NOVÉ MATERIÁLY PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ NEW MATERIALS FOR CONCRETE STRUCTURES REPAIR

NOVÉ MATERIÁLY PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ NEW MATERIALS FOR CONCRETE STRUCTURES REPAIR

Garant: Prof. Ing. Rostislav Drochytka, CSc.

275

AKRYLÁTOVÉ STĚRKY PRO SANACI A OCHRANU BETONOVÝCH POVRCHŮ ACRYL PLASTER FOR REHABILITATION AND PROTECTION CONCRETE SURFACE

Ing. Radomír Šotola MC-Bauchemie s.r.o., Borská 40, 316 00 Plzeň Tel.: 377 333 812, FAX: 377 333 818, GSM: 602 149 154 e-mail: [email protected], www.mc-bauchemie.cz

Anotace: Doposud používané jemné stěrky na polymercementové bázi nahrazují sofistikované stěrky na akrylátové bázi zastávající zároveň funkci základní vrstvy ochranného nátěru. Abstract: In present time used PCC plaster replace sophistic acryl plaster along with basic coating.

Při reprofilaci betonových povrchů hrubými sanačními maltami se v současnosti téměř výhradně požívají pro sjednocení struktury povrchu jemné stěrky na polymercementové bázi. Hrubá reprofilace betonového povrchu se většinou neprovádí celoplošně, ale jen v místech, kde v povrchu chybí původní beton. V původním povrchu se však vyskytuje mnoho pórů, trhlinek a menších nerovností. Nanesením jemné stěrky celoplošně docílíme jednotné struktury povrchu a vyspravení drobných nerovností v původním povrchu. Jen takto připravený povrch je možno ochránit nátěrem proti působení vlivů vnějšího prostředí. Polymercementové jemné stěrky se nanáší v tloušťkách od 0,1 mm (ZENTRIFIX FS, NAFUFILL KM 103). V případě, že je nutno povrch vyrovnat, lze nanášet maltami se zrnitostí až 1 mm vrstvy tloušťky do 10 mm (ZENTRIFIX FM, NAFUFILL KM 110). Přestože jsou jemné stěrky vylepšeny polymerními přísadami, hlavní pojivová složka – cement je značně citlivá na množství vody při zpracování a hlavně při ošetřování nanesené stěrky. Při rychlém vyschnutí zastěrkovaného povrchu cementové pojivo nevytvrdne, ale oschne, a znehodnotí povrch pro nanášení ochranných nátěrů. Předchozí vlhčení povrchu před stěrkováním není vždy možno provádět jednoduchým a efektivním způsobem.Zvláště u výškových staveb, jako jsou komíny, chladicí věže, sila, ale i fasády panelových domů, je vlhčení betonového povrchu před nanášením stěrky a následně ošetřování nanesené stěrky spojeno se značnými obtížemi. Z tohoto důvodu se někdy používají stěrky na epoxi-cementové bázi, které sice nepotřebují následné ošetření, ale zpracování je náročnější, protože se míchají s epoxidovou disperzí (ZENTRIFIX EC6). Rovněž elastické stěrky (ZENTRIFIX F92) plnící i ochrannou funkci betonového povrchu není nutno následně ošetřovat a ve spojení s elastickým ochranným ná276

těrovým systémem (EMCECOLOR-FLEX) vytváří odolný elastický povrch betonové konstrukce. Pro odstranění komplikací při nanášení polymercementových stěrek vyvíjí a dodává MC-Bauchemie už několik let stěrky na akrylátové bázi. Proti polymercementovým stěrkám se jedná o inovaci vyššího řádu. Použitím akrylátové stěrky se nejen odstraní komplikace spojené s nanášením polymercementových stěrek, ale akrylátová stěrka plní zároveň funkci základního nátěru ochranného systému (většinou bývá dvouvrstvý). Pro dokonalé přilnutí ochranného nátěrového systému na betonový nebo vystěrkovaný povrch je nutno použít penetrační nátěr. Při použití akrylátové stěrky penetrační nátěr odpadá, protože dokonalé spojení ochranného nátěru s podkladem zajistí akrylátová stěrka, která je do betonového povrchu dokonale mechanicky zakotvena. Stěrky na akrylátové bázi vytváří mírně elastický povrch, který ve spojení s elastickým akrylátovým ochranným systémem vykazuje vysokou odolnost proti vnějším vlivům a s dobrou schopností překlenutí drobných trhlinek v podkladu (třída překlenutí trhlin: IT). MC-Bauchemie v průběhu posledních několika let zavedla několik typů akrylátových stěrek. První stěrkou byl ZENTRICRYL DSP, který sloužil na drobné vysprávky povrchu, používal se hlavně jako tmel pro zatření pórů a drobných nerovností. Následoval ZENTRICRYL RBS, který obsahuje drobnou křemelinu a je schopen vytvořit jemně až hluboce strukturovaný povrch, v závislosti na specifické spotřebě. Standardně se nanáší ve dvou krocích, první se nanáší gumovým hladítkem do struktury podkladu, druhý lze nanášet válečkem, štětcem nebo stříkáním, podle požadavku na strukturu a celkový vzhled povrchu. ZENTRICRYL RBS je typickým představitelem ochranného systému použitelného zároveň jako sjednocující stěrka. Dodává se v barevných odstínech dle pastelové vzorkovnice MC-Bauchemie nebo dle vzorníku RAL. Pro zesílení ochranného nátěru lze povrch opatřit další vrstvou ochranného akrylátového disperzního nátěru v požadovaném odstínu EMCECOLOR-FLEX S. Dnes již standardní akrylátová stěrka ZENTRICRYL GS 2000 nahrazuje dříve běžné polymercementové stěrky. Nejčastěji se nanáší gumovou stěrkou, kdy se vetře do pórů a lunkrů, zacelí drobné trhlinky a vyrovná drobné nerovnosti, ale lze ho nanášet také stříkáním. Nanášení je velmi jednoduché, protože stěrka je namíchána, stačí nabrat z vědra a nanášet. Nezpracovaný obsah vědra se zavíčkuje a lze jej použít později. Tím se značně zjednodušuje příprava stěrky proti rozmíchávání polymercementu. Akrylátová stěrka vyschne za několik hodin, dle teploty a vlhkosti vzduchu a tloušťky vrstvy. Důležité je, že nevyžaduje ošetřování a ochranu proti větru, slunci a slabému dešti. Zaschlá stěrka (na druhý den) se opatří strukturním nátěrem ZENTRICRYL RBS nebo hladkým elastickým nátěrem EmceColor-flex S v požadovaném barevném odstínu. Pro zvýšení odolnosti proti působení vnějších vlivů a pro požadovaný vzhled je možno použít oba dva ochranné systémy. Akrylátové ochranné systémy s akrylátovou stěrkou ZENTRICRYL GS 2000 lze používat pro sanované betonové povrchy v pozemním stavitelství, hlavně sanace panelových domů, balkónů, fasád, ale i v průmyslovém stavitelství, jako např. sila, chladicí věže, komíny a v dopravním stavitelství např. mosty, opěrné zdi, římsy apod. Akrylátová stěrka plnící funkci ochranného systému je rovněž součástí vysoce efektivního sanačního a ochranného systému ZENTRIFIX CR PLUS. Akrylátové stěrky vytváří paropropustnou, mírně elastickou vrstvu, která vytváří ve

277

spojení s akrylátovými disperzními ochrannými systémy dokonalou ochranu sanovaných, ale i nových betonových konstrukcí. Z estetického hlediska vyhovují v kombinaci se strukturovaným nebo hladkým akrylátovým nátěrem téměř všem požadavkům architektů na ochranný systém betonových konstrukcí, s dlouhou životností a s vynikajícím vzhledem. Přispívají k urychlení a zkvalitnění sanačních prací a ochranných systémů betonových konstrukcí.

Příklad použití akrylátové stěrky ZENTRICRYL GS 2000 s ochranným systémem ZENTRICRYL RBS.

278

EVERCRETE – REVOLUCE V TECHNOLOGII BETONU EVERCRETE – REVOLUTION IN THE BETON TECHNOLOGY

Ing. Milan Pazour Anna Fohringer

(1) (2)

(1) MIPAZ s.r.o., Osická 220/9, 198 00 Praha 9-Kyje tel./fax: 00420/281 868 535, e-mail:[email protected] (2) IHAR Handels GmbH, Zelking 107, A-3393 Matzleinsdorf, Rakousko tel: 0043/2752 54181, fax: 0043/2752 54181 4, e-mail: [email protected], www.ihar.at

Anotace: Cílem tohoto příspěvku je představit českým odborníkům a stavebním firmám produkt EverCrete. Jde o produkt, jehož výjimečné vlastnosti umožňují jeho použití prakticky ve všech oblastech nejen jako ochrana betonu při jeho zpracování, ale zejména při sanaci veškerých typů betonových objektů. Přestože je EverCrete na českém trhu novinkou, používá se v USA od 40. let, od poloviny 80. let se používá úspěšně na mnoha objektech v Norsku a Švédsku a v posledních letech s velkým úspěchem proniká do dalších evropských i zámořských zemí. Abstract: The aim of this paper is to make Czech specialists and building companies acquainted with EverCrete, a product whose exceptional properties make it applicable to all purposes, not only as protection of concrete during its processing but, in particular, also to the repair of all types of concrete structures. Though EverCrete is a novelty on the Czech market, in USA it has been used since the forties of the passed century. Since the half of the eighties, it has been used in Norway and Sweden, and in the last years it has penetrated with great success into other European and overseas countries.

Kdo zná betonové a stavební hmoty, ví, že bez dostatečné povrchové úpravy nemají žádnou ochranu před pronikající vlhkostí. Souvisí to na jedné straně s kapilárním efektem a na druhé straně s přibývajícím znečištěním ovzduší (agresivní sirnaté látky). Tento proces probíhá sice velmi pomalu, avšak stále, a stará se o to, že vnikající vlhkost vyplavuje pojiva z betonu a snižuje hodnotu pH. Tím dochází k rychlé korozi výztuže, což vede k odlupování a nakonec k statickým problémům (viz nosné konstrukce, mosty, atd.).EverCrete je odpovědí na tyto problémy. CO JE EVERCRETE A JAK PŮSOBÍ? EverCrete je roztok, který obsahuje vodní sklo a speciální katalyzátor. Rozdíl mezi EverCrete a jinými produkty na bázi vodního skla spočívá v tom, že katalyzátor umožní, aby vodní sklo proniklo do hloubky betonu (10–30 mm), což jiné produkty na bázi vodního skla nedokážou. Po ukončení vytvrzovacího procesu – trvá 4–10 dnů u starší279

ho a 34 dnů u čerstvého betonu v závislosti na vlastnostech betonu.- je EverCrete pevnou součástí původního materiálu. Není zapotřebí žádné rozpouštědlo. EverCrete je nehořlavý a zdravotně nezávadný. EFEKT SNÍŽENÍ HODNOTY PH V BETONU POD 11 Chemická reakce mezi EverCrete a betonem probíhá následovně: nejprve se reakcí vodního skla s betonem vytvoří silikagel (gel kyseliny křemičité). Silikagel poté reaguje s alkáliemi v betonu a tím dojde ke snížení hodnoty pH. Dojde ke změně poměru vápníku ku křemíku. Čím více je křemíku, tím nižší je hodnota pH. Při poměru vápníkkřemík (Ca/Si) 0,7 a méně je hodnota pH přibližně 10. VODOTĚSNOST Silikagel se postupně přemění na sklo. Tenká skleněná vrstva potáhne celkovou plochu impregnované oblasti, včetně všech pórů. Výsledkem je, že ošetřená plocha již neabsorbuje vodu. Jinak řečeno, voda nemá přístup do betonu díky skleněné bariéře. Beton již nemůže nasáknout. Pokud se použije dostatečné množství EverCrete, dojde k utěsnění všech pórů a dokonce ani pod velkým tlakem (do 7 barů) nepronikne ani voda, ani jiná kapalina.

Obr. 1: Póry v betonu jsou díky EverCrete zasklené, avšak difuzně otevřené.

BETON DÝCHÁ = DIFÚZNÍ OTEVŘENOST Beton, který byl ošetřen pomocí EverCrete, dýchá, ale je stále vodotěsný. Mikrotrhliny na povrchu, vzniklé při přeměně silikagelu na sklo, jsou tak malé, že jimi voda nepronikne díky povrchovému napětí, avšak pára prostoupí na povrch, protože plyn povrchové napětí nemá Tudíž beton může dýchat úplně stejně jako obvykle, ale jeho povrch vyschne rychleji, protože voda je vytlačována do silikagelu a odpařuje se při jeho přeměně na sklo.

280

Obr. 2: EverCrete vytváří permanentní bariéru proti vlhkosti.

MENŠÍ NASÁKAVOST = PEVNĚJŠÍ BETON Beton, ošetřený pomocí EverCrete, je méně nasákavý, neboť jeho povrch je ‚zasklený‘. Při případné další povrchové úpravě dojde k podstatnému snížení množství základního nátěru, barvy atd. Povrch je pevnější až o 30%, má zvýšenou odolnost proti oděru a prachu. Je zamezeno hydrostatickému vzlínání, nejčastější příčině odlupování nátěrů. SHRNUTÍ NEJDŮLEŽITĚJŠÍCH VLASTNOSTÍ EVERCRETE: - jednorázová aplikace - impregnační hloubka 10–30 mm - doba vysušení u staršího betonu 4–10 dnů, u čerstvého betonu 34 dnů - relativní vlhkost betonu po aplikaci EverCrete je menší než 85% - použitelnost u všech typů betonu - zvýšení pevnosti v tlaku a odolnosti proti oděru - odolnost vůči rozpouštědlům, solím a olejům - zvýšení odolnosti proti cyklům mrazů a tání - vodotěsnost při současné difúzní otevřenosti materiálu - zlepšení přilnavosti a mnohonásobné prodloužení životnosti případných nátěrů - EverCrete je zdravotně nezávadný, nehořlavý, bez zápachu, kyselinovzdorný do pH 2,5. POUŽITÍ EVERCRETE PŘI VYSOUŠENÍ VLHKÉHO/MOKRÉHO BETONU Jednou z oblastí, kde se EverCrete v zahraničí velmi úspěšně používá, je sanace vlhkého/mokrého betonu např. po povodních, v důsledku prasknutí vodovodního potrubí nebo při aplikaci dalších materiálů na nevyzrálý beton. EverCrete vysuší vlhký beton během 4–10 dnů v závislosti na teplotě a vlhkosti vzduchu, poté vytvoří EverCrete v betonu vrstvu do hloubky 10–30 mm, která je bez vlhkosti a alkalických látek při pH menším než 11. EverCrete zaručuje, že beton už zůstane stále vysušený s relativní vlhkostí pod 85%, přitom bude vodotěsný, takže ani v budoucnosti nehrozí navlhnutí. Případné následné nátěry mají až pětkrát delší životnost. Na další straně uvádíme příklady některých aplikací EverCrete. Poškození se po aplikaci EverCrete plně odstranilo a již se neopakovalo. 281

Obr. 3 a 4: Škola s novými betonovými chodbami. Podlahy byly položeny příliš rychle. Došlo k vytvoření bublin. Pomocí EverCrete byl problém vyřešen.

Obr. 5–8:

Garáž s opravnou aut. Beton, napadnutý vlhkostí a oleji, se postupně rozpadal. Po opravě povrchu použit EverCrete pro stabilizaci betonu. Problém se již neopakoval.

282

Obr. 9 a 10:

Prodejna obuvi. Parkety byly položeny na nevyzrálý beton. K vysušení a zabránění dalšího průniku vlhkosti použit EverCrete. Po 5 dnech bylo možno parkety položit znovu bez jakýchkoliv problémů.

283

SANACE VODNÍHO DÍLA – JEZ HUBER-LUTZ LOUČOVICE NA VLTAVĚ RESTORATION OF A HYDRAULIC STRUCTURE – THE HUBERT-LUTZ WEIR IN LOUČOVICE UPON VLTAVA

Miroslav Mareš MBT Stavební hmoty s.r.o., K Májovu 1244, Chrudim, 537 01 Tel: +420 469 607 111, Fax: +420 469 607 112, e-mail: [email protected], www.mbtsh.cz Anotace:

Článek popisuje rekonstrukci starého betonového jezu v Loučovicích na řece Vltavě. Použití upravené cementové malty (bez tmele) Emaco a speciální pojivové hydroizolační membrány Thoroseal FX 122 se ukázalo být úspěšným rychlým a kvalitním řešením práce na staveništi.

Abstract: The paper describes concrete restoration of the old concrete weir in Loučovice, on the Vltava river. The use of the modified cement repair mortar without bonding agent Emaco and of a special cementitous waterproofing membrane Thoroseal FX 122 proved to be a successful solution for a quick and quality work on the job site.

MBT Stavební hmoty s.r.o., součást koncernu Degussa-Construction Chemicals se systémy významných světových výrobců PCI, CONICA, MBT, THORO a jiných byla i na základě dlouholetých zkušeností v oblasti sanací betonových konstrukcí požádána o zpracování výběru materiálů a vypracování technologický postupů pro sanaci vodního díla Huber-Lutz Loučovice na Vltavě . Výběru materiálů a stanovení technologických postupů předcházela diagnostická prohlídka stávajícího stavu konstrukce, která vycházela s již známých informací získaných odborným průzkumem stavu konstrukce, vypracovaného autorizovaným znalcem. Diagnostickou prohlídku provedla i následně pověřená prováděcí firma AVE servis s.r.o. České Budějovice. Pro stanovení materiálů byly rovněž zohledněny veškeré aspekty korozních rizik jako jsou například zatížení a otřesy konstrukce, změny teplot, změny vlhkosti, působení záporných teplot, vliv vysokých teplot, biologické a chemické vlivy. HISTORIE: Vodní dílo tzv. nový jez se nachází pod papírnami v Loučovicích na řece Vltavě okr. Český Krumlov a byl postaven ve 30. letech a jeho stáří v současnosti je tedy cca 70 let. Jez Huber-Lutzova typu původně vzdouval vodu do náhonu na pravém břehu, který přiváděl vodu do elektrárny pod Čertovými proudy a v době plavby dřeva sloužil i pro tento účel. Po výstavbě vodního díla Lipno byla veškerá voda z přehrady vedena přes 284

podzemní elektrárnu a tunelem do vodního díla Lipno II – Vyšší Brod. Koryto Vltavy v tomto úseku bylo syceno pouze vodou z mezipovodí. Elektrárna pod Čertovými proudy byla vyřazena z provozu a jez nebyl od té doby, tj. cca 40 let udržován . Na základě rozhodnutí provozovatele „Povodí Vltavy“ o historickém a krajinotvorném významu tohoto díla a snaze zlepšování životného prostředí bylo přistoupeno k realizaci obnovení funkčnosti tohoto vodního díla a dodatečnému osazení turbíny malé vodní elektrárny a získání elektrické energie v množství cca 300 000 kWh ročně. 1. VÝBĚR SANAČNÍCH MATERIÁLŮ Pro stanovení materiálů byly zohledněny veškeré aspekty korozních rizik jako jsou například zatížení a otřesy konstrukce, změny teplot, změny vlhkosti, působení záporných teplot, vliv vysokých teplot, biologické a chemické vlivy. Z obecného rozboru korozních rizik vyplynulo, že betonové a železobetonové konstrukce posuzovaného vodního díla jsou především ohroženy mrazovou degradací povrchových oblastí konstrukce a v případě subtilnějších vyztužených prvků i korozí výztuže. Jak již bylo zmíněno, návrh sanace vycházel z poskytnuté písemné zprávy o provedeném důkladném průzkumu stávajícího stavu a obecných zásad sanace betonových a železobetonových konstrukcí, které jsou rozděleny do jednotlivých technologických etap: - odstranění narušených povrchových vrstev až na zdravý podklad - odstranění rzi z výztuže a vytvoření pevného podkladu pro nanesení dalších vrstev - konzervace výztuže - nanesení sanační malty a obnovení krycí vrstvy výztuže/reprofilace - začištění a vyrovnání povrchových vrstev - ochranné nátěry 2. POSTUP SANAČNÍCH PRACÍ A. Odstranění povrchových poškozených vrstev a očištění výztuže V tomto případě bylo provedeno ruční očistění s následným čištěním konstrukce vysokotlakým vodním paprskem s tlakem 900 barů (90 Mpa). Následně byla provedena zkouška přídržnosti podkladních vrstev, která prokázala tahovou pevnost větší než požadovaných 1,5 Mpa. Na základě posouzení zbytkových vlhkostí podkladních vrstev, které převyšovaly 4–6%, byly pro ošetření výztuže a následnou reprofilaci vybrány pouze cementové materiály . B. PASIVACE VÝZTUŽE Pro tuto fázi sanace byl navržen materiál PCI LEGARAN RP, který při dvojnásobném nátěru vytváří dostatečnou tloušťku ochrany, zamezující přístup kyslíku, resp. Vlhkosti nezbytné k vytvoření elektrolytu a vytváří vysoce zásadité prostředí, které zajišťuje její pasivaci. C. SANAČNÍ MALTY A REPROFILACE Pro vlastní reprofilaci byly navrženy materiály jak pro ruční zpracování tak pro strojní zpracování – tzv. torkretování, a to metodou mokrého stříkání. 285

Pro ruční i strojní zpracování byly navrženy materiály sanačního systému MBT: EMACO S 88 – pro vrstvy nad 10 mm EMACO R 305 pro vrstvy 1–5 mm MEYCO 545 – strojní zpracování Tyto materiály se vyznačují vysokou přídržností k podkladu, snadnou zpracovatelností a jejich výhodou je, že nevyžadují nanášení kontaktních spojovacích můstků, a tím dochází k k časovým i finančním úsporám. V tomto případě byly použity materiály EMACO R 305 a přísada MEYCO 545 do betonové směsi pro metodu suchého torkretování, D. OCHRANNÉ NÁTĚRY Pro tuto fázi bylo navrženo několik typů materiálů, a to v závislosti na typu konstrukce a jejího předpokládaného zatížení. Betonové konstrukce pod vodou : Tento typ konstrukce byl navržen materiál : MASTERSEAL 501 – cementová báze, ztv. krystalická izolace. Tento materiál je vodotěsný, zamezuje prosakování, vnikaní či vyvěrání vody do nebo z betonových konstrukcí a vytváří tzv. formované nerozpustné krystaly, které efektivně zablokují průchod vody skrz kapiláry a póry a zajistí tak stálou nepropustnost, která umožňuje podstatně delší životnost konstrukce. Betonové konstrukce nad vodou : Pro tento typ konstrukce byl navržen materiál Thoroseal FX 122 – cemnetopolymerová báze, který při zachování vysokého stupně paropropustnsti a vysokého stupně pružnosti po vytvrzení, zamezuje vznik trhlin a tím pronikání vody do konstrukce a následné degradaci této konstrukce. ZÁVĚR: MBT Stavební hmoty s.r.o. Chrudim má vybudovanou síť odborných poradců po celé republice, kteří jsou pravidelně školení a informování o nových trendech a zkušenostech jak v oblasti sanací betonových konstrukcí tak i v dalších oblastech stavební chemie. Úspěšné provádění těchto technologií společně se zkušenostmi zpracovatelské firmy AVE servis s.r.o. České Budějovice jsou dostatečným argumentem o nesporných kvalitách materiálů koncernu Degussa a její dceřiné společnosti MBT Stavební hmoty s.r.o. Chrudim. Vrchní dodavatel stavby: VHS České Budějovice s.r.o. Dodavatel a výrobce materiálů: MBT Stavební hmoty s.r.o. Chrudim Dodavatel materiálů pro akci: CAPRO spol. s r.o. České Budějovice Prováděcí firma: AVE servis s.r.o. České Budějovice

286

Fotografie z archivu firmy AVE servis, s.r.o., České Budějovice

287

NOVÁ GENERACE POLYMERCEMENTOVÝCH MALT NEW GENERATION OF POLYMER-CEMENT MORTARS

Ing. Kateřina Mihalíková Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav technologie stavebních hmot a dílců, Veveří 95, 662 37 Brno, Tel.: 541 147 514, fax: 541 147 502, e-mail: [email protected]

Anotace: Stavebnictví poskytuje velmi významné a široké spektrum možností využití průmyslových odpadů. Vybrané druhy odpadních surovin lze s úspěchem využít jako část plnivového a pojivového systému v maltách. Takto nově upravené PCC malty mají v současné době vysoce rozšířené použití ve stavebnictví, od lepidel, podlahovin, hydroizolačních vrstev až po správkové hmoty na beton apod. Abstract: Building industry offers a significant and wide spectrum of possibilities for making use of industrial waste. Selected kinds of waste raw materials may be used as part of the filler and binder system in mortars. These new modified PCC mortars find at present an extensive use in the building industry, in cements, floor coverings, waterproofing layers, materials for repair of concrete, etc.

1. ÚVOD Zvyšující se množství odpadů, omezený prostor pro jejich skladování a neustále se zvyšující náklady spojené s likvidací odpadů vedou k potřebě efektivního hospodaření s odpady. Stavebnictví poskytuje velmi významné a široké spektrum možností využití průmyslových odpadů při výrobě některých stavebních hmot a dílců. Polymercementové malty v současné době mají vysoce rozšířené použití ve stavebnictví, od lepidel, podlahovin, hydroizolačních vrstev až po správkové hmoty na beton apod. Projekt řeší náhradu části pojivového i plnivového systému v PCC maltách různými druhy odpadních surovin. Kromě vyřešení technických parametrů nově koncipovaných hmot si projekt klade za cíl i zjištění ekonomického přínosu při realizaci na trhu stavebních hmot. 2. NOVÉ MATERIÁLY Na Ústavu technologie stavebních hmot a dílců, FAST, VUT v Brně jsou již několik let ve výzkumu nové stavební hmoty, využívajících kladných parametrů průmyslových odpadů. Některé z nich jsou v současné době vyráběny, našly své uplatnění na trhu a jsou slibnou budoucností v technologii stavebních hmot. Jsou zde ale některé nové materiály, u kterých byly prokázány dobré fyzikálně-mechanické vlastnosti, ale zatím

288

u nich nebyla provedena výrobní kalkulace, čímž nebyla vyhodnocena ekonomická efektivnost těchto materiálů pro výrobu a prodej z tržního hlediska. Polymercementové malty jsou malty složené z cementu a polymerních přísad, které umožní modifikovat (zlepšovat) celkové vlastnosti. Z široké škály prověřených polymerů nalezly posléze největšího uplatnění především disperze styren-butadienové, akrylátové, styren-akrylátové, polyvinylacetáty a v menší míře pak i epoxidové emulze. 3. VÝZKUM V tomto příspěvku jsme se zabývali výzkumem optimálního složení polymercementových malt s nahrazením části pojivového a plnivového systému. Takto upravené polymercementové malty jsou vhodné jako povrchové úpravy při sanacích. Odpadním materiálem při celém experimentu byly brusné kaly a popílek. Na začátku experimentální části se musely co nejlépe identifikovat vstupní suroviny z hlediska chemického a mineralogického složení. Základní složení směsi bylo složeno z pojiva (cement), plniva (mletý vápenec), polymerních přísad (aditiva) a vody. Úkolem bylo experimentálně ověřit možnost využití brusných kalů místo části plniva s náhradou 20, 40, 60 a 80% a popílek místo části pojiva s náhradou 5, 10 a 15%. Záměrem bylo zjistit základní fyzikálně-mechanické vlastnosti směsí. Podle těchto receptur se zhotovily zkušební vzorky a stanovily se základní vlastnosti: počáteční přídržnost, přídržnost po uložení ve vodě, přídržnost po zmrazovacích cyklech, přídržnost po uložení ve vyšší teplotě, stanovení skluzu, stanovení objemové hmotnosti, pevnosti v tlaku a pevnosti v tahu. Přídržnosti ze zkoušely tahovou zkouškou odtrhem keramických obkladových prvků. 4. POUŽITÉ ODPADNÍ SUROVINY POJIVO Portlandský cement CEM I 52,5 R Hranice – Cement je hydraulické pojivo, pálené nad mez slinutí, tj. jemně mletá anorganická látka, která po smíchání s vodou v důsledku hydratačních reakcí a procesů tuhne a tvrdne a po zatvrdnutí zachovává svoji pevnost a stálost jak na vzduchu, tak i ve vodě. NÁHRADA POJIVA Elektrárenský popílek z ČEZ Chvaletice – Elektrárenský popílek je nerostný zbytek po spalování práškového černého a hnědého uhlí, skládající se převážně z malých částeček křemičitanového skla, získávaný se zachycováním z plynných spalin v mechanických odlučovačích zařízeních a elektrofiltrů, připojených zpravidla k velkým topeništím na spalování uhlí. PLNIVO Mletý vápenec firmy Omya a.s. Ve vápenné – Vápence jsou horniny, u nichž převážnou část hmoty tvoří minerály řady kalcit–dolomit. Uhličitanová složka vápenců tvoří řadu vápenec–dolomit obsahující v různých poměrech kalcit (CaCO3) a dolomit (CaMg (CO3)2. Mletý vápenec je karbonátové plnivo s obsahem CaCO3 a MgCO3 minimálně 98 %. Tento vápenec vzniká drcením vysokoprocentního vápence.

289

NÁHRADA PLNIVA Brusné kaly z výroby firmy OMYA a.s. ve Vápenné – Brusné kaly vznikají při výrobě teracové dlažby obroušením povrchu. Zbytky vzniklé obroušením mají různou barvu, velikost a tvar. Homogenizují se. DALŠÍ POUŽITÉ HMOTY Aditiva SB, SC a SF firmy STOMIX – Základem složení je kopolymer vinylacetátu, ethylenu a éteru celulózy. Jednotlivé aditiva se od sebe liší různým zastoupením organických pojiv. Tato aditiva zlepšují tahovou přídržnost a dobu zavadnutí. Penetrační lak EH firmy STOMIX – Penetrační lak EH je vodou ředitelná penetrační nátěrová hmota, vyrábí se v jedné kvalitativní třídě, transparentní. Má vysoké penetrační schopnosti, je proto vhodný na zpevnění savých a velmi savých podkladů a zablokování transportu rozpustných látek z podkladu. Nanáší se na čisté, suché vyspravené, případně odmaštěné podklady po naředění pitnou vodou.

Tab. 1: Stanovení fyzikálně-mechanických vlastností s aditivy SB a SC • Směs č. 1 – použito aditivum SB, náhrada pojiva 5% popílkem, náhrada plniva 60% brusnými kaly • Směs č. 2 – použito aditivum SB, náhrada pojiva 10 popílkem, náhrada plniva 60% brusnými kaly • Směs č. 3 – použito aditivum SC, náhrada pojiva 10% popílkem, náhrada plniva 80% brusnými kaly • Směs č. 4 - použito aditivum SC, náhrada pojiva 15% popílkem, náhrada plniva 80% brusnými kaly Přídrž- Přídržnost Přídržnost Přídržnost nost po uložení po pono- po cyklech SklouzSměs 3 počáteč- ve vyšší ření do zmrazení ρ [kg/m ] Ro [MPa] Rc [MPa] nutí č. ní tepotě vody [mm] a rozmra[MPa] [MPa] [MPa] zení [MPa] 1 2 3 4

0,67 0,66 0,68 0,64

0,50 0,48 0,49 0,46

0,41 0,45 0,31 0,27

1,68 1,74 1,02 1,00

1805 1750 1475 1525

9,375 8,745 3,82 3,95

27,90 24,80 6,30 10,30

0,08 0,08 0,09 0,07

Tab. 2: Stanovení fyzikálně - mechanických vlastností s aditivem SB • Směs č. 5 – použito aditivum SF, náhrada pojiva 10% popílkem, náhrada plniva 80% brusnými kaly • Směs č. 6 – použito aditivum SF, náhrada pojiva 15% popílkem , náhrada plniva 80% brusnými kaly Přídrž- Přídržnost Přídržnost Přídržnost nost po uložení po pono- po cyklech SklouzSměs 3 počáteč- ve vyšší ření do zmrazení ρ [kg/m ] Ro [MPa] Rc [MPa] nutí č. ní tepotě vody a rozmra[mm] [MPa] [MPa] [MPa] zení [MPa] 5 6

0,79 0,74

0,47 0,57

0,28 0,41

1,28 1,31

290

1405 1440

4,25 5,7

8,55 11,20

0,02 0,02

5. VYHODNOCENÍ Cílem dílčích částí výzkumu bylo navrhnout a odzkoušet směsi polymercementových malt s využitím odpadních surovin. Zhodnotit a posoudit jejich vhodnost k použití při opravách betonových konstrukcí. Výsledky zjištěné tahovou zkouškou přídržnosti byly srovnány podle ČSN 12004. Normová hodnota pro srovnání byla 0,6 MPa. Z naměřených výsledků je zřejmé, že nám nevyhověly hodnoty u zkoušek přídržností po uložení ve vodě a po uložení ve vyšší teplotě. Na druhé straně přídržnosti po cyklech zmrazení a rozmrazení vykazují vysoké hodnoty a vysoce přesahují normovou hodnotu. Počáteční přídržnosti také vyhověly. Na základě vyhodnocených fyzikálně-mechanických vlastností byly jako optimální směsi zvoleny ty s náhradou plniva až 80% brusnými kaly u aditiv SC a SF a 60% brusnými kaly u aditiva SB. U náhrady pojiva byly vybrány směsi s náhradou 10 – 15% popílkem u aditiv SC a SF a 5 – 10% popílkem u aditiva SB. Při výrobě nově navržených směsí můžeme očekávat významné úspory nákladů na přímý materiál ve srovnání s referenčními hmotami. Tato úspora je dána opět nízkými tržními cenami použitých surovin. Například u směsí s částečnou náhradou (60 – 80%) brusnými kaly je možné dosáhnou úspory až 500 – 600 Kč/t směsi. Do této částky však nejsou zahrnuty technologie úpravy suroviny jako je dosoušení, mletí atd. Z těchto výsledků vyplývá, že byla jednoznačně prokázána možnost zhotovit polymercementové malty s náhradou plnivového a pojivového systému průmyslovým odpadem (brusné kaly, popílek), aniž by došlo k nedodržení požadovaných vlastností. Navržené receptury splňují požadavky a jsou výhodnější po stránce ekonomické i ekologické. Polymercementové malty s využitím odpadů jsou novou generací stavebních hmot. LITERATURA [1] Petr Pytlík, Ekologie ve stavebnictví, Praha, září 1997 [2] Drochytka, R. a kolektiv: Keramické obklady a dlažby, Vega s.r.o., Hradec Králové, 2000 [3] Firemní literatura STOMIX [4] Podniková norma firmy STOMIX Příspěvek vznikl s podporou VVZ CEZ MSM 261100008 „Výzkum a vývoj nových materiálů z odpadních surovin a zajištění jejich vyšší trvanlivosti ve stavebních konstrukcích.“

291

Tahová přídržnost [MPa]

Graf 1: Stanovení přídržnosti po zmrazovacích cyklech (aditivum SB)

Přídržnost

dle ČSN 12004 Směsi

Tahová přídržnost [MPa]

Graf 2: Stanovení přídržnosti po zmrazovacích cyklech (aditivum SC)

Přídržnost

dle ČSN 12004 Směsi

Tahová přídržnost [MPa]

Graf 3: Stanovení přídržnosti po zmrazovacích cyklech (aditivum SF)

Přídržnost

dle ČSN 12004 Směsi

292

MOŽNOSTI VYUŽITÍ ODPADNÍCH SUROVIN VE SMĚSÍCH URČENÝCH PRO INJEKTÁŽ MIKROPILOT POSSIBILITIES OF UTILIZATION OF WASTE MATERIALS IN MIXTURES FOR INJECTION OF MICROPILES

Ing. Amos Dufka Ing. Jiří Bydžovský, CSc.

(1) (2)

(1) Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav technologie stavebních hmot a dílců, Veveří 95, 662 37 Brno, tel: 541147514, e-mail:[email protected] (2) Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav technologie stavebních hmot a dílců, Veveří 95, 662 37 Brno, tel: 541147505, e-mail:[email protected]

Anotace: Jednou z oblastí produkce stavebních hmot, ve které lze efektivním způsobem využít průmyslový odpad patří oblast výroby směsí určených pro injektáž mikropilot. Dosavadní poznatky svědčí o skutečnosti, že vhodnými typy elektrárenských popílků lze zvýšit odolnost těchto směsí vůči agresivním látkám rozpuštěným v podzemních vodách. Možnost zvyšování odolnosti injektážních směsí aplikací elektrárenských popílků je tématem tohoto článku. Abstract: Among the fields of production building materials in which is possible effectively utilize waste materials belongs production of mixtures for injection of micropiles. Actual knowledge proves that suitable types of fly ash are able to increase durability and resistance of these mixtures to corrosive substances dissolved in ground water. This paper describes possibilities of improving of durability of these materials.

1. ÚVOD V současné praxi se pro injektáž mikropilot zpravidla používá cementových suspenzí, které jsou připravovány v aktivačních mísičích v hmotnostním poměru cementu ku vodě přibližně 2,2ł2,8:1. Při své exploataci jsou mikropiloty velmi často vystaveny působení vod, ve kterých mohou být obsaženy látky, které jsou vůči cementovým kompozitům agresivní. Mezi agresivní sloučeniny, které se velmi často vyskytují ve podzemních vodách patří například sírany, agresivní oxid uhličitý, chloridy apod. Obecně lze konstatovat, že trvanlivost resp. rychlost degradace materiálu mikropilot je závislá především na množství agresivních látek pronikajících do struktury mikropilot a na rezistenci vlastního materiálu vůči působení těchto látek. Množství agresivních látek pronikajících do struktury materiálu mikropilot je závislé zejména na koncentraci těchto látek v prostředí, ve kterém jsou piloty exploatovány (tento parametr 293

je při návrhu receptury směsi jednou z okrajových podmínek a většinou ho nelze ovlivnit) a na schopnosti agresivních látek pronikat do kapilárně pórovité struktury materiálu mikropilot. Schopnost agresivních látek pronikat do struktury materiálů mikropilot lze pozitivním způsobem ovlivnit např. pomocí těsnících přísad apod. Jak již bylo zmíněno, jedním z dominantních vlivů limitujících životnost mikropilot je schopnost jejich materiálu odolávat působení agresivních látek. Odolnost materiálu mikropilot je závislá především na stabilitě fází, kterými je tvořena. Majoritní složkou pojiva směsí určených pro injektáž mikropilot je zpravidla cement. Velmi často mohou být mikropiloty vystaveny působení vod s nízkou hodnotou pH, ve kterých mohou být v relativně vysokých koncentracích obsaženy sírany, příp. další kyselinotvorné sloučeniny. Mezi přísady, kterými lze zvýšit odolnost cementového kamene vůči působení acidických látek patří například elektrárenské popílky a to zejména popílky s vysokou pucolánovou aktivitou. Částečná substituce cementu elektrárenským popílkem je perspektivní nejen z hlediska eventuálního zvýšení odolnosti směsi vůči působení agresivních médií, ale je též výhodná z hlediska ekonomického V tomto textu je studována možnost zvýšení odolnosti směsí určených pro injektáž mikropilot vůči agresivním prostředím modifikací jejich receptury přídavkem popílku z elektrárny Chvaletice. V rámci stanovení odolnosti injektážních směsí bylo postupováno dle ustanovení kodifikovaných normou ČSN 731340. 2. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST Pro analýzu možnosti využití elektrárenského popílku jako částečného substituentu cementu v injektážních směsích byly navrženy dvě variantní receptury. V první směsi byl jako pojivo použit pouze cement, ve druhé směsi pak byla část cementu substituována popílkem z elektrofiltrů elektrárny Chvaletice. Popílkem bylo nahrazeno 20% hmotnostních cementu. Při výpočtu velikosti dávky popílku byly zohledněny měrné hmotnosti cementu a popílku (cement ρ=3100 kg.m-3, popílek ρ=2040 kg.m-3). Složení testovaných směsí je uvedeno v tabulkách 1 a 2. Tabulka 1: Receptura injektážní hmoty – referenční směs Dávka složky na m3 směsi 1380 kg 550 kg 27 kg

Složka směsi Cement CEM II 32,5 B-S Voda Těsnící přísada Sikalite od fy Sika

Tabulka 2: Receptura injektážní hmoty – směs s příměsí popílku Složka směsi Cement CEM II 32,5 B-S Popílek z elektrofiltrů elektrárny Chvaletice Voda *) Těsnící přísada Sikalite od fy Sika

Dávka složky na m3 směsi 1100 kg 180 kg 580 kg 27 kg

Pozn: *) dávka záměsové vody byla korigována tak, aby byla zachována konstantní zpracovatelnost čerstvé směsi

294

Z uvedených receptur byla v aktivačním mísiči připravována zkušební tělesa pro fyzikálně mechanická a fyzikálně chemická stanovení. Pro stanovení pevnostních charakteristik byly připravována zkušební tělesa ve tvaru trámečků o rozměrech 40x40x160 mm. Pro analýzu vlivu agresivního prostředí bylo z každé receptury zhotoveno sedm sad zkušebních těles. Každá sada sestávala z šesti zkušebních těles. Zkušební tělesa bez obsahu popílku jsou v dalším textu označována arabskými číslicemi. Tělesa s obsahem popílku jsou dále označována římskými číslicemi. První sada těles byla po dobu svého zrání umístěna ve vodním uložení, tj. v podmínkách normálního zrání. Teplota vzduchu v tomto prostředí byla udržována konstantní t = 20 °C a relativní vlhkost vzduchu ϕ>95%. Po 28, 90 a 180 dnech zrání byly provedeny fyzikálně mechanické a fyzikálně chemické zkoušky. Další sady zkušebních těles byly po dobu 28 dní po svém zhotovení umístěny v podmínkách normálního zrání a poté byly uloženy do agresivních prostředí. Agresivní prostředí jsou charakterizovány v tabulce číslo 3. V korozívních prostředích byla tělesa exponována po dobu 90 resp. 180 dní. Po uplynutí této doby byla tělesa vyjmuta ze zkušebních prostředí a byly provedeny fyzikálně mechanické a fyzikálně chemické zkoušky. Tabulka 3: Specifikace zkušebních prostředí Označení zkušební sady Bez popílku S popílkem 1, 2, 3 I, II, III 4, 5 IV, V 6, 7 VI, VII

Charakteristika prostředí Látka Koncentrace Referenční tělesa – uložení t=20 °C, ϕ>90% Sírany (SO42-) 10 000 mg.l-1 Agresivní oxid uhličitý (CO2) 80 mg.l-1

Pro stanovení míry korozního narušení byly zkušební vzorky podrobeny následujícím stanovením: • Stanovení objemové hmotnosti (ČSN EN 1015-10) • Stanovení pevnosti v tahu za ohybu a v tlaku (ČSN 72 2450) • Analýza mikrostruktury rentgenovou difrakční analýzou (metodický postup VUT FAST, č. 30-33/1) 3. VÝSLEDKY ZKOUŠEK 3.1. Výsledky pevnostních charakteristik Výsledky zkoušek pevnostních charakteristik směsí bez přídavku popílku a směsí modifikovaných popílkem jsou vyjádřeny v grafech 1 až 4. V grafech 1 a 3 jsou zachyceny absolutní hodnoty sledovaných veličin. V grafech 2 a 4 je uvedeno procentuální vyjádření vlivu popílku na pevnost malty v tahu za ohybu resp. pevnost v tlaku. Vzájemně jsou porovnávány pevnosti těles s popílkem a bez popílku exponované v týchž zkušebních prostředích. Za 100% je považována pevnost směsi bez popílku zjištěná na tělesech uložených v jednotlivých zkušebních prostředích. Kladné procentuální hodnoty znamenají nárůst pevnosti malty se struskou v porovnání se vzorky bez strusky o naopak. 295

Graf 1: Pevnost směsí v tahu za ohybu v závislosti na agresivitě prostředí

Graf 2: Procentuální vyjádření vlivu popílku na pevnost směsi v tahu za ohybu. Vzájemně jsou porovnávány pevnosti těles s popílkem a bez popílku exponované v týchž zkušebních prostředích

296

Graf 3: Pevnost směsí v tlaku v závislosti na agresivitě prostředí

Graf 4: Procentuální vyjádření vlivu popílku na pevnost směsi v tlaku. Vzájemně jsou porovnávány pevnosti těles s popílkem a bez popílku exponované v týchž zkušebních prostředích

297

3.2. Vyhodnocení výsledků RTG analýz Při studiu mineralogického složení analyzovaných směsí byla pozornost zaměřena především na indikaci přítomnosti novotvarů vznikajících v mikrostruktuře malty v důsledku koroze cementového kamene agresivními médii. Poznatky získané provedeným RTG analýzami lze shrnout v konstatování, že v mikrostruktuře žádného ze zkoumaných vzorků exponovaných v agresivních prostředích (a to jak u směsí bez popílku, tak u směsí modifikovaných popílkem) nebyly identifikovány minerály, které vznikají v mikrostruktuře materiálu degradovaného korozívními látkami. Pokud došlo ve struktuře zkoumaných materiálů v důsledku interakce matrice s korodující látkou ke vzniku novotvarů, pak se tyto novotvary vyskytují pravděpodobně v pseudomorfózách původních produktů hydratace cementu, jejich množství je relativně nízké a vzhledem k těmto skutečnostem je jejich korektní identifikace značně obtížná. 4. ZÁVĚR Na základě dosažených výsledků lze konstatovat, že substituce cca 20% hmotnosti cementu vhodným typem elektrárenského popílku nemá za následek podstatné zhoršení pevnostních charakteristik injektážních směsí. U směsí s částečnou substitucí cementu popílkem byla v porovnání se směsí bez popílku po 180 dnech zrání zjištěna tlaková pevnost nižší pouze o 4,5%. Výsledky zkoušek provedených po 180 denní expozici těles v agresivních prostředích prokázaly, že pomocí přídavku popílku lze omezit negativní vliv agresivních prostředí na životnost injektážní hmoty. Pozitivní účinek popílku se projevil především u vzorků vystavených působení roztoku síranů. Uvedené poznatky lze shrnout v konstatování, že vhodné typy elektrárenských popílků lze efektivně využívat jako částečný substituent cementu ve směsích určených pro injektáž mikropilot. Toto opatření je přínosné nejen z ekonomického hlediska, ale výsledky zkoušek prováděných na tělesech uložených v agresivních prostředích svědčí o skutečnosti, že příměsí popílku lze částečně eliminovat degradaci materiálu mikropilot, zejména mají-li být mikropiloty exponovány v prostředí s vysokou koncentrací síranů. Je ovšem nutno zdůraznit, že zkoušky, jejichž výsledky jsou zde prezentovány byly prováděny na tělesech uložených v agresivních prostředích relativně krátkou dobu (180 dní). Pro zcela korektní analýzu vlivu příměsi popílku na trvanlivost injektážních směsí bude nezbytné realizovat komplex zkoušek s vyšším časový horizontem. 5. SEZNAM LITERATURY [1] Drochytka, R., Dufka, A. Possibility analysis of repair mortars against the influence of agrresive factors. Sborník II. mezinárodní vědecké konference Kvalita a spoĺahlivosť ve stavebníctve, 1st ed. Technická univerzita v Košicích, 2001, p. 120–217. [2] Nahodil, P.: Analýza vlivu agresivních prostředí na životnost sanačních malt, Diplomová práce na VUT FAST Brno, ÚTHD, 2001 [3] Matoušek, M., Drochytka, R.: Atmosférická koroze betonů, IKAS Praha 1998 Práce byla řešena s podporou VVZ CEZ MSM 261100008 „Výzkum a vývoj nových materiálů z odpadních surovin a zajištění jejich vyšší trvanlivosti ve stavebních konstrukcích".

298

JEMNÉ PŘÍMĚSI A JEJICH VLIV NA VLASTNOSTI ZTEKUCENÉ CEMENTOVÉ MALTY FINE FILLERS AND THEIR INFLUENCE ON SUPERPLASTICIZED CEMENT MORTAR PROPERTIES

Ing. Petr Tůma ČVUT v Praze, Kloknerův ústav, Šolínova 7, 166 08 Praha 6 Tel., fax: 224 353 545, e-mail: [email protected], www.cvut.cz

Anotace: Jemné příměsi jsou jednou ze základních složek silně ztekucených cementových materiálů. Experimentální program popisovaný v příspěvku ukazuje vliv vybraných příměsí na vlastnosti (potřeba záměsové vody, odlučivost vody, pevnosti) cementové malty. Abstract: Fine fillers are one of the superplasticized cement materials basic components. The experimental programme described in this article shows the influence of selected fillers on cement mortar properties such as water demand, bleeding and compressive strength.

1. ÚVOD V dnešní době se s různým záměrem velmi často používají cementové směsi modifikované superplastifikátory. Motivem může být například zvýšení pevnosti, pomocí snížení dávky záměsové vody, nebo tekutost směsi sama o sobě, jež často umožňuje snadnější aplikaci směsi. Takto modifikované směsi však musí, stejně jako ostatní, splňovat běžné požadavky na cementové malty, či betony. Je třeba zabránit nadměrnému odlučování vody v čerstvé směsi a po zatvrdnutí získat materiál s požadovanými vlastnostmi. To však nelze zajistit pouze přidáním samotného superplastifikátoru. Potíže nastávají zejména v období čerstvé směsi s oddělováním její kapalné a pevné fáze (viz obr. 1). Ke zmírnění, či lépe k potlačení, tohoto efektu je třeba rovněž zvětšit podíl jemných částic ve směsi, a to buď zvětšením dávky cementu, nebo Obr. 1: Zkouška rozlitím ztekucené cementové malty bez přidáním jemné příměsi (mikropljemné příměsi. Kapalná fáze „vytekla“ z kuželu pevné fáze niva, respektive filleru). 299

Příměsi lze rozdělit na dva druhy, inertní (např. mleté horniny), které nemají hydraulické vlastnosti a pucolánové nebo latentně hydraulické, které mají schopnost tvrdnout ve vodním prostředí za přítomnosti hydroxidu vápenatého (např. popílek a struska) [1]. Měrný povrch obou typů příměsí je přibližně stejný jako měrný povrch cementu. Vlastní přítomnost jemného filleru obou druhů urychluje hydrataci portlandského cementu v počátečním stádiu, protože jemná zrnka vytváří jádra na kterých mohou růst hydráty. Čím je příměs jemnější, tím je počáteční hydratace rychlejší [2]. Latentně hydraulické příměsi se navíc do procesu zapojují i chemicky. V příspěvku uvádím soubor experimentálních měření provedených s cílem porovnat vlastnosti cementových malt modifikovaných různými druhy příměsi. Zaměřil jsem se zejména na vlastnosti čerstvé směsi (potřeba záměsové vody a odlučivost vody) a na pevnost zatvrdlé malty. 2. EXPERIMENTÁLNÍ PROGRAM V experimentálním programu jsme používali standardní Portlandský cement CEM I 42,5 R, křemičitý písek, dva různé superplastifikátory na bázi karboxylátů, pitnou vodu a pět druhů fillerů. Vybrali jsme elektrárenský popílek, jemně mletý vápenec, jemně mletý živec, kamenný odprašek (amfibolit) a velmi jemně mletou strusku.

Tabulka 1: Složení 1 kg suché směsi cement CEM I 42,5 R křemičitý písek filler

250 g 675 g 75 g

V případě jemně mletého živce jsme připravili ještě směsi s poloviční a dvojnásobnou dávkou mikroplniva. U jednotlivých záměsí jsme sledovali dávku vody potřebnou k dosažení referenční tekutosti směsi, odlučivost vody a pevnost v tlaku. Dávky ztekucující přísady jsou uváděny v procentech hmotnosti cementu. 2.1 Stanovení dávky vody Dávka vody byla stanovena pomocí metody rozlití kužele. Byl použit kužel o průměru dolní základny 116 mm, horní základny 58 mm a výšce 175 mm [3]. Jako referenční hodnota byl zvolen průměr „koláče“ po rozlití směsi 300 mm. Dávka záměsové vody byla upravována a příprava směsi prováděna dokud nebylo dosaženo rozlití směsi v intervalu 295 až 305 mm. Výslednou dávku vody dále uvádím v poměru k jemným složkám směsi (cement a filler) jako vodní součinitel v/(c+f). 2.2 Stanovení odlučivosti vody Pro porovnání odlučivosti vody (krvácení) různých malt s reálným vodním součinitelem jsme měřili přímo množství vody vystouplé na povrch směsi. Používali jsme válcovou nádobu (kelímek) o průměru 80 mm a výšce 120 mm. Do nádoby jsme ihned po

300

zamíchání uložili cca 1 kg čerstvé malty, směs přesně zvážili, zakryli a ponechali 2 hodiny v klidu. Poté jsme pomocí savého ubrousku odebrali vodu vystouplou na povrch směsi a vzorek opět zvážili. Při známé hmotnosti nádoby lze pak snadno spočítat množství odloučené vody. Výsledek je vyjádřen v gramech vody odloučené z 1 kg čerstvé směsi. 2.3 Pevnost malty Pevnost malty v tlaku jsme sledovali na zkušebních tělesech – trámečcích o rozměrech 40x40x160 mm. Zkoušky jsme prováděli po 28 dnech od výroby vzorků. Tělesa byla po odformování do stáří 7 dní uložena ve vodě, poté na vzduchu při relativní vlhkosti (60±5)%. Teplota při uložení byla v obou případech (20±2) °C.

3. ZJIŠTĚNÉ VÝSLEDKY 3.1 Potřeba záměsové vody Dávku záměsové vody jsme nastavili vždy tak, aby rozlití směsi bylo 300 mm. Při použití všech pěti příměsí jsme zjistili klesající potřebu vody se zvětšující se dávkou superplastifikátoru. V případě zahraničního (I) byly poklesy vodního součinitele přibližně lineární, a to z výchozích 0,54 až 0,6 (různé hodnoty pro různé příměsi) na 0,41 až 0,46 při dávce ztekucovače 2% hmotnosti cementu. V případě tuzemského (II) byl zjištěn velký pokles potřeby vody již při dávce 1%, a to přibližně na úroveň dosaženou při použití přísady I v dávce 2%. Větší množství superplastifikátoru II již nevedlo k tak významnému snížení dávky vody, či dávka vody zůstala konstantní (viz obr. 2). Pravděpodobně jsme se zde přiblížili tzv. dávce nasycení [4]. Obr. 2: Potřeba vody směsí s různým mikroplnivem v závislosti na dávce superplastifikátoru II

301

Maximální rozdíl mezi potřebou záměsové vody (rozdíl v hodnotách vodního součinitele) pro směsi s různým mikroplnivem byl cca 0,09, pokud nebyl použit superplastifikátor. U superplastifikátory modifikovaných směsí byl rozdíl hodnot vodního součinitele 0,05 až 0,13 v závislosti na typu a dávce superplastifikátoru. Vliv typu mikroplniva byl u obou ztekucovačů obdobný. Největší potřebu vody měly směsi s popílkem, menší s kamenným odprachem, a nejmenší (přibližně stejnou) směsi s vápencem, struskou a živcem. Například při použití 1% dávky tuzemského superplastifikátoru (II) byl s popílkem dosažen vodní součinitel 0,46. Při záměně popílku za živec však byl vodní součinitel snížen až na 0,37, což je cca 80% původní hodnoty (viz obr. 2). V případě živce a superplastifikátoru I jsme sledovali vliv dávky mikroplniva na potřebu záměsové vody. Všechny směsi s poloviční dávkou živce potřebovali více vody a směsi s dvojnásobnou dávkou naopak méně vody než odpovídající směsi se standardní dávkou příměsi. Například u směsí s 1% dávkou superplastifikátoru I byl vodní součinitel standardní směsi 0,48 (100%), směsi s polovičním množstvím živce 0,52 (108%) a směsi s dvojnásobným množstvím filleru 0,45 (94%). 3.2 Odlučivost vody Dávka vody směsí, u kterých jsme sledovali odlučivost vody byla vždy stanovena tak, aby rozlití směsi (viz dříve) bylo 300 mm. Výsledky srovnání vlivu příměsí v závislosti na použitých superplastifikačních přísadách jsou uvedeny v grafech v obrázku 3. Při použití superplastifikační přísady I bylo nejlepšího výsledku dosaženo u směsi obsahující jako příměs elektrárenský popílek a nejhoršího v případě směsi obsahující jemně mletou strusku, naopak při použití superplastifikační přísady II bylo u směsi obsahující elektrárenský popílek zjištěn nejhorší výsledek a odlučivost vody (krvácení) v případě směsi s jemně mletou struskou bylo relativně malé. U porovnávacích záměsí, bez superplastifikační přísady a s rozlitím zajištěným pouze velmi vysokou dávkou vody, s různými příměsemi přitom bylo množství odloučené vody ve všech případech zhruba stejné, a to na úrovni cca 25 gramů vody na 1 kg čerstvé směsi. Při testu různé dávky živce se standardní množství ukázalo jako nejvýhodnější. Při poloviční i dvojnásobné dávce byla odlučivost vody, v případech obou dávek superplastifikátoru, vyšší. Výsledky experimentu potvrdily, že použití superplastifikační přísady vede ke zmenšení krvácení směsi. Je rovněž zřejmé, že při hledání směsi s nejmenší odlučivostí vody je třeba hledat vhodnou kombinaci superplastifikační přísady a jemné příměsi. Obr. 3: Množství odloučené vody směsí s různými superplastifikačními přísadami a různými jemnými příměsemi

302

3.3 Pevnost malty U výše popsaných vzorků jsme rovněž sledovali pevnost zatvrdlé malty v tlaku. Výsledky zkoušek pro všechny fillery potvrdili, že se zvětšováním dávky superplastifikační přísady dochází ke zvyšování pevnosti zatvrdlé směsi (viz obr 4). Kromě toho byl zjištěn významný vliv druhu použitého mikroplniva, kdy v případě směsí bez superplastifikační přísady se pevnost v tlaku pohybovala v rozmezí 32 až 45 MPa, v závislosti na použitém typu filleru. Rozdíly mezi směsmi byly zjištěny i po použití superplastifikátoru, kdy například u směsí s 2% dávkou superplastifikátoru I se pevnost v tlaku pohybovala v rozmezí 49 až 74 MPa. V případě superplastifikátoru II byly u všech směsí s výjimkou směsí s živcem zjištěny obdobné výsledky, pouze pevnosti při dávce ztekucovače 1% byly cca o 5% až 15% vyšší. Při dávce přísady 2% pak byly hodnoty pevností směsí se stejnými mikroplnivy zhruba stejné. V případě směsí s živcem byly při obou dávkách superplastifikátoru zjištěny pevnosti o cca 25% vyšší a pohybovaly se mezi hodnotami zjištěnými pro vápenec a kamenný odprašek. Nejvyšších pevností bylo u obou ztekucujících přísad dosaženo se směsmi obsahujícími strusku. Nejnižších pak se směsmi obsahujícími popílek, v případě superplastifikátoru I pak rovněž živec. Obr. 4: Pevnost v tlaku směsí s různými mikroplnivy v závislosti na dávce superplastifikátoru

4. ZÁVĚR Při popisovaném experimentálním programu se potvrdilo, že vybrané druhy jemných příměsí ovlivňují vlastnosti cementové malty jak v čerstvém, tak i v zatvrdlém stavu. Vliv jednotlivých příměsí je přitom různý. Potřeba záměsové vody malt se všemi testovanými typy příměsí klesá s rostoucí dávkou superlastifikační přísady, a to až po určitou mez (dávka nasycení). Záměnou fillerů lze potřebu vody významně snížit, v některých případech až o 20%. Potřeba záměsové vody rovněž klesá s rostoucí dávkou mikroplniva. Odlučivost vody je závislá jak na typu mikroplniva, tak i na použitém superplastifikátoru a při hledání směsi s nejmenší odlučivostí vody je třeba hledat vhodnou kombinaci přísady a příměsi. 303

Obr. 5: Nomogram pevnosti v tlaku a odlučivosti vody

Rovněž pevnost v tlaku zatvrdlé malty je významně ovlivněna použitou příměsí. Záměnou příměsi bylo dosaženo zvětšení pevnosti až o 50%. Jako nejvýhodnější, s malou odlučivostí vody a vysokou pevností v tlaku, se ukázal (viz obr.5) vzorek obsahující živec a superplastifikátor II (2% hmotnosti cementu) a vzorek obsahující strusku a superplastifikátor II (1% hmotnosti cementu). V příspěvku jsou prezentovány výsledky řešení výzkumného záměru CEZ: J04/98: 210000030 a projektu GAČR č. 103/01/0814. 5. LITERATURA [1] Pytlík P.: Technologie betonu, Brno 2002, ISBN 80-214-1647-5 [2] Kadri E.H., Aggoun S., Duval R.: Influence of Grading and Diameter Size of Admixtures on the Mechanical Properties of Cement Mortars, Non-Traditional Cement and Concrete, Brno 2002, ISBN 80-214-2130-4 [3] Kratochvíl A., Urban J., Hela R.: Pohyblivost cementových malt modifikovaných mikroplnivem, sborník konference Technologie, provádění a kontrola betonových konstrukcí 2002, Česká Betonářská Společnost ČSSI, s.72-81 [4] Roncero J., Gettu R., Agulló L., Vázquez E.: Flow behaviour of superplasticised cement pastes: Influence of silica fume, The Indian Concrete Journal, January 2002, pp. 31-35 V příspěvku jsou prezentovány výsledky řešení výzkumného záměru CEZ: J04/98: 210000030 a projektu GAČR č. 103/01/0814.

304

SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ TORKRETOVÁNÍM Ivan Razl Ph.D., P.Eng, Technical Director, Gemite Products Inc., 1787 Drew Road, Mississauga, Ontario, Canada, L5S 1J5 Tel: +1 905 672 20 20, e-mail: [email protected] , www.gemite.com

Anotace: Stříkaná betonová směs (torkret) se začíná značně využívat na opravy a sanace betonových konstrukcí. Tento příspěvek představuje suchou a mokrou technologii torkretování a ukazuje jeho výhody i nevýhody, posouzení limitujících možnosti torkretování a nové materiály používané pro torkretování, tedy výztužné vlákno, silikátové úlety (mikrosilika) a polymerní modifikátory. Dokument zároveň prezentuje řadu projektů – od obnovy parkovišť, mostů, vodohospodářských staveb, po přehrady a betonové konstrukce v průmyslu.

ÚVOD Dvoukomorovou stříkací pistoli vyvinul na počátku 20. století Američan Carl Akeley. To byl počátek rozvoje suché technologie stříkaných betonů, zvaný v Severní Americe „Gunite“. Mokrá technologie stříkaného betonu byla v Severní Americe používána až od počátku 50. let minulého století, po vyvinutí zařízení, které umožňuje aplikací pneumatického stříkání malt a betonů. American Concrete Institute Publication, ACI 5065-85, „Průvodce torkretem“ definuje torkret jako maltu nebo beton pneumaticky nanášené s vysokou rychlostí na povrch. (1) Aplikace procesu je rozdělena do dvou skupin: suchá a mokrá technologie torkretování. Suchá technologie stříkání, často nazývána „Gunite“, používá suchou směs cementového pojiva smíchanou s dalšími suchými komponenty a kamenivem. Směs je připravovaná mícháním dávek ze stanoviště nebo autodomíchávačem. Často je připravována jako suchá směs a dodávaná na staveniště v baleném stavu. Suchý materiál se navlhčí vodou, aby se dosáhlo přibližně 3 % vlhkosti v materiálu za účelem snížení prašnosti během aplikace. Takto připravená směs je podávaná do přívodní hadice pomocí čerpacího zařízení. Materiál je poté dopravován pomocí stlačeného vzduchu do stříkací trysky. Voda je přidávána přímo v trysce, kde dochází ke smíchání se suchým materiálem a ten je stříkán velkou rychlostí na určený povrch . Mokrá technologie stříkání používá směs malty nebo betonu předpřipraveného s použitím standardních betonových míchacích zařízení, nebo je směs připravena v míchacím bubnu dávkovacího zařízení. Mokrá směs je podávaná do přívodní hadice s pomocí čerpadel na betonové směsi nebo za pomocí stlačeného vzduchu z tlakové nádoby čerpacího zařízení. Dodatečně stlačený vzduch je přiveden i ke stříkací hlavici a materiál je s velkou rychlostí stříkán na určený povrch.

305

Výsledkem obou způsobů torkretování, jak suchého, tak i mokrého , jsou betony vyhovující kvality, avšak každá z technologií má své výhody i nevýhody. Tabulka 1 porovnává hlavní rysy suché a mokré technologie při aplikaci běžných torkretovacích směsí. Tabulka ukazuje jen hlavní rozdíly. Navíc jsou tu i další aspekty jako investiční náročnost a náklady na údržbu aplikačního zařízení, vhodnost konkrétního procesu v daném projektu, aplikační a fyzikální vlastnosti, pružnost a pevnost torkretu.To vše předurčuje správný výběr procesu. Při porovnání s běžným betonem suchá směs torkretu potřebuje celkové vyšší množství cementu, aby se vyrovnala ztráta kameniva odpadem.Vodu redukující přísady a provzdušňující přísady nelze v suchém procesu použít. Správné dávkování torkretovacího materiálu při použití mokré technologie stříkání může být provedeno podle ACI 211.1 a případně upraveno při pumpování betonové směsi. Často jsou do směsi přidávány přísady redukující množství vody z důvodu snížení vodního součinitele. Také jsou používány i provzdušňující přísady, zvláště pokud je nanesený torkret vystaven cyklickému působení mrazu a pokud je ve výsledku požadována mrazuvzdornost konstrukce. Urychlovače tuhnutí a tvrdnutí materiálů pro torkretování se používají pro podhledové (horizontální) i vertikální aplikaci u suché i mokré technologie. Účinek urychlovacích přísad se využívá také z důvodu požadavku rychlých počátečních náběhů pevnosti. Více informací o zacházení s torkretovací směsí je uvedeno v „Průvodci torkretem" ACI Committee 506 v doporučení 1. Typické zastoupení frakcí kameniva při použití obou technologií stříkání je uvedeno v ACI Committee 506 a v tabulce 2. Vlastnosti torkretu, který byl přesně navržen a aplikován jsou velice podobné běžně používaným betonům. Kvalita suchého torkretu je do velké míry regulovatelná tryskou a nesprávná aplikace může vést ke slabému zhutnění a vzniku „pískových hnízd", jež vedou ke snížení trvanlivosti a životnosti aplikované torkretovací směsi. Při srovnání se suchou technologií používá běžně mokrý torkret vyšší vodní součinitel (poměr vody ku cementu). To má vliv na snížení pevnosti a trvanlivost, avšak mokrý proces dovoluje dobrou kontrolu poměru vody k cementu a přesné dávkování provzdušňujících přísad, které jsou používány z důvodu mrazuvzdornosti a odolnosti proti působení solí. Vyztužení konstrukce se provádí běžnou výztuži (bez nebo s galvanickou povrchovou úpravou) stejně jako u klasických betonových konstrukcí. Torkrety se tradičně používají v důlním průmyslu, při stabilizaci skalních masívů, budování zavlažovacích kanálových konstrukcí a při budování vodních nádrží. V poslední době se torkret v hojné míře vyžívá na obnovu a sanaci betonových konstrukcí. Technologie torkretování je vhodná v případech sanace a obnovy betonových konstrukcí. Uveďme namátkou případy, kdy: - bednění je možno použít velmi komplikovaně a složitě - bednění může být úplně redukováno nebo eliminováno - není možné vůbec použít bednění - jsou vyžadovány velmi tenké konstrukce a nebo konstrukce různé tloušťky - je obtížný přístup k sanovaným plochám Technické zařízení, fyzikální a jiné vlastnosti výsledného torkretu limitují využití při sanaci betonových konstrukcí. Důsledkem vývoje v oblasti technologií betonů jsou úpravy materiálů pro torkretovací procesy, které vedou ke zlepšení vlastností výsledné konstrukci a ke zvyšování výkonnosti zařízení pro torkretování.

306

MODIFIKOVANÉ TORKRETOVACÍ MATERIÁLY MODIFIKACE POLYMERY Původními modifikátory suchých nebo mokrých torkretovacích směsi byly polymery ve formě latexu. Akrylové a butadienstyrénové latexy byly přidávány do suchého nebo mokrého torkretu. Přidání latexu do maltových a betonových směsí zvyšuje pevnost v ohybu a tahu, snižuje páropropustnost a permeabilitu, navíc zlepšuje chemickou odolnost. Modifikace polymery obvykle redukuje vznik smršťovacích trhlin při vysychání a dovoluje přirozené zrání polymery modifikovaných malt a betonů. Přidaný latex však představuje i problematické zvýšení materiálových nákladů, vyšší obsah vzduchu (především u technologie mokrého torkretování). Při postupném stříkání materiálu ve více vrstvách může polymery utěsněný povrch zapříčinit problémy při spojení jednotlivých vrstev - především ve vlhkem prostředí a při cyklickém střídáním teplot (mráz/teplo). Až dosud se pro úpravu materiálů pro torkretování používaly místo latexů suché polymerové modifikátory. Použití suchého polymeru je vhodné především v suchých směsích torkretu, kde se eliminuje dvoukomponentnost materiálových systémů. PŘÍSADY NA BÁZI MIKROSILIKY – ÚLETU Zatím nejvýznamnější rozvoj v torkretovacích materiálech přineslo použití přísad z mikrosiliky. Mikrosilika je amorfní kysličník křemičitý - vedlejší produkt při výrobě ferosilicia. Velmi jemné částice mikrosiliky (přibližně 100x menší než částice cementu), reagují s vápnem (hydroxid vápenatý), generovaným při hydratace cementu. To vede v betonové konstrukci ke zvýšení pevnosti v tlaku, k podstatnému snížení propustnost a ke zlepšení chemické odolnosti. Přísada z mikrosiliky zvyšuje v mokré i suché technologii torkretování vnitřní soudržnost směsí a tím je zaručena výborná aplikace na svislé i podhledové plochy. Přísada mikrosiliky tak snižuje odraz a spad materiálu během aplikace, což ve výsledku znamená snižení spotřeby. Výrazněji se to projevuje u mokré technologie torkretování, kde může být odpad snížen na minimum. Směsi torkretu s obsahem mikrosiliky umožňují relativně rychle vystavení konstrukce přímému působení vody. Mikrosilika je podstatně levnější než polymerové modifikace. Jeden z negativních aspektů použití mikrosiliky je citlivost na vznik smršťovacích plastických trhlin. To však může být eliminováno správným použitím kropení a mlžení, především v prvních hodinách po aplikaci. Vysoká plocha povrchu mikrosiliky vyžaduje u mokré technologie torkretování použití vysoce účinných přísad ke snížení vodního součinitele. VÝZTUŽNÉ VLÁKNO Malty a betony vyztužené vlákny byly představeny v technologii betonu přibližně před dvaceti lety. Existují tři hlavní typy vláken, které se používají: ocelové vlákno, alkalicky odolná skelná vlákna a polymerní vlákno. Výztužné vlákno ve větších množstvích může nahradit klasickou vyztuž nebo i ocelové výztužné sítě. V menších množství je hlavní funkce vlákna redukce nebo eliminace smršťovacích trhlin vznikajících při vysychání a zrání. Použitím vláken se zvyšuje pružnost a pevnost v ohybu a tahu, dále odolnost vůči vzniku smršťovacích trhlin. Ztužující efekt vláken se zvyšuje s množstvím použitých vláken a také s vyšším modulem pružnosti použitých vláken. 307

Ocelové vlákno (drátky) poskytuje velice efektivní vyztužení a dodnes je velmi rozšířené využití v torkretovacích směsích. Ocelové vlákno se používá v suché i mokré technologii torkretování. Tato vlákna jsou obvykle předmíchána se všemi suchými složkami materiálu. Takto připravená suchá směs je dodávána na staveniště jak ve velkoobjemových nádobách (silech), tak i v pytlích. Ocelové vlákno může být také na stavbě smícháno s pískem a cementem na sucho v mísícím zařízení. Torkrety ztužené ocelovými vlákny jsou používány v tunelových konstrukcích, při opravě a sanaci přímořských betonových konstrukcí apod. Aplikace je charakteristická větší spotřebou materiálu a velkou tloušťkou nanášené vrstvy. Torkrety s ocelovými vlákny lze jen velmi těžko použít pro konstrukce o tloušťce menší než 60 mm. Alkalicky odolná skelná vlákna charakterizuje vysoký modul v pružnosti a mohou být lehce ve velkém množství přimíchána do malt. Je velice účinné použiti těchto vláken v maltách pro finální vrstvy. Alkalicky odolná skelná vlákna se hlavně používají v mokré technologii torkretování, ale mohou být přidány také při použití suché technologie. Torkret vyztužený alkalicky odolnými skelnými vlákny je především využíván při sanací betonových konstrukcí jako stropy, zdi, trámy ve velkokapacitních garážových objektech, mostní konstrukce a také při sanaci betonů průmyslových konstrukcí. Pro použití na těchto výše jmenovaných konstrukcích je charakteristická proměnlivá tloušťka použitého materiálu od 1 mm až do tloušťky 5-10 centimetrů. Polymerní vlákna (typickým představitelem jsou monovláknité polypropyleny), se taktéž používají v mokré i suché technologii torkretování. Hlavním omezením vyztužení polypropylenovými vlákny je jejich nízký modul pružnosti. Polypropylenová vlákna se především využívají ke snížení rizika vzniku mikrotrhlin a do určité míry i ke snížení vzniku plastických smršťovacích trhlin při vysychání. Jeho hlavními výhodami jsou relativně nízké náklady a chemická neutrálnost v alkalických maltách a betonech. Nedávno byly vyvinuty speciální plastové ztužující sítě s použitím skelných vláken pro použití při torkretování. Hlavní využití tohoto typu vyztužení je v nově budovaných konstrukcích tunelu a při jejich opravách a sanacích. Vzorové směsi torkretu pro mokrou a suchou technologii a jejich vlastnosti jsou uvedeny v tabulce 3, 4 a 5. NÍZKORYCHLOSTNÍ TORKRETY ACI dokument představuje již definovaný torkret jako materiál, který se stříká na určené plochy vysokou rychlostí. Nejnovější metody torkretovacích technologií však již používají i nižší rychlosti . Při použití této technologie je nízký tlak vzduchu využit jen k dodání materiálu do aplikační pistole. Torkret pouze „vytéká“ z aplikační pistole funguje podobně jako pistole na těsnící tmely. Tato technologie se používá při prácí na podhledových nebo vertikálních sanacích a opravách betonu. Tato technologie je především vhodná pro relativně malý objem oprav. Tenká vrstva mokrého (řidšího) torkretu je nejdříve nanášena vyšším tlakem, aby poskytla „základní kotevní můstek“ a následně je tlak a množství vzduchu redukováno tak, aby dovolilo rovnoměrnou pokládku torkretovacího betonu. Provozní tlak vzduchu a jeho množství závisí na mnoha specifických podmínkách. Také torkretovací směsi musí být speciálně navrženy tak, aby tato technologie správně fungovala. 308

PŘÍKLADY MOKRÁ TECHNOLOGIE TORKRETOVÁNÍ Parkovací garáže – Chicago, Illinois, USA Podzemní parkovací objekt North Grant Park Garage s kapacitou 2 200 aut je situován v centru města. Jedná se o 50 let starou konstrukci s obslužností cca 3500 pravidelných zákazníků denně. Garáž je umístněna pod Grant Parkem a Michiganskou třídou. Parkoviště má dvě hlavní úrovně a mezonetovou parkovací úroveň. Půdorysní plocha je přibližně 366 x 107 m. Konstrukci tvoří monolit s vyztuženou betonovou nosnou deskou, podepřenou sloupy o rozměrech 0,61m x 8,85m. Deska střechy je tlustá 305 mm, zatímco ostatní stropní meziúrovňové desky jsou tlusté 254 mm. Základní deska o základní tl. 380 mm přechází v okolí sloupů a po stranách do věnce a se základní deskou je tlustý 686 mm. Sloupy jsou kuželové s průměrem v záhlaví 1,68 m. Do záhlaví je vsazen hranatý věnec o rozměrech 3m x 3m x 1,27m. Po mnoho let v konstrukcích garáže probíhal proces koroze betonu se zrychlujícím účinkem, vedoucí k rozsáhlé degradaci (potrhání a odlupování) betonových podlahových a stropních desek. Podle různých inspekcí a zkoušek se zjistilo, že poškození bylo primárně způsobeno průnikem chloridů a zasažením ocelové výztuže v betonových deskách. V minulosti, se uskutečnilo mnoho pokusů jak opravit stropy pomocí suché technologie torkretování. Po většině aplikací torkretu , které měly splnit zamýšlený účel, se objevovaly problémy v podobě nových trhlin, jež vedly k degradaci, rozštěpení, olupování betonu a vzniku trhlin i v již použitém torkretu. Následně voda, která se dostávala do torkretu přes tyto trhlinky, vlivem cyklického zatížení mrazem způsobila oloupávání a další popraskání. Aby se dosáhlo jednodušší a lepší kontroly kvality a předešlo se vadám a defektům (typu nadměrných prázdných „kapes“, nadměrnému prášení a velkému odpadu), vyloučil se proces suchého torkretování. Vlastnosti ideální směsi torkretu pro tuto opravu lze charakterizovat takto: - dobrá adheze k povrchu - vysoká pevnost v tlaku a v ohybu - minimální smršťování - malá vodopropustnost - minimální odpad a prášení - rychlý náběh počátečních pevností - minimální ošetřování, kropení a mlžení - minimalizace dalších možných nákladu Pro použití mokrého torkretu byl pro své materiálové přednosti a vzhledem k aplikačnímu zařízení zvolen produkt Spray-Con WS Plus. Přítomnost mikrosiliky v Spray-Con WS Plus snížila vodopropustnost a zvýšila pevnost reprofilačního materiálu. Zvýšená soudržnost směsi a mokrá technologii torkretování navíc snížila odraz a spad. Odpad aplikovaného materiálu byl (v porovnání s klasickým torkretováním) minimalizován (v tomto projektu 4–5 %). Výztužné vlákno obsažené ve směsi omezilo vznik smršťovacích trhlin při vysychání a počátečném zrání v reprofilovaných vrstvách, které byli aplikované v různých tloušťkách dle potřeby od 1 mm do 150 mm. Přítomnost polymerových modifikátorů (latexu) dovolila přirozené zrání naneseného materiálu. Malé množství přidaného urychlovače (Adi-Con SP 100), dávkovaného přímo do pistole během stříkání, dovolilo provézt reprofilaci podhledu

309

s minimálním odpadem. Mechanické vlastnosti Spray Con WS Plus jsou uvedeny v tabulce 6. Projekt byl prováděn po částech, a to od roku 1988 do roku 1993. Příprava povrchu obsahovala odstranění zkorodovaného a poškozeného betonu a celoplošné opískování povrchu. Ocelová vyztuž poškozená korozí byla vyměněna a na existující odhalenou ocelovou výztuž byl aplikován materiál Fibre - Prime, antikorozní ochrana výztuže s migrujícími inhibitory koroze. Výsledky zkoušek pevnosti v tlaku u odebraných vzorků a jejich závislost na hustotě materiálu jsou vyneseny v grafu č. 7. Zde si můžeme všimnout přímé závislosti mezi hustotou vzorků a jejich pevností indikující důležitost dobrého zhutnění aplikovaného Torkretu. Urychlovač na bázi sodíku křemičitého, Adi-Con SA 100, použitý v množství cca 4 % váhy cementu, zrychlil proces tuhnutí a zaručil jednoduché a pevné nanesení materiálu na podhledové plochy. Další množství testů bylo provedeno k určení efektu použití přísad na provzdušnění a vodopropustnost nanášené reprofilace. Výsledky, které jsou uvedeny v tabulce 8 a 9, ukazují, že urychlovač tyto vlastnosti neovlivňují. Tento fakt je přisuzován přítomnosti mikrosiliky a polymeru, neboť v běžných torkretech je tento typ urychlovače příčinou velké vodopropustnosti a vyvolává velké a dlouhodobé problémy. Povrch po reprofilaci byl ochráněn polymer-cementovým nátěrem Cem-Kote ST. Vznik smršťovacích trhlin při vysychání se tak minimalizoval a výsledek provedených sanací byl vynikající. Mostní konstrukce, Chicago, Illinois, USA Mostní konstrukce vykazovala vážné poškození v důsledku kombinace atmosférické koroze betonu a destrukce (koroze) ocelové výztuže střídavým působením mrazu a tepla. Po odstranění zničeného betonu, opravě a použití ochrany ocelové výztuže proti korozi pomocí Fibre-Prime, byla použita technologie mokrého torkretování.Jako torkretovací materiál byl použit Spray-Con WS Plus. Tento materiál byl během reprofilace konstrukce nanášen v tloušťce od 6 mm do 100 mm. Sanace byla provedena v roce 1991 a aplikace byla velice úspěšná, s minimálním množstvím smršťovacích trhlin při vysychání. Nadjezdová rampa – Konstrukce mostu, Gdaňsk, Polsko Konstrukční oprava nadjezdu dálnice v Gdaňsku se uskutečnila v roce 1995. Jeden z problémů duté trámové konstrukce byla koroze vyztužujících lán. Z důvodu nejistého zjištěné stupně porušení lan se projektant rozhodl během rekonstrukce použít vysoce únosné vnější podpěry. Z důvodu bezpečnosti byla vzpěrná pevnost dutých trámových konstrukcí zvýšena použitím 150 mm tl. vrstvy Spray-Con WS ST (mokrou technologií torkretování), na trámové prvky konstrukce. Vrstva torkretu byla vyztužena pomocí těžké ocelové kari sítě mechanický příkotvené k podkladu. Vysoce flexibilní akrylový nátěr Tuff-Flex byl aplikován proti penetraci vody skrz možné trhliny vzniklé vysycháním a v konstrukčních spárách. Pravidelné roční inspekce potvrzují, že v místech provedených oprav konstrukce nevykazuje praskliny a trhliny. Káznice – Kingston, Ontario, Kanada Věznice se zvýšenou ostrahou v Kingstonu, Ontario, postavená v roce 1835, je obklopena kamennými hradbami. Na začátku 20. století byla aplikována na vnitřní plochy

310

hradebních stěn tlustá vrstva cementové omítky . Dlouhodobá penetrace vody do omítky a kamene a také cyklické působení mrazu a vysoké teploty vedly k popraskání a vážnému poškození cementové omítky v maltových spárách. Hlavní projektant rekonstrukce se rozhodl vyztužit a vytvořit ochranu zdi z vnitřní strany přibližně 15 cm tlustou vrstvou betonu za pomoci mokré technologie torkretování, s použitím materiálu Spray-Con WS ST. Hluboké dutiny v kamenných stěnách byly zaplněny běžnou torkretovací maltou aplikovanou z ekonomických důvodů suchou technologií. Konečnou vrstvu poskytl Spray-Con WS ST. Smršťovací praskliny byly minimální. Aplikovaná vrstva byla opatřena polymerem modifikovaným cementovým ochranným nátěrem, Cem-Kote ST a to hlavně z estetického důvodu, aby se dosáhlo barevného sjednocení povrchu a aby se zatěsnily minimální trhliny vzniklé smršťováním během vysychání. Projekt byl uskutečněn v roce 1997 a aplikace se většinou obešla bez vzniku prasklin a trhlin. Zařízení na čištění odpadních vod ČOV– Bedford, Nové Skotsko, Kanada V roce 1993 se propadla betonová střecha vyhnívací nádrže v Bedfordu. Nejpravděpodobnější důvod propadu bylo poničení předpjaté konstrukce, kombinované s explozí metanu v nádrži. Betonová střecha byla nahrazená ocelovou střechou používanou na plynojemech. V průběhu času a také díky nadměrnému tlaku, se objevily na povrchu vyztužené betonové nádrži (o průměru 10,67m a výšce 6,70m) vertikální a horizontální trhliny a praskliny. Rekonstrukce vyžadovala dlouhodobé utěsnění prasklin ve svisle monolitické konstrukcí a ochranu betonu proti průniku agresivních látek do betonové konstrukce. Projektant vybral dva materiály na opravu. Základní nepropustnou vrstvu tvořil GemCrete HDO, zušlechtěný přísadami a vyztužený alkalicky odolnými skelnými a polymerními vlákny a mikrosilikou. Vysoce flexibilní a izolační, polymer-cementový materiál, Cem-Kote Flex ST, byl použit jako sekundární nepropustná a chemicky a odolná ochranná vrstva. Po očištění nádrže pískováním byly vertikální a horizontální praskliny překryty ocelovou výztužní drátěnou mřížkou z drátu o průměru 1,52 mm a o rozměrech 3 x 3m, při velikosti ok 50 x 25 mm, jež byla mechanicky upevněna na beton. Po umístění ztužujících pruhů přes trhliny, na takto připravený betonový povrch nádrže, byl aplikován Gem-Crete HDO v tloušťce vrstvy 12 mm. Materiál byl nanášen mokrou technologií. Následující den byl povrch primární vrstvy opláchnout vysokotlakou vodou. Na očištěný povrch bylá aplikována přibližně 3 mm tlustá vrstva flexibilní polymer-cementové izolace Cem-Kote Flex ST. Aplikace byla provedená válečkem ve dvou vrstvách.Takto sanovaná nádrž byla po týdenním zatvrdnutí opět uvedena do provozu. Ve flexibilní polymer-cementové vrstvě nebyly použity žádné dodatečné tkaninové výztuže. Provedená sanace byla velice úspěšná. Vnitřek nádrže byl zkontrolován v roce 1997, tj. 4 roky po provedení sanace, a nebyly nalezeny žádné netěsnosti nebo vady izolačního systému. Další vnější kontroly v roce 1999 a 2002 opět neprokázaly netěsnosti. Nádrže na pitnou vodu, Port Williams, Nové Skotsko Dalhousie, New Brunswick, Kanada Předpjatá konstrukce nádrže vytvořená suchým torkretem začala z důvodu protékání a vlivem cyklického působení mrazu vážně degradovat. Nádrže navíc začaly pras311

kat. Mokrou technologií torkretování byl nanesen Gem-Crete HDO, vyztužený poměrně velkým množstvím (1,7% objemu) alkalicky odolných skelných vláken a zušlechtěný mikrosilikou.Tento materiál byl použit k utěsnění a reprofilaci vnitřku betonové nádrže na pitnou vodu. Aplikovaná vrstva byla přibližně 12–18 mm tlustá a povrch byl zahlazen ručně. Vysoký obsah vláken dovolil překlenutí existujících trhlin povrchu a přispěl do určité míry nepropustnosti. Vysoká mrazuvzdornost a pevnost v tahu použitého materiálu zajišťuje dlouhou životnost konstrukce. Vysoký obsah výztužného vlákna a tenká vrstva aplikace umožňuje velice rychlé provedení a tím snižuje dobu odstávek vodohospodářského zařízení na minimum. Nádrž v Port William se používá dodnes. U nádrže v Dalhousie nebyly zjištěny žádné netěsnosti až do doby její výměny v roce 1998. Přehrada Dněprogess, Zaporozhie, Ukrajina Přehrada Dněprogess, která byla postavena na řece Dněpr ve 30. letech 20. století, byla po jistou dobu největší přehradou na světě. Stěny přivaděče byly vážně poškozeny v důsledku kombinací špatné konstrukce a velice nízkou kvalitou použitého materiálu při výstavbě a atmosférickým vlivem, což se projevilo hlavně působením cyklického zatížení mrazem. Porušený beton byl odstraněn a všechny aktivní průsaky byly utěsněny materiálem „rychlý špunt“ Fibre-Patch WP a všechny trhliny byly injektovány mikrocementem. Spray-Con WS ST byl pak použit v různých tloušťkách od 5 do 10 cm. Projekt byl proveden v roce 2002 a dosuď nebyly zaznamenány žádné problémy. Kokso – chemický závod, Zaporožje, Ukrajina Monolitické betonové konstrukce koksového chemického závodu byly silně degradovány působením kyselého koksového prachu a spalovacích zplodin. Porušený beton byl mechanicky odstraněn a vyčištěn tlakovou vodou s přísadou písku. Kde to bylo možné, provedlo se úplné obnažení ocelové výztuže a vyztuž byla opatřena ochranným antikorozním nátěrem Fibre-Prime obsahující migrující inhibitory koroze. SprayCon WS ST se ztužící skelnými vlákny a modifikovaný mikrosilikou byl aplikován mokrým způsobem torkretu v různých tloušťkách od 50 mm do 150 mm. Celkový povrch byl opatřen sjednocujícím a ochranným polymer-cementovým nátěrem Cem-Kote ST k dalšímu zajištění chemické odolnosti a k vzhledovému sjednocení povrchu. Žádné trhliny od smrštěním při vysychání a zraní nebyli zaznamenány. Projekt se prováděl v roce 2001 a 2002. Kotviště přístavu v Saint John, New Brunswick, Kanada Přístav v Saint John se datuje do roku 1920. Námořní konstrukce přístavu je vystavena světově největším přílivům a velice vysokému počtu ročních zmrazovacích cyklů odhadnutých na 200–300 cyklů za rok. Navíc kamenivo použité v betonové konstrukci je náchylné na vznik trhlin alkalickou reakci a působením slané vody. Výška přístavní betonové boční plošiny je přibližně 10 m a výška protipřílivových zabrán je 8,5 m. Největší destrukce betonových ploch byli pozorovány jako 2–3 m široký pruh uprostřed protipřílivové zóny. Z ekonomických důvodu připouštěly projektové studie zároveň s klasickým betonováním při použití bednění i další alternativní řešení, jako třeba torkretování.

312

Náklady na opravu za použití bednění a torkretu byly přibližně stejné, tj. cca 120 do 130 $ CAD/m2 – v době hodnocení v roce 1986. Náklady na opravu byly přibližně 2 % nákladů na výměnu. Torkretovací proces jako protinávrh betonování s pomocí bednění byl vybrán z následujících důvodů: - univerzálnost – nezávislost na velikosti bednění - mobilnost – rychlost přesunu na staveništi - velká produktivita s malým počtem pracovníku - bez těžké mechanizace a bez manipulace s bedněním - nízké náklady na zřízení staveniště - dostupnost nových torkretovacích materiálu a kontrola kvality Pro výběr způsobu torkretování byly uvedeny následující požadavky na provedení sanace: - torkret musí být aplikován v krátkém meziobdobí mezi silnými přílivovými vlnami, aniž by došlo ke spláchnuti reprofilační vrstvy - torkret by měl být schopen aplikace v jedné vrstvě až do 120 mm tloušťky - použití urychlovače bylo posouzeno jako nežádoucí, protože byla vyžadována dlouhodobá trvanlivost - torkret by měl být mrazuvzdorný a odolný vůči působení alkalického prostředí - vybrané vyztužení by mělo mít dlouhodobou odolnost proti korozi Po posouzení výše zmíněných požadavků byla na sanaci vybrána mokrá technologie torkretování. Torkret byl vyztužen ocelovými vlákny a modifikován mikrosilikou. Zničený beton přístaviště byl odstraněn do hloubky 100 až 150 mm za použití pneumatických kladiv o hmotnosti 14 – 18 kg. Torkretová vrstva betonu byla vyztužena ocelovou výztuži o průměru16 mm, umístěnou jako mříž o rozměrech 1500 mm x 1500 mm. Tato mříž byla zakotvena do hloubky 1120 mm pomocí ocelové tyčoviny o průměru 20 mm, zakotvené v otvorech navrtaných pod úhlem 15°. Na tuto konstrukce byla dále připevněna kari-síť z profilů 9 mm, o velikosti ok 100 x 100mm. Umístění výztuže dovolilo aplikaci minimální vrstvy torkretu 50 mm na vnějším plášti.Mokrý torkret byl nanesen nadvakrát na plochách cca 9m x 27m. První kotvící vrstva, přibližně 50 mm tlustá, byla aplikována na úroveň výztuže, následovala druhá 50 mm tlustá vrstva. Pro zajištění dostatečného kryti výztuže, dalších 25 mm bylo aplikováno jen v místě výztuže. Urychlovač tuhnutí a tvrdnutí byl použit pouze v první vrstvě, a to pouze v oblastech, kde voda prosakovala skrz přístavní betonovou stěnu. Aplikovaný torkret byl během zrání (po dobu 3 dnů) ošetřován vodní mlhou z hadice umístěné podél stěny, aby se zabránilo nadměrnému vysychání povrchu mezi přílivovými cykly. Torkretování bylo provedeno během odlivu, aby se zamezilo mechanickému poškození čerstvého torkretu při pohybech člunů. Torkretovací směsi jsou uvedeny v tabulce 10. Údaje o pevnostních charakteristikách torkretu jsou uvedený v tabulce 11. Opravy byli prováděny každý rok od roku 1986 do roku 1995 (kromě roku 1988 a roku 1992). Bylo opraveno celkem 200 běžných metrů přístavu. Výsledky inspekce ukázaly, že 10 let po provedení zde nebyly zaznamenány žádné destrukce z důvodu působení mrazu. Byly zaznamenány pouze drobné poruchy ve formě rozštěpení u tenkých okrajových vrstev a malé množství drobných smršťovacích trhlin. Poznatky založené na zkušenostech desetileté práce v roce 1996 ukázaly, že sanovaný přístav může efektivně sloužit po mnoho desetiletí. (Gilbride, 2002)…

313

PŘÍKLADY SUCHÁ TECHNOLOGIE TORKRETOVÁNÍ Mořský přístav, Corner Brook, Newfoundland, Kanada Konstrukce Mořského přístavu představuje celý soubor železobetonových pilířů ukončených železobetonovou plošinou s dvěmi jízdními pruhy. Tato konstrukce byla postavená během druhé světové války. Konstrukce se značně narušila z důvodu pohybu ledových ker, vlivem cyklického působení mrazu, působením slané vody a následnou značnou korozí ocelové výztuže. Narušený beton byl mechanicky odstraněn za pomoci pneumatických kladiv a pískováním. Výztužné kari-sítě byly mechanicky zakotveny na povrch. Suchý torkret Spray-Con DS ST byl vybrán na opravu tohoto projektu, jelikož materiál musel být dopraven na sanované plochy s relativně velké vzdálenosti od přístavní plošiny přes složitou konstrukci. Materiál suchého způsobu torkretu obsahoval mikrosiliku a skelná vlákna. Nebyly použity žádné urychlovače. Tloušťka torkretové vrstvy byla od 70 do 150 mm. Aby se zvýšila mrazuvzdornost, byla celá betonová konstrukce opatřena hydroizolačním polymer–cementovým ochranným nátěrem CemKote ST. Údaje o pevnosti v tlaku jsou uvedeny v tabulce 12 a 13. Testované panely byly zkoušeny jak vertikálně tak horizontálně. Tabulka 14 porovnává výsledky testů. Opravy byly provedeny v roce 1995 a roční kontroly ukazují na velice nepatrný vznik trhlinek smrštěním, není zaznamenáno žádné narušení a žádná destrukce z důvodu pohybujících se ploch ledu, či působením mrazu. Tunelový přivaděč vody, Detroit, Michigan, USA K rekonstrukci byl navržen hlavní železobetonový tunelový přívod vody, přibližně 3 metry v průměru, zásobující vodou Detroit. Ocelová žebra měla sloužit jako primární podpěra konstrukce. Na opláštění a ochranu výztužných žeber byl použit suchým procesem nanesený Spray-Con DS ST, vyztužený antikorovými ocelovými vlákny, v množství přibližně 60 kg / m3. Klíčovým důvodem pro vybrání suché technologie torkretování v tomto projektu byla nutnost transportování materiálu na velké vzdálenosti mezi vstupními šachtami tunelu. Torkret byl nanášen ve dvou vrstvách. Nejdříve byla nanesena přibližně 150 mm tlustá vrstva na vnější plášť výztužných žeber. Z důvodu ochrany proti korozi bylo následně použito 50 mm torkretu. Poznámka: Některé popisy projektů zahrnují požadované technické detaily. Další jsou zmíněny bez dalších detailů (z důvodu stručnosti) tak, aby poskytly pouze základní informace pro powerpointovou prezentaci. Pro získání podrobnějších informací případně kontaktujte autora. ZÁVĚR Modifikované torkretovací materiály obsahují (v porovnání s běžně používanou směsí) výztužné vlákno, modifikovaný polymer a mikrosiliku. Použití těchto torkretovacích materiálů vede k výborné mrazuvzdornosti a redukci smršťovacích trhlin. Rozsáhlá aplikace upravených mokrých a suchých technologií torkretování nachází své uplatnění v sanacích betonu, kde vykazuje výborné výsledky.

314

INFORMAČNÍ ZDROJE: [1] ACI Committee 506, ACI 506 R-85, „Průvodce Torkretem“ [2] Morgan, D.R., Výhody při obnově infrastruktur pomocí torkretu, CANMET/NRC/ACI – International workshop on development in Repair Materials and strategies for the Regabilitation of Infrastructure and building, Toronto, Ontario, únor 5–6, 1997 [3] Gilbride,P., Morgan, Bremner R.D., Poškození a obnova kotviště v přílivové zóně v přístavišti Saint John, Shotcrete magazine, podzim 2002, 32–38 [4] Archivní zdroje GEMITE INC. Kanada PODĚKOVÁNÍ Autor by rád poděkoval panu Paulu Gilbridovi za poskytnutí fotografií z oprav přístavu Saint John v New Brunswick pro powerpointovou prezentaci, jež doprovází tuto přednášku.

315

Tabulka 1: Suchá a mokrá technologie torkretu – porovnání Dry Process (Gunite) Proměnlivost w/c poměru Nižší w/c poměr Přítomnost „pískových kapes" Bezproblémová doprava Obtížné provzdušnění Vysoký „odpad" Snadné přerušení prací Náročná obsluha stříkací trysky

Wet Process Kontrolovaný w/c poměru Vyšší w/c poměr Žádné „pískové kapsy" Problémy s přepravní vzdáleností Možné provzdušnění Malý „odpad" Obtížné přerušení prací Jednoduchá obsluha stříkací trysky

Tabulka 2: ACI 506 R – 90 Odstupňovácí limity pro kamenivo v Torkretech Velikost síta, čtvercových sítí podle standardů US 19 mm (3/4 in) 12 mm (1/2 in) 10 mm (3/8 in) 4.75 mm (No.4) 2.4 mm (No.8) 1.2 mm (No.16) 600 mm (No. 30) 300 mm (No. 50) 150 mm (No. 100)

Váhové množství procházející jednotlivými síty v % Stupeň #1

Stupeň #2

Stupeň #3

100 100 100 95-100 80-100 50-85 25-60 10-30 2-10

100 100 90-100 70-85 50-70 35-55 20-35 8-20 2-10

100 80-95 70-90 50-70 35-55 20-40 10-30 5-17 2-10

Tabulka 3: typická směs torkretu vytvořeného pro sanace (Morgan, 1997)

Materiál Portlandský cement, Typ 10 Adi - Con CSF Písek 10 mm frakce kameniva Voda Adi – Con SP 100 Adi – Con AE 100 Celkem

Vytvořená směs (kg/m3) Mokrý proces Suchý proces obvyklý CSF obvyklý CSF 400 350 425 375 47 50 1260 1215 1215 1205 460 485 495 490 170 177 165 165 Ano Ano Ano 2290 2274 2300 2285

316

Tabulka 4: Vlastnosti mokrého a suchého procesu Torkretu (Morgan 1997) Torkrety Vlastnost Sednutí, mm Obsah vzduchu, % Před použitím Po použití Maximální tloušťka při jedné aplikace, mm Podhledová Vertikální odpad-pohledy, % odpad z vertikálních ploch, %

Suchý proces obvyklý CSF 50 50

Mokrý proces obvyklý CSF -

8.5 4.8

6.4 3.9

-

-

80 300 15 4

130 330 13 3

65 200 46 42

380 460 20 20

Tabulka 5: vlastnosti plastické mokré a suché technologie torkretování (Morgan, 1997)

Vlastnost Pevnost v tlaku, MPa za 24 hod za 7 dní 28 dní Pevnost v ohybu, MPa za 7 dní 28 dní Absorpce páry, 28 dní Obsah provzdušnění, % Specifický povrch, mm-1 Faktor umístění, mm Smrštění při vysychání %, 64 dní

ASTM test

Torkrety Suchý proces obvyklý CSF 15 28 44

22 45 63

30 44 54

34 49 60

3.8 5.3 6.6 5.0 23 0.25

4.9 6.7 5.9 3.3 18 0.26

7.4 4.9 4.3 16 0.35

8.4 2.7 3.9 21 0.26

0.105

0.088

0.072

0.061

C 39

C 78 C 642 C 457

C 341

Mokrý proces obvyklý CSF

Tabulka 6: Vlastnosti Spray-Con WS Plus (dvousložkový) výztužné vlákno, mikrosilika a modifikovaný polymer – Chicagská parkovací garáž Pevnost v tlaku, ASTM C109 Modifikovaná Pevnost v tlaku za ohybu ASTM C27-40 Adheze s betonem, přímé testování terčíků na odtrh

Od 39.5 do 48.3 MPa Od 6.2 do 7.6 MPa Překračuje pevnost v tahu betonového podkladu

Mrazuvzdornost, ASTM C666, Procedura A Odolnost vůči soli, ASTM C672

Snížení váhy pod 1% vynikající

317

Tabulka 7: Chicagská parkovací garáž pevnost v tlaku/hustota

Tabulka 8: Projekt Chicagské parkovací garáže – provzdušnění zrychlovaného a nezrychlovaného mokrého torkretu, Spray-Con WS Plus (dvousložkový) Vzorek Zrychlený Bez urychlovačů

Provzdušnění Obsah vzduchu, % Specifický povrch, m3/mm2 Faktor rozložení, mm 4.6 31.9 0.9 2.6 33.6 0.20

Tabulka 9: Projekt Chicagské parkovací garáže – propustnost chloridu zrychleného a nezrychleného materiálu ,mokrého torkretu‘ Spray-Con WS Plus (dvousložkový) Vzorek Zrychlený nezrychlený

Propustnost chloridů Množství (Coulomby) Úroveň propustnosti 308 Velice nízká 500 Velice nízká

Tabulka 10: Testované údaje pevnosti v tlaku pro vertikální aplikaci Spray-Con DS ST – suchý proces torkretu Corner Brook, Newfoundland

318

Tabulka 11: testované údaje pevnosti v tlaku horizontálně aplikované suchým procesem Torkretu. Corner Brook, Newfoundland

Tabulka 12: Porovnání údajů naměřené pevnosti v tlaku pro horizontální a vertikální aplikaci suchého procesu torkretu, materiálem Spray-Con DS ST Corner Brook, Newfoundland

319

Tabulka 13: Směs s výztužnými ocelovými vlákny, modifikovanou mikrosilikou; mokrá technologie torkretování; Port of Saint John, New Brunswick, Canada, Gilbride, P. a kolektiv, 2002 Materiál Normální portlandský cement (Type 10) Adi-Con CSF (mikrosilika) 10 mm frakce kameniva (SSD) Betonový písek (SSD) Voda Voda - redukovaná příměs Superplastifikátor 30 mm dl. ocelové drátky Provzdušnění směsi Obsah vzduchu čerstvé směsi Celkem Pokles kužele podle Abramse Minimální 28 dní - pevnost v tlaku

Množství použitého materiálu kg/m3 400 56 460 1100 180 2L 7L 60 Dle přání 7±1% 2265 80 ± 20 mm 40 MPa

Tabulka 14: Pevnost v tlaku a pevnost v ohybu pro vyztužený ocelovými vlákny, modifikovaný mikrosilikou, torkret, Port of Saint John, New Brunswick, Canada, Gilbride, P. a kolektiv, 2002 Datum

87-06-24 87-08-20 87-06-22 86-11-07 86-11-07 86-10-29 86-09-10 86-09-03 86-07-17 86-07-04 86-05-26

Typ vlákna D D D X X X X X X X X

Dávka vlákna (kg/m3) 60 60 60 65 62.5 65 60 60 60 60 60

Pevnost v tlaku, MPa 7 dní 40.4 37.5 42.1 35.7 39.3 34.4 40.9 35.7 -

28 dní 49.0 42.1 46.6 46.8 50.9 52.3 43.0 41.0 -

320

56 dní 62.7 55.2 57.8 52.9 53.4 66.2 -

Pevnost v tahu za ohybu, MPa 7 dní 28 dní 8.4 9.6 3.8 6.9 7.4 8.5 6.0 8.0 4.7 8.4 6.2 8.1 6.7 7.7 5.7 6.8 5.6 9.3 5.0 9.2 4.0 7.0

SHOTCRETE IN CONCRETE RESTORATION Ivan Razl Ph.D., P.Eng, Technical Director Gemite Products Inc. 1787 Drew Road Mississauga, Ontario Canada, L5S 1J5

Abstract: Spray applied mortar or concrete have become used extensively in the repair of concrete structures. This paper introduces dry and wet process shotcrete and discusses their respective advantages and disadvantages. The limitations of conventional shotcretes are reviewed and novel shotcrete materials, which include fibre reinforcement, silica fume and polymer modification are presented. This paper presents and reviews a number of projects including the restoration of parking garage, bridges, marine structures, dam and industrial concrete.

INTRODUCTION The double-chambered gun, developed in the early 20th Century by an American, Carl Akeley, brought the development of dry process shotcrete, known in North America "Gunite". The wet process shotcrete was introduced in North America only in the early fifties after the development of equipment, which enabled the pneumatic spray application of mortars and concrete. American Concrete Institute Publication, ACI 506R-85, "Guide to Shotcrete" defines shotcrete as "mortar or concrete pneumatically projected at high velocity onto a surface". (1) The application process falls into two groups: dry and wet mix shotcrete processes. The dry mix process, often called "gunite," uses a dry blend of the cementitious binder mixed with aggregates. The blend is prepared by batch mixing at the site or by transit mixer. Often it is prepared in a dry blender and delivered to site pre-bagged. Dry material is pre-wetted by adding water to get approximately 3% moisture content to reduce the dusting during the application. The cement aggregate blend is fed into the delivery hose by feeding equipment. This could be metering devices such as a feedwheel, rotor or feed-bowl. The material is then carried by compressed air into the nozzle. Water is added at the nozzle, mixed with the dry material and delivered at high speed to a substrate. The wet mix shotcrete process uses the wet mortar or concrete mix prepared using standard concrete/mortar mixing equipment, or the mix is prepared in the mixing chamber of the delivery equipment. The wet mix is metered into the delivery hose by a concrete pump or is moved by compressed air from the pressurized vessel of the

321

delivery equipment. Additional air is introduced at the nozzle, and the material is delivered at high speed to a substrate. Both dry and wet processes will produce mortar and concrete of satisfactory performance, but each present unique advantages and disadvantages. Table 1 compares the main features of the dry and wet processes in the application of conventional cement aggregate mixes. The capital and maintenance costs of the equipment, suitability of the particular process to the given application, placement characteristics and physical properties of the plastic and hardened shotcrete material will also affect the choice of the process used in a given application. When compared with conventional concrete, the dry shotcrete mix design will use a higher cement amount to compensate for the loss of aggregate due to rebound. Water reducing and air entraining admixtures are not used with the dry process. The proportioning of the wet shotcrete can be done according to ACI 211.1 with the aggregate content correction for pumped concrete. Water reducing admixtures are often incorporated in the mixes to lower water content and air entraining agents may be used, especially when the placed shotcrete will be exposed to freeze/thaw cycles. For overhead and vertical applications, set accelerators are used in both the dry and wet shotcrete. Strength development accelerators might be used when a high early strength is required. For more detailed treatment of shotcrete mix designs, refer to "Guide to Shotcrete" ACI Committee 506 in Reference 1. Typical aggregate distributions used in both dry and wet process shotcrete, specified by the ACI Committee 506 are shown in Table 2. The properties of properly designed and applied shotcrete are very similar to conventionally placed concrete. The quality of the dry shotcrete is largely controlled by the nozzleman, and incorrect application may result in poor compaction and formation of "sand pockets" that may decrease the durability of the shotcrete application. The conventional wet shotcrete uses a higher water cement ratio when compared with the dry process. This also may decrease the strength and durability, but the wet process allows good control of the water cement ratio and incorporation of the air entraining agents, which will provide very good freeze/thaw and salt scaling resistance. Reinforcing bars, wire fabric (uncoated or galvanized) are used as reinforcement as in conventional concrete. Shotcrete has traditionally been used in mining and tunnelling, rock stabilization, irrigation canal construction and water storage tank construction, to name the most important uses. More recently shotcrete has been used in concrete restoration. The shotcrete process is suitable in a number of concrete restoration situations such as: • Where formwork is not practical • Where formwork can be reduced or eliminated • Where normal casting into formwork can’t be employed • Where a thin and/or variable thickness layer is required • Where access to the work area is difficult The limitations presented by conventional (aggregate cement) shotcrete, placement technique and the physical properties of the resulting material have restricted their use in concrete restoration. Recent developments in concrete material technology have resulted in the introduction of novel shotcrete materials in an attempt to improve the properties and placement efficiency of conventional shotcrete.

322

NOVEL SHOTCRETE MATERIALS Polymer Modification The first modification of shotcrete materials, dry or wet, has been in the use of polymer modifiers, acrylic and butadiene styrene latexes. The introduction of latex into the mortar or concrete mixes increases the tensile and flexural strength, decreases the permeability and improves the chemical resistance. The polymer modification usually reduces drying shrinkage cracking and allows for a simple air dry curing. However, addition of latex also presents problems. Not only is the cost of the material considerably increased, but also, particularly in the wet shotcrete mixes, high air content may result from the addition of the polymer modifier. When layering, the polymer sealed surface may cause interlayer bonding problems, particularly in wet environment and freeze/thaw conditions; e.g., in the Canadian marine environment. More recently, dry polymer modifiers have been introduced instead of liquid dispersion based latexes. The use of dry polymer is particularly suitable in dry shotcrete blends where it eliminates the use of two components material systems. Pozzolanic Admixtures The most significant recent development has been the use of the silica fume admixtures in shotcrete materials. Silica fume is an amorphous silicone dioxide, a by-product of the ferrosilicon industry. The very fine particle of silica fume, approximately one hundred times smaller than that of the cement particle, reacts by a pozzolanic reaction with the lime (Calcium Hydroxide) generated by cement hydration. This results in increased compressive strength, considerable decrease in permeability and improved chemical resistance. The addition of silica fume in dry or wet shotcrete materials increases the internal cohesion of the mixes and thus allows a high vertical or overhead build-up. The addition of silica fume also decreases the rebound of the material during the application. This is particularly noticeable in wet shotcrete materials where the rebound can be reduced to very small amounts. The internal cohesion of the shotcrete mixes containing silica fume also allows early exposure of the shotcrete mortar or concrete to water; e.g., tidal water in marine applications. Silica fume is considerably less expensive than polymer modifiers. One of the negative aspects in use of the silica fume is susceptibility of the mixes to plastic shrinkage cracking, but this s can be well controlled by a proper curing procedure, mainly in the early curing. The high surface area of the silica fume also requires the use of high range water reducing agents in wet shotcrete. Fibre Reinforcement Fibre reinforced mortars and concrete were introduced in the concrete technology approximately twenty years ago. There are three main types of fibres that have been used: steel fibre, alkaline resistant glass fibre and polymeric fibres. In larger quantities the fibre reinforcement can replace the traditional reinforcing bars or steel mesh reinforcement. In smaller quantities the main function of the fibre is in the reduction or elimination of drying shrinkage crackingThe introduction of fibres increases the tensile and flexural strengths and crack resistance. The reinforcing effect of the fibres increases with the amount and the modulus of elasticity of the fibre used. The steel 323

fibre provides a very effective reinforcement and has been the most widely used in shotcrete mixes to date in both dry and wet shotcrete. It is often mixed with all dry materials first and bagged large "bulk" or smaller paper bags for delivery to the site. The steel fibre can also be mixed on site with sand and cement using dry blending/batching equipment. Steel fibre reinforced shotcrete has been used in tunnel construction and repairs and marine concrete restoration. The applications are characterized by the larger volume of material used and the greater thickness of the applied layer. Steel fibre shotcrete is difficult to use in thin section applications below approximately 60 mm. Alkaline resistant glass fibre exhibits a high modulus of elasticity and can be easily mixed into mortars in larger quantities than the steel fibre. Also the finishability of glass fibre reinforced mortar is very good. Alkaline resistant glass fibre is typically used in the wet shotcrete process, but it could be incorporated in the dry process as well. Alkaline resistant glass fibre reinforced shotcrete is used primarily in concrete restoration: ceilings, walls and beams of concrete parking garage structures, bridge structures and in industrial concrete restoration. The application is characterized by the use of the material in thickness varying from "feather edge" to 5-10 cm in thickness. Polymeric fibres, typically mono-filament polypropylene, have been also used in the dry or wet shotcrete processes. The fibrillated polypropylene is primarily used in the wet shotcrete process. The main limitation of the polypropylene fibre reinforcement is its low modulus of elasticity. The polypropylene is primarily used to control plastic shrinkage cracking and to a limited degree, drying shrinkage cracking. Its main advantages are relatively low cost and chemical inertness in alkaline mortars and concrete. Recently, non-corrosive glass fibre reinforced plastic grid reinforcement has been developed for shotcrete and its main application has been in new tunnel construction and tunnel repair. Typical mix designs for dry and wet process shotcretes and their properties in the plastic and hardened stages are given in Tables 3, 4 and 5 respectively (Morgan, 1997). Low Velocity Shotcrete The ACI document referred to above defines shotcrete as material projected at high velocity. More recently a new type of shotcrete method has been developed using a low velocity delivery. In this technique a low air pressure and volume is used just to deliver the material to the nozzle of the shotcrete equipment. The shotcrete "flows" out of the nozzle in a similar way to the action of a caulking gun. This technique is used in overhead or vertical repairs of concrete. It is particularly suitable for relatively small volume repairs as a replacement for hand trowelling. A thin layer of wet shotcrete is first applied at a higher pressure to provide a "prime coat", the air pressure and the volume is then reduced to allow the "caulking" like action and filling of the delaminated concrete. The actual air pressure and volume depends on the specific equipment and the shotcrete mixes must be specially formulated to allow this technique to function properly. CASE HISTORIES – WET SHOTCRETE PROCESS Parking Garage – Chicago, Illinois, USA Situated in downtown Chicago, the 2,200 car capacity North Grant Park Garage is a 60 year old underground parking structure, serving approximately 3, 500 patrons

324

a day. The roof of the garage supports the Grant Park landscape and Michigan Avenue. The parking structure consists of two main levels and a mezzanine parking level. In plan its dimensions are approximately 366 m by 107 m. Its construction consists of cast-in-place reinforced concrete flat slab supported by 610 mm. diameter columns spaced 8.85 m. on center. Roof slabs are 305 mm thick, while intermediate level slabs are 254 mm thick. The foundation slab is 380 mm thick at bay centers and 686 mm at the base of columns. The columns have 1.68 m diameter conical capital topped by 3 m. by 3 m. by 127 mm. drop panels. For a number of years, the garage has been experiencing an accelerated rate of deterioration, leading to extensive delaminations and spalling of the concrete floor slab and ceiling. Based on various inspections and petrographic tests, the deterioration was primarily attributed to chloride-induced corrosion of the embedded reinforcing steel in the concrete slab. In the past, several attempts were made at repairing small patches in the garage ceiling by using a dry shotcrete process - gunite. While most of the applied shotcrete has served its intended purpose, failure of several other patches leading to delaminations, scaling and spalling of shotcrete has also been observed. Failure of these patches can chiefly be attributed to shrinkage cracking. Water entered the shotcrete through shrinkage cracks and caused scaling and spalling due to repeated freeze – thaw cycles. In order to achieve better quality control and to avoid defects like excessive voids, dry patches, sand lenses, excessive dusting and rebound, dry mix shotcrete process was ruled out. Properties of an ideal shotcrete mix for this repair was outlined as follows: • Good bond to substrate • High compressive and flexural strength • Minimum shrinkage • Low permeability • Low rebound and dusting • High early strength • Minimum curing • Lowest possible overall cost Wet mix shotcrete process, Spray-Con WS Pus, was selected to take advantage of advances in materials technology and pumping equipment. The presence of silica fume in Spray-Con WS Plus decreases the permeability and increases the strength of the repair material. In addition, increase in cohesiveness of the wet shotcrete material decreases the rebound of the applied material to a very small amount (4-5 % in this project), when compared with a conventional dry or wet shotcrete. The fibre reinforcement limits drying shrinkage cracking of the repair layer with varying thickness from feather- edge to 15 cm. The presence of the polymer modifier (latex) allows air dry curing of the applied material. Addition of a small amount of the set accelerator, Adi-Con SP 100, at the nozzle during the application allows a continuous overhead build up of layers while minimizing rebound. The mechanical properties of Spray-Con WS Plus are given in Table 6. The project was gradually undertaken from 1988 to 1993. The surface preparation consisted of removal of delaminated concrete and sandblasting of the surface. The severely corroded steel bars were replaced and a Portland cement based rustproofing material, Fibre-Prime, was applied to the existing exposed steel. The typical compressive strength results of the core samples are plotted against their densities in Table 7. Note the "strong" relationship between the density of the samples and

325

their strength indicating the importance of good compaction of the applied shotcrete. A sodium silicate based accelerator, Adi-Con SA 100, was used in quantity of approximately 4% by weight of cementitious material, to allow a fast set and an easy, thick overhead build up. A number of tests have been carried out to determine the effect of the accelerator on the entrained air and permeability. Typical results, given in Tables 8 and 9, show no effect by the acceleration on those properties. This is attributed to the presence of silica fume and polymer, since in conventional shotcrete this type of accelerator may cause serious permeability and durability problems. The surface of the repair was protected by the polymer cement based coating Cem-Kote ST. The drying shrinkage cracking observed was minimal and the performance of the repairs has been excellent. Bridge Structure, Chicago, Illinois, USA The bridge structure exhibited severe delaminations due to a combination of alkaline aggregate reactivity cracking, freeze/thaw damage and corrosion of the reinforcing steel. After removal of the deteriorated concrete and repair and rust proofing of the reinforcing steel with Fibre-Prime, a wet process shotcrete, Spray-Con WS Plus – two component, was applied in thickness varying from 6 mm to 100 mm to restore the structure. The repair was carried out in 1991 and the performance of the repairs has been very good, with minimal drying shrinkage cracking. Elevated Ramp - Bridge Structure, Gdansk, Poland The structural repair of an elevated highway ramp in the City of Gdansk was carried out in 1995. One of the problems of this girder box structure was corrosion of the reinforcing cables. Due to uncertainty regarding the level of deterioration of the cables, the designer decided to use a high level of external post-tensioning within the girder box. For safety reasons, the buckling resistance of the girder box was increased by the application of 150 mm of Spray-Con WS ST, a wet process shotcrete, to the exterior of the girder box sidewalls. The shotcrete layer was reinforced with a heavy steel mesh mechanically fastened to the wall. A highly flexible acrylic coating, Tuff-Flex was applied to prevent any water penetration through possible drying shrinkage cracks and at construction joints, thereby protecting the entire structure. Yearly inspections show crack and delamination free performance of the repairs. Penitentiary- Kingston, Ontario, Canada The maximum-security penitentiary in Kingston, Ontariobuilt in 1835 is surrounded by a stonewall. At the beginning of the twentieth century, a thick layer of cement plaster was applied to the interior of the wall. Long-term penetration of water between the cement and the stone and consequent freezing and thawing resulted in cracking and serious deterioration of the cement plaster layer as well as the stonewall mortar joints and, to some extent, the stone. The repair design engineer decided to reinforce and protect the wall on the interior by applying an approximately 15 cm thick layer of wet process Spray-Con WS ST shotcrete. Deep cavities in the wall were first filled by conventional sand cement mix applied using a dry process shotcrete for economical reasons. Spray-Co WS ST provided the final layer. The applied layer was covered with

326

a polymer modified cement coating, Cem-Kote ST mainly for aesthetic reason to achieve the color uniformity and to seal the minimal drying shrinkage cracking that occurred. The project was carried out in 1997 and the application has been, for the most part free of drying shrinkage cracking or delaminations. Waste Water Treatment Facility – Bedford, Nova Scotia, Canada In 1993 the concrete roof of a digester tank in Bedford Nova Scotia collapsed. The most probable reason for the failure was deterioration of its pre-stressed gunite concrete combined with a temporary excessive pressure in the tank. The concrete roof was replaced with a "gas holding" steel roof. Over the years and also due to excessive pressure, the reinforced concrete tank, which measures 10.67 m in diameter and 6.70 m high, had developed vertical and horizontal cracks. The repair required long term sealing of the cracks in the reinforced concrete wall as well as concrete protection. The designer selected two materials for the repair: alkaline resistant glass and polymer fibre reinforced, micro-silica enhanced mortar, Gem-Crete HDO, as the primary waterproofing layer and a highly flexible, polymer modified cement, Cem-Kote Flex ST as the secondary waterproofing and protective layer. After cleaning the tank by sandblasting, the vertical and horizontal cracks were covered using a galvanized welded fabric, 1.52 mm diameter 300 mm wide strip with opening 50 mm by 25 mm, mechanically fastened to the concrete. After placement of the welded wire, reinforcing fabric strips over the cracks, a 12 mm thick layer of, Gem-Crete HDO, was applied to the concrete surface of the tank. The material was mechanically applied using the "wet process" shotcrete method. The following day the surface of the primary layer was thoroughly cleaned with high-pressure water. An approximately 3 mm thick layer of flexible cement, Cem-Kote Flex ST, was rolled on in two coats. The waterproofing protective system was air cured for approximately one week before the tank was put back into use. No additional fabric reinforcement was used in the flexible cement layer. The performance of the repair has been excellent. The interior of the tank was inspected in 1997, 4 years after the installation, and no leaks or deterioration of the waterproofing system was found. Further exterior inspections in 1999 and 2002 also revealed no leaking. Potable Water Storage Tanks- Port Williams, Nova Scotia and Dalhousie, New Brunswick, Canada The pre-stressed gunite construction tanks developed severe delaminations due to leaks and freeze thaw damage and cracking. In 1987, wet process shotcrete applied Gem-Crete HDO mortar, reinforced with a high volume fraction (1.7% by volume) of alkaline resistant glass fibre and enhanced with silica fume, was used to seal and waterproof the interior of the concrete water storage tanks. The applied thickness of the layer was approximately 12-18 mm with the surface being trowel finished. The high fibre content allowed bridging of the existing substrate cracks and provided, to some degree, a structural waterproofing. The high freeze thaw resistance and high tensile strength of the repair material in this application is essential in assuring the long-term performance of the repairs. The fibre reinforcement and resulting thin section application provided very fast application and short "down time". The Port Williams tank is still in service with no leaks and the Dalhousie tank had been leak free until its replacement in 1998. 327

Dneprogess Dam - Zaporozhie, Ukraine The Dneprogess Dam, built on the Dnepr River in the early thirties, was for some time the largest dam in the world. The penstock wall had seriously deteriorated through a combination of poor construction method, a very low quality materials and freeze thaw damage. The deteriorated concrete was removed and all the active leaks were sealed using hydraulic "plugs" and all the cracks were waterproofed by injection of cement grout. Spray-Con WS ST has been applied to the surface in thickness varying from 5 to 10 cm. The project was carried out in 2002 and exhibits almost no drying shrinkage cracking. Coke Chemical Plants - Zaporozhie, Ukraine The reinforced concrete structures of the Coke Chemical plants were severely deteriorated by acidic attacks from coke fumes and corrosion of the reinforcing steel. Deteriorated concrete was removed by mechanical chipping and cleaned by wet sandblasting. Where possible concrete was removed around the reinforcing steel and the steel was protected by a polymer-cement based rust-proofing coating, Fibre-Prime, containing migrating corrosion inhibitors. Glass fibre reinforced, silica fume modified wet process shotcrete, Spray-Con WS ST, was applied in thickness varying from 50 mm to 150 mm. The entire surface was coated with polymer-modified cement coating Cem-Kote ST, to further increase the chemical resistance and provide more uniform colour appearance. Virtually no drying shrinkage cracking or de-bonding has been observed in the repairs. The project was carried out in 2001 and 2002. CASE HISTORIES – DRY SHOTCRE PROCESS Marine Structures, Corner Brook, Newfoundland, Canada The marine structures (wharfes) of reinforced concrete piles and two-way reinforced concrete deck were constructed during the Second World War. The structures were severely deteriorated by moving ice, freeze/thaw damage and, to some degree, by corrosion of the reinforcing steel. The deteriorated concrete was removed mechanically by pneumatic chipping hammers and sandblasting and a reinforcing mesh was then mechanically anchored to the substrate. Dry shotcrete Spray-Con DS ST was selected for this restoration project, since the repair material had to be transported long distances from the wharf deck underneath the large structure. The dry process shotcrete material contained silica fume and glass fibre reinforcement. No accelerators were used. The thickness of the shotcrete layer varied between 70 to 150 mm. In order to increase the freeze/thaw resistance of the repair the entire concrete structure was coated with a waterproofing layer of polymer modified cement coating Cem-Kote ST. The typical compressive strength data are summarized in Tables 10 and 11. The test panels were "shot" vertically as well as horizontally. Table 12 summarises compares the results of the testing. The repairs were carried out in 1995 and yearly inspections show very little drying shrinkage cracking, no delaminations and there is no freeze/thaw or ice movement damage to the structure. Berths of Port of Saint John - New Brunswick, Canada The Port of Saint John dates from 1920. The marine structures in the port are subjected to the world’s largest tidal range as well as a very high number of freeze thaw 328

cycles estimated at 200-300 cycles per year. (Gilbride, 2002). In addition, there is susceptibility to alkaline aggregate reactivity cracking and deterioration due to salt-water reactivity with the concrete. The height of the concrete berths is approximately 10 meters and the tidal height is 8.5 meters. The main deterioration occurs in the middle of the tidal range, at approximately the 2-3 m high zone. The economic cost of casting the concrete into forms, shotcreting and total replacement were considered in the repair feasibility study. Repair costs using forming and shotcrete were approximately the same – 120 to 130 $Cdn/m2 – at the time of evaluation in 1986. Repair costs were approximately 2% of the replacement costs. The shotcrete process as opposed to concrete forming was selected for the following reasons (Gilbride, 2002): • Versatility – independent of form sizes • Mobility – less time required to occupy the berth • Better suited for small crew – no cranes and handling of forms • Low cost of set up • Availability of new developments in shotcrete material and quality control procedures The following performance requirements were identified in selecting the shotcrete process: • Shotcrete must be applied between strong tidal currents without being washed out • Shotcrete should be capable of application in layer thickness of up to 120 mm in a single pass • The use of accelerators was viewed as undesirable because of long term durability considerations • Shotcrete should be resistant to freezing and thawing and alkali aggregate reactivity • The selected reinforcing should have a potential for long term corrosion resistance After reviewing the above considerations, wet process shotcrete reinforced with steel fibres and silica fume modified was selected for the repairs. The deteriorated concrete of the wharf face was removed to a depth of 100 to 150 mm using pneumatic hammers in the 14-18 kg size range. A reinforcing grid consisting of 11 mm diameter bars placed approximately 1500 mm on centre was fastened by 16 mm threaded bars anchored into the substrate concrete at 15o angle and a depth of 1120 mm. The cross-section of the reinforcement was further covered with 100mm by 100 mm by 9 mm thick steel plates. The reinforcement was placed to allow a minimum 50 mm shotcrete cover of the outer bar. Wet shotcrete was applied from a barge in two lifts, in sections approximately 9 meters high and 27 meters long. The first layer, approximately 50 mm thick, acted as an anchoring layer applied approximately to the depth of the reinforcing bars. The second 50 mm thick layer was then applied with an additional 25 mm layer placed over the reinforcement. An accelerator was used in the first lift but only in the areas where water was seeping from behind through the berth concrete wall. The applied shotcrete was wet cured for 3 days by means of water hoses placed along the work, to prevent the shotcrete from drying between the tide cycles. The shotcrete was applied during the dropping tide, to avoid damage of fresh shotcrete by the movement of the barge. The shotcrete mix design is given in Table 13 and the typical strength data are summarized in Table 14. The repairs were carried out every year from 1986 to 1995 ( except in 1988 and 1992) and a total of 200 linear meters of the berths

329

was repaired. A condition survey showed that after 10 years of performance there was no freeze/thaw damage. Minor deficiencies included delaminations in the "feather edge areas" and some drying shrinkage cracking. Based on this ten-year performance in 1996, the repairs demonstrated that, with minor maintenance work, "the repaired berth faces should provide many more decades of effective performance" (Gilbride, 2002). Water Tunnel- Detroit, Michaigan, USA The main reinforced concrete tunnel, approximately 3 meters in diameter, bringing water into the City of Detroit, was found to require major structural restoration. Steel ribs were used to provide the primary structural support. Dry-process shotcrete SprayCon DS ST, reinforced with stainless steel fibres, approximately 60 kg per cubic meter, was used to provide the liner and protection of the reinforcing ribs. The key reason for selecting dry process shotcrete in this project was the necessity of transporting the repair material long distances between the tunnel access manholes. Shotcrete was applied in two lifts. First, approximately 150 mm thick layer was applied to the outer level of the reinforcing steel ribs. An additional 50 mm of shotcrete was applied to provide corrosion protection of the reinforcing steel ribs. Note Some of the project descriptions include considerable technical detail. Others are mentioned without details for the sake of brevity to provide only the background information for the "Power Point" presentation of this paper. Please contact the writer for additional details if required. SUMMARY The novel shotcrete materials include fibre reinforcement, polymer and silica fume modification in addition to the cement/aggregate mix used in conventional shotcrete. Shotcrete application of these materials results in superior freeze thaw resistance and reduction of the drying shrinkage cracking exhibited by conventional dry or wet process shotcrete. A large variety application of these novel wet and dry process shotcrete materials can be found in concrete restoration, where they provide superior performance over conventional shotcrete. REFERENCES [1] ACI Committee 506, ACI 506R-85, "Guide to Shotcrete" [2] Morgan, D.R., Advances in Shotcrete Infrastructure Rehabilitation, CANMET/NRC/ACI – International Workshop on Developments in Repair Materials and Strategies for the Rehabilitation of Infrastructure and Building, Toronto, Ontario, February 5-6, 1997 [3] Gilbride, P., Morgan, Bremner R.D., "Deterioration and Rehabilitation of Berth Faces in Tidal Zones at the Port of Saint John, Shotcrete Magazine, Fall 2002, 32-38. ACKNOWLEDGMENTS The author would like to thank Mr. Paul Gilbride for providing the photos of Saint John, New Brunswick project for the "Power Point" presentation accompanying this paper. 330

Table 1: Dry and wet process shotcrete - comparison Dry Process (Gunite) Variable w/c ratio Lower w/c ratio Presence of "sand" pockets Distance delivery easy Air entrainment difficult High rebound On and Off Easy Nozzle – man training difficult

Wet Process Controlled w/c ratio Higher w/c ratio No "sand pockets" Distance delivery difficult Air entrainment possible Low rebound On and Off Difficult Nozzle – man training easier

Table 2: ACI 506 R – 90 Gradation Limits for Aggregates for Shotcrete VSieve Size, US Standard Square Mesh 19 mm (3/4 in) 12 mm (1/2 in) 10 mm (3/8 in) 4.75 mm (No.4) 2.4 mm (No.8) 1.2 mm (No.16) 600 mm (No. 30) 300 mm (No. 50) 150 mm (No. 100)

Percent by Weight Passing Individual Sieves Gradation #1 100 100 100 95-100 80-100 50-85 25-60 10-30 2-10

Gradation #2 100 100 90-100 70-85 50-70 35-55 20-35 8-20 2-10

Gradation #3 100 80-95 70-90 50-70 35-55 20-40 10-30 5-17 2-10

Table 3: Typical shotcrete mix designs for the repair work, at the nozzle (Morgan, 1997)

Material Portland Cement, Type 10 Adi - Con CSF Concrete Sand 10 mm aggregate Water Adi – Con SP 100 Adi – Con AE 100 Total

Mix Designs (kg/m3) Wet Process Dry Process Plain CSF Plain CSF 400 350 425 375 47 50 1260 1215 1215 1205 460 485 495 490 170 177 165 165 Ano Ano Ano 2290 2274 2300 2285

331

Table 4: Properties of plastic wet and dry process shotcretes (Morgan 1997) Shotcrete Wet process Dry process Plain CSF Plain CSF 50 50 -

Property Slump, mm Air content, % before shooting after shooting Thickness to Sloughing, mm Overhead Vertical Overhead Rebound, % Vertical Rebound, %

8.5 4.8

6.4 3.9

-

-

80 300 15 4

130 330 13 3

65 200 46 42

380 460 20 20

Table 5: Properties of plastic wet and dry process shotcretes (Morgan, 1997)

Property Compressive strength, MPa at 24 hrs at 7 days 28 days Flexural Strength, MPa at 7 days 28 days Boiled Absorption, 28 days Air Content, % Specific Surface, mm-1 Spacing factor, mm Dry. Shrink. %, 64 days

ASTM test

Shotcrete Wet Process Dry Process Plain CSF Plain CSF 15 28 44

22 45 63

30 44 54

34 49 60

3.8 5.3 6.6 5.0 23 0.25

4.9 6.7 5.9 3.3 18 0.26

7.4 4.9 4.3 16 0.35

8.4 2.7 3.9 21 0.26

0.105

0.088

0.072

0.061

C 39

C 78 C 642 C 457

C 341

Table 6: Properties of Spray-Con WS Plus (two component) fibre reinforced, silica fume and polymer modified Shotcrete – Chicago parking garage Compressive Strength, ASTM C109 Modified Modulus of Rupture ASTM C27-40 Bond Strength with Concrete, direct tension pull-off test

39.5 to 48.3 MPa 6.2 to 7.6 MPa Exceeds the tensile strength of concrete substrate

Freeze/Thaw Resistance, ASTM C666, Procedure A Salt Scaling Resistance, ASTM C672

Weight loss below 1% Excellent

332

Table 7: Chicago parking garage – Compressive Strength-Density Data

Table 8: Chicago parking garage project – air void structures of accelerated and non-accelerated (control) wet shotcrete, Spray-Con WS Plus (two component) Sample Accelerated Control

Air Content, % 4.6 2.6

Air Void Structure Specific Surface, m3/mm2 Spacing Factor, mm 31.9 0.9 33.6 0.20

Table 9: Chicago parking garage project -chloride permeability rating of accelerated and control (non accelerated) wet shotcrete, Spray-Con WS Plus (two component) Sample Accelerated Control

Chloride Permeability Charge Passed (coulombs) Permeability rating 308 Very low 500 Very low

Table 10: Compressive strength test data for vertically applied Spray-Con DS ST – dry process shotcrete. Corner Brook, Newfoundland

333

Table 11: Compressive strength test data for horizontally applied dry process shotcrete. Corner Brook, Newfoundland

Table 12: Comparison of compressive strength test data for horizontