagos szigetelések a 14.1 táblázat 1. Mechanikus szigetelési eljárások és a 3. Falfelületen készített szigetelések megnevezésű pontokban találhatóak. A szigetelés hatásmechanizmusa szerinti csoportosításban megkülönböztethetők: – Vízhatlan, párazáró szigetelést létrehozó anyagok (de soroljuk a szigetelőlemezek csoportjait) – Vízzáró szigetelést eredményező anyagok

240/247


Ezen belül: – kapillárisok falát hidrofóbizáló (hidrofób = víztaszító) anyagok; – kapillárisokat, pórusokat tömítő termékek; – (fal) felületi vakolatszigetelések, vízzáró vakolatok; – elektromos és elektromágneses energiával működő eszközök, eljárások. Ebbe a csoportba soroljuk az összes, injektálással alkalmazott szigetelőanyagot, tehát a folyadék halmazállapotú termékeket és az injektálással a falazatba juttatott szigetelőhabarcsokat. – A harmadik csoportba soroljuk azokat az anyagokat, melyekkel nem szigetelést hozunk létre, de alkalmazásuk falszárító hatású, vagy alapvetően fontos kiegészítő funkciót töltenek be az utólagos szigetelések kialakításában. – (lég)pórusos vakolatok; – sókicsapódást gátló anyagok. A szigeteléskialakítás technológiája szerinti felosztás: – Besajtolással, beütéssel készített szigetelés Ez esetben a szigetelés kialakításához a falazatban nem történik külön beavatkozás, jellemzően a vízszintes habarcshézagba történik a szigetelőlemez bejuttatása. – Fűrészeléssel, falátvágással készített szigetelés Ez esetben vékony rést alakítunk ki a falazatban, a szigetelőlemezt a szabad résbe illesztjük. – Falazatba fúrt injektáló furatok készítésével készített szigetelés – Szakaszos falbontással készített szigetelés – Felületen keresztül történő beitatással készített szigetelés Ilyen módon legfeljebb 15 cm vastag falak kezelését végezhetjük. A fenti felosztási szempontokat a 14.1 táblázatban kíséreltük meg áttekinthető formában összefoglalni. Az építőanyagok nedvességfelvételének módjai A falazat folyamatos nedvesedése több kiváltó okra is visszavezethető. a) A kapilláris vízfelvétel Az egyik legismertebb és leggyakoribb módja a víz felszívódásának, mely a talajvízszint emelkedése, a rétegvizek megjelenése miatt, a felcsapódó nedvesség hatására vagy a csapadékvíz nem megfelelő elvezetése következtében egyaránt létrejöhet. A kapilláris emelőerő általában 1–1,5 m, de szélsőséges esetben akár 10 m szintkülönbséget is fenn tud tartani. A felszívódás magassága a folyadék felületi feszültségétől, sűrűségétől, a nedvesítő szögtől és leginkább a kapilláris átmérőjétől függ. A felszívódás sebessége is az átmérő függvénye: minél kisebb a kapilláris átmérője, annál lassabban, de annál magasabbra szívódik fel a talajvíz. A vizesedés határvonala azonban mindig alacsonyabban található, mint a számítható maximális magasság, mert a felületi párolgás azt lecsökkenti. A falazatban végeredményben egyensúlyi állapot alakul ki, amit – a kapilláris emelőerő nagysága, – a párolgás mértéke és – az oldott sókat tartalmazó folyadék állandó áramlása következtében kialakuló (a kapilláris emelőerővel ellentétesen ható) áramlási potenciál határoz meg. b) A higroszkópos vízfelvétel A falazatba felszívódó víz a talajból oldott sókat visz magával. Ezek a sók a párolgási felületen, illetve attól a falazat belseje felé kikristályosodnak, lerakódnak. Az így feldúsuló sókon belül a higroszkópikus tulajdonságú sók részarányától függ, hogy a jelenség milyen

241/247


szerepet tölt be a falazat nedvesítési folyamatában. A higroszkópikus sók ugyanis képesek a levegő páratartalmából nedvességet felvenni és felhalmozni a falazatban, akkor is, ha esetleg a talaj felől történő nedvesség-utánpótlást a felújítás során sikerült tökéletesen meggátolni. c) A kapilláris kondenzáció Kisebb szerepet játszik a falazat nedvesség-háztartásának alakulásában, de (különösen hideg falak esetén) a levegő páratartalma a kapillárisok falán a telítési páratartalomnál alacsonyabb értéknél is kicsapódhat. Ezt a jelenséget nevezik kapilláris kondenzációnak. Az utólagos falszigetelési eljárások hatásmechanizmusa Az utólagos falszigetelési eljárások megértéséhez feltétlenül szükség van néhány fizikai– kémiai alapfogalom tisztázására, mivel e nélkül sem a kapilláris rendszerben lejátszódó jelenségek, sem pedig a szigetelési technológiák működési elve nem érthető. A falszigetelési eljárások működésének elve a szilikátfelület–folyadék kölcsönhatásán alapszik. A nedves talajjal érintkező falazatokban a víz és a híg sóoldat a kapilláris rendszer hajszálcsöveiben a felületi feszültség hatására felemelkedik. A víz felületi feszültségét a vízmolekulák közötti kohéziós vonzerők (  v ) hozzák létre, amelyek a hidrogénkötés (  vh ) és

a van der Waals-féle dipólus kölcsönhatásból (  vd ) tevődnek össze (14.4 ábra).

14.4 ábra. A vízmolekula szerkezete és a vízmolekulákra ható erők (Forrás: Dr. Orbán József PMMF) Hidrogénkötés: A vízmolekulák közötti hidrogénkötés kialakulását az okozza, hogy a nagy elektronegativitású atom (pl. O) a vele kovalens kötésben lévő hidrogén elektronját magához vonzza, és az elektronigényét a szomszédos vízmolekulában lévő oxigén szabad elektronjával elégíti ki. Az építőanyagokat (tégla, kő, beton) a velük érintkező víz benedvesíti. Ennek mértéke függ a víz felületi feszültségétől és szilikátfelületen fellépő adhéziós erőktől. Az adhéziós nedvesedés során a víz rátapad a szilárd felületre, mivel az adhéziós vonzerő lényegesen nagyobb, mint a vízmolekulák között ható kohéziós erő. Adhéziós vonzerő: A falszerkezet anyaga és a vízmolekulák között ható felületeket egyesítő vonzerő, ami elsősorban a szilikátanyagok oxigénje és a vízmolekulák hidrogénje között lép fel, a kohéziós erőkhöz hasonlóan a hidrogénhidas adszorpcióból és az elektrosztatikus dipól kölcsönhatásból tevődik össze.

242/247


A szilikát építőanyagok felületén elsősorban OH– és O2– ionok vannak, mivel a gyengén polarizálható Si4+ ionok – amelyeknek erős elektromos tere a felületi energiát sokkal jobban növeli, mint a jól polarizálható O2–ionoké – a felületről behúzódnak. Ennek következtében a szilikátok felületén relatív töltéstöbblet jelentkezik, azaz olyan elektromos erőtér létesül, amin a (+) ionok és a poláros molekulák adszorbeálódhatnak. Azt is mondhatjuk, hogy az építőanyagok poláris szilikátfelületekkel rendelkeznek, amelyeken a vízmolekulák irányítottan kötődnek meg (14.5 ábra).

14.5 ábra. A vízmolekulák megkötése a szilikátfelületen (Forrás: Dr. Orbán József PMMF)

A szilikátfelületekre erősen tapadó vízmolekulák egyre újabb és újabb felületekhez kötődve vékony folyadékrétegként felfelé mozognak a kapilláris csőben, a kohéziós erők közvetítésével, magukkal húzva az egész folyadékoszlop vízmolekuláit. Ez a kapilláris szívóhatás (14.6 ábra). A folyadék felszívódásának magassága (h) elsősorban a kapilláris rendszer átmérőjétől (r) függ. Ha pedig a peremszög ϑ > 90°, akkor „h” értéke negatív, és a víz kinyomódik a kapillárisból. Ez a kapilláris depresszió. Az eddig ismertetett fizikai jelenségeken alapszik a légpórusos vakolatok falszárítási hatásmechanizmusa, mivel a kis átmérőjű kapilláris rendszer hiánya miatt a vakolat a falban lévő nedvességet nem vezeti ki a felszínre, hanem az már a belső, nagy átmérőjű pórusokból pára formájában távozik. A száraz és sótól mentes felület mindaddig megmarad, amíg a víz elpárolgási zónája a vakolat mélyebb rétegében van. Természetesen az oldott sók a víz elpárolgásával a pórusokban kikristályosodnak, és ezzel idővel csökken a párologtató hatás. Ezt a folyamatot azonban igen hatásosan meg lehet hosszabbítani a falszerkezet vegyi anyagokkal végzett sóátalakító kezelésével és a sókristályok tárolására alkalmas gúzok alkalmazásával. A vegyi falszigetelési eljárásokkal olyan folyékony anyagokat injektálnak a falba, amelyek hatóanyagai a falazóanyagban szétszívódva, annak pórusszerkezetét módosítják. A cementiszapos eljárásoknál a pórusok eltömítődnek, és így a kapilláris vízfelszívás megszűnik, míg a szilikon-injektálásos módszernél a hatóanyag a kapillárisok falára tapadva a ϑ-peremszöget 90° fölé növeli, és ezzel a kapilláris emelkedés süllyedéssé válik, azaz kialakul az ún. kapilláris depresszió. Természetesen a nem megfelelő körültekintéssel (szakértelemmel) végzett folyadékinjektálásoknál, ahol a pórusszerkezetnek egy részét sikerül csak eltömíteni vagy a felületét ható-

243/247


anyaggal bevonni, fennáll annak a veszélye, hogy a leszűkített kapillárisrendszerben a vízszint az eredetinél magasabbra emelkedik

14.6 ábra. A folyadék felemelkedése a kapilláris csőben (Forrás: Dr. Orbán József PMMF) Épület lábazatok és burkolataik A lábazatok az épülethomlokzatának a terep (járda) vonalával való kapcsolatát biztosítják, ebből következően jelentős és tartós nedvességterhelésre számíthatunk velük kapcsolatban: – kívülről a járdáról felcsapódó víz, illetve az épület mellett megálló hó következtében; – belülről a pince, vagy lábazati falszerkezetbe felszívódó talajnedvesség következtében. A tartósan jelenlévő nedvesség kedvez a fagyhatás okozta felületi mállásnak, lepattogzásnak. Városi környezetben napjainkban nem elhanyagolható a lábazatot érő káros vegyi anyagok között – a járdák csúszásmentesítésére használt sók; – a kutyasétáltatások biológiai szennyező hatása; és újabban – a kutyák biológiai szennyeződése ellen időnként alkalmazott fertőtlenítőszerek vegyi hatása. Mindez azt támasztja alá, hogy a lábazatkialakítás a homlokzat leggondosabban megoldott része, illetve egyszerűbb homlokzatkialakítás esetén a lábazati sáv mindig legalább egy fokozattal tartósabb, igényesebb anyagú kell legyen, mint a homlokzat általános felülete. A hagyományos lábazat burkolatok a vakolt (cementvakolat), a kő és tégla (a falazat részeként vagy külső burkolatként elhelyezve), és a műkő lábazatok. A lábazatok kialakításának helyessége mindig együtt ítélendő meg a lábazat feletti homlokzati sáv állapotával, és a lábazat mögötti belső falfelületek állapotával. A csapadékvíz hatásának ellenálló fagyálló és tömör hagyományos lábazatok ugyanis legtöbbször nagy páradiffúziós ellenállásúak, és ezért a homlokzati falazat talajvíz hatására történő kapilláris vízfelszívása esetén a felületi száradás rajtuk keresztül nem tud végbemenni, hanem hatásukra a falban lévő nedvesség feljebb emelkedik, és a lábazat lezáró vonala feletti vakolt falfelületen (meg a földszinti belső oldali falfelületen) keresztül párolog el, foltosodást, sókivirágzást okozva.

244/247


A felújítások során ezért a lábazat helyreállításának, vagy átalakításának kérdését mindig a pince- és lábazati falak nedvesedésének kérdésével összhangban kell vizsgálni és eldönteni. E tekintetben előnyösek a pórusos vakolattal, illetve átszellőztetett háthézagú szerelt kő-, tégla-, vagy műkőlábazattal tervezett felújítások. Vakolt lábazatok A helyesen elkészített lábazati szerkezetnek (lábazati fal és külső burkolatok) fagyálló, vízálló vízfelvevő képességgel nem vagy csak minimálisan rendelkező rétegekből kell felépülnie. A magyarországi éghajlati viszonyok között ezt a követelményt az épület körüli terepszint (járdaszint) felett min. 30-40 cm magasságig (hómagasság), célszerű betartani. A hagyományos építésben a vakolatok közül kizárólag a cementvakolat (p.c. simítás) terjedt el lábazati vakolatként, annak is a tisztán folyami homokból készült ún. „kétszer rostált” változata. A felületi megmunkálás szerint a következő fajtáival találkozhatunk: – fasimítóval simítottak, – fémsimítóval gletteltek, – fröcskölt felületűek, – kefélt felületűek, – mosott felületűek. A lábazati vakolat hibák és kiváltó okai – a vakolatot ért mechanikai sérülések; – a vakolat összetételéből adódó hibák (nem fagyálló adalékanyag, alacsony cement adagolás stb.); – a vakolat utókezelésének elmaradásából származó zsugorodási repedések; – rétegelválás, hiányzó alapfelületi előkészítés (rabicolás, gúzolás); – vagy felületi szennyeződés következtében a talajból érkező felszívódó nedvességnek és az általa szállított sók hidratációjának (sókivirágzás) kártételei. A felújítás sikere itt is a pontos diagnózisban rejlik. Ennek során nemcsak a vakolathibákat kell feltárni, hanem a lehetséges kiváltó okokat is elemezni kell, törekedve azok megszüntetésére. A cementvakolat foltszerű javításánál – hasonló anyaggal – még tapadásfokozó alkalmazása esetén is számolnunk kell a vakolattoldásnál kialakuló zsugorodási repedésre. Amennyiben a lábazati vakolaton felszívódó nedvességből, illetve sókárokból adódó hibák mutatkoznak, úgy javasolt teljes vakolatcserével, falszárító vakolatrendszert alkalmazni. Kő-, műkő és tégla anyagú lábazatok A kő- és tégla anyagú lábazatok lehetnek a felmenő falazattal együtt készülőek, illetve burkolatszerűen, utólag elhelyezettek. A műkő anyagú lábazatok mindig utólag elhelyezett burkolatok. A nem előre legyártott műkő nem elemekből készített, hanem a falazatra felhordott műkő anyagú vakolat. Az épület lábazata összetett szerkezeti egység. A lábazathoz tartoznak a bejárati lépcsők, ajtók, csatlakozó részei, valamint a különböző nyílászárók, az alagsori- és pinceablakok, ledobók stb. A lábazat felújítása során meg kell oldani a lábazathoz kapcsolódó épületszerkezeti részek megfelelő csatlakoztatását, például a szigetelés és homlokzati vakolat rendeltetésszerű helyre állítását, illetve a biztonsági rácsok, korlátok, lefolyócsövek, villámhárítók stb. megfelelő bekötését. Falazott kőzetanyagú lábazatok Kis magasságú lábazatoknál gyakran fordul elő, hogy a kőburkolat együtt épült a falazattal, illetve az alapozás járdaszint fölé nyúló részeivel, vegyes anyagú falazatként. Sok esetben

245/247


ezeknél a kis magasságú lábazatoknál a lábazat kőburkolata habarcsba ágyazottan a falazatban kialakított, visszaugratott síkú részre, a homlokzat vakolásával egy időben került elhelyezésre. A falazott kőburkolatú lábazatok kőzetanyaga legtöbbször helyi, vagy közelben található kő. A felületmeg-munkálások is egyszerű, a fejtés során használt eljárásokkal készültek. Legtöbbször a hasított vagy tört felületeket igazították valamelyik durva felületmegmunkálási – bárdolt, durván hegyeselt vagy bordázott – módszerrel. Falazott lábazatoknál leggyakrabban tömött mészkövekkel, különböző szemnagyságú homokkövekkel és forrásvízi mészkövekkel találkozunk. Könnyű megmunkálhatósága következtében vegyes falazatoknál sok helyen készítettek lábazatot durva mészkőből szabályos soros vagy kváderkő falazattal. A falazott kőburkolatok meghibásodása egyrészről a beépített kőzetanyag mállásának, másrészről a burkolatot érő mechanikai hatásoknak a következménye, de találkozhatunk az elhelyezés hiányosságaiból fakadó meghibásodásokkal is. Ilyenek például az ablakrács bekötéseinél jelentkező kitörések. A homokköveknél, a durva mészköveknél és a tufáknál a mállás következtében a kőzetalkotók kilazulása és kipergése, illetve nagyobb felületeken pikkelyesedés, héjasodás és lemezes leválás tapasztalható. A tönkremenetel elsősorban ott látványos, ahol a lábazatot víz érte vagy vizet tudott felszívni. Meghibásodott lefolyócsövek vagy épület zug jellegű beugrásainál a párkányokról koncentráltan lefolyó csapó eső nagymértékű lokális tönkremenetelt tud előidézni. A tömött mészkövek szövetében lévő idegen anyagú betelepülések – agyagos erek, sztilolitos szuturák, kalciterek – és a kőzet ridegségéből fakadó mikrorepedések okozhatnak kőzettani okokra visszavezethető kitöréseket, leválásokat a burkolat felületén. A kőzet szövetében lévő mikrorepedések jelentenek potenciális veszélyforrást a kiömlési kőzetek (riolit, dácit, andezit és bazalt) lábazati burkolatainál. Mechanikus hatásból adódó sérülések általában a sarkokon, a homlokzati vonal töréseinél, illetve az ajtó, ablak keretezésénél jelentkeznek kisebb nagyobb csorbulás, kitörés formájában. Sok esetben a kerékvetők sem tudják megakadályozni, hogy bejárati kapuk két oldalán ne sérüljön a lábazat. Az elhelyezés nem megfelelőségéből fakadó meghibásodásokat a fugázás, az ágyazás tönkremenetele mutatja, ami esetlegesen teljes tömb, vagy tömbök kimozdulását, kiesését eredményezi. A felső peremről induló függőleges hézagok nem megfelelő kitöltése a lábazat burkolata mögé vezetheti a csapadékvizet, ami megfagyva a burkolatot lefeszíti. Kő- és műkő anyagú lábazati burkolatok A lemezekből készülő lábazati burkolatoknál azokkal a kőzetváltozatokkal találkozunk, amelyek települése olyan, hogy egy-egy réteg vagy kőzetpad alkalmas a lemez kialakítására, vagy olyan tömbös kifejlődésűek, hogy a tömbök felvágásával a lábazati burkolókő belőlük kimunkálható. A műkő anyagú lábazati burkolólapok legyártásánál, a megfelelő adalékanyag megválasztásával és az ún. földfestékekkel készített színezésekkel igyekeztek kőzetszerű megjelenést elérni. A XIX. és XX. század fordulóján jelentős technológiai fejlesztést hajtottak végre a műkőgyártásban is, kihasználva a betontechnológiai ismeretek gyarapodását és a vasbetétek alkalmazásában rejlő előnyöket. A műkő lábazatoknál a külső kopásnak ellenálló kéreg készítéséhez az ismert kövek tört anyagát (tömött mészkövek, dolomitok) használták fel. A burkolókő lábazatok meghibásodásai azonos jellegűek a falazott lábazati burkolatoknál leírtakkal. Vannak azonban jellegzetes meghibásodások, amelyek a lapburkolatoknál szembetűnőbben, gyakrabban fordulnak elő. Fényezett felületi megmunkálású lábazati burkolat kőzetanyagában előforduló mállásra hajlamos ásványok a felületen csomós kipergéseket, agyagos gumókat, illetve

246/247


elszíneződéseket (vasoxidos rozsdás foltokat) eredményezhetnek. A kipergő ásványok lemezesedést, pikkelyesedést okoznak, ami felületi érdességet eredményez és így a fényezett felület foltosan mattul. Ez a jelenség például a muszkovit csillámokat tartalmazó gránitoknál jól megfigyelhető, ahol a lábazatot koncentráltan víz érte. Mind a kőzetanyagú, mind pedig a műkő burkolólapokkal készített lábazatoknál a leggyakrabban előforduló meghibásodás a lapok kimozdulása, amit a rögzítés hiányosságai okoznak. A rögzítés meghibásodása létrejöhet a lemez fészkének kiszakadása, vagy a rögzítő elemnek a falból történő kimozdulása miatt. Előfordul a nem megfelelő vas anyagú bekötő kapcsok korróziója miatti meghibásodás is. A korrodált kapcsok elszakadnak, illetve a bekötéseknél a rozsdásodással együtt járó térfogatnövekedés miatti feszítőerő repesztő hatást fejt ki. A kitörés veszélye fokozottabb a vékony lemezekből készített lábazati burkolatoknál. A 3–4 cm vastagságú lapoknál a kapocslyuk kitörése gyakran előforduló meghibásodás. A lapok kimozdulását a korábban alkalmazott „gipszpamacsos” bekötésnél a gipsz térfogatváltozása még elő is segíti. A vörös színű tardosi tömött mészkő esztétikai meghibásodásának tekintjük azt a tapasztalatot, hogy ez a kőzet szabad levegőn „elveszíti” színét, azaz elszürkül. Ez a meghibásodás abból adódik, hogy a fényezett felület mikroérdesedik és a tagolt felületről érkező hullámok átlagszínérzetet eredményeznek. A felület felpolírozásával az eredeti szín visszaállítható. Elsősorban a műkő lábazatoknál, de a nagyobb vízfelszívó képességű kőzeteknél (pl. homokkő, durva mészkő) komoly meghibásodásokat okoz a felszívódó víz. A szigetelési rendszer elégtelensége vagy a nem megfelelő lejtésű járda a lábazat elvizesedését, a felszívódó víz okozta sókivirágzásokat, a lábazat anyagának az elvizesedett részen való tönkremenetelét eredményezi. Tégla anyagú falazott lábazatok A tégla lábazatoknál a tégla és a hézagolás azonos esztétikai szerepű. Ezért az épületek felújításánál azonos gondossággal kell eljárni mind a téglák, mind pedig a hézagképzés javítási munkáinál. A tégla anyagú lábazatok sérülékenyebbek, mint a kőanyagúak, ráadásul a hiányosságok szembetűnőbbek is. Mechanikus hatásokra a lábazat téglái él- és sarok csorbulást szenvedhetnek. A nagyszilárdságú tégláknál ezek a kitörések gyakran kagyló alakúak. A vízhatásnak koncentráltan kitett lábazati részeken – lezáró téglasornál, profilos lezárásnál vagy járószint közelében tapasztalható felvizesedésnél – a tégla lábazatok lefagyása tapasztalható. A fagy hatására a téglák hálósan felrepedeznek (mikrorepedésekkel átszőtten), illetve az élek, sarkok morzsalékosan tönkremennek. A fellazult részek le- és kiperegnek, a lábazat foltosan mutatja a meghibásodó felületeket. Fagy hatására a téglák közötti hézagolás is kipereg, ami a víz könnyebb bejutását segíti elő és erősíti a tönkremenetel folyamatát

Forrás: Épületfelújítási kézikönyv, kiadó: Verlag Dashöfer Szakkiadó Kft., szerkesztő: dr. Tóth Elek

247/247

BMEEOEMMAT1 Szerkezetek diagnosztikája. Előadók: Dr. Balázs L. György Dr. Borosnyói Adorján Dr. Tóth Elek. Oktatási segédlet

Recommend Documents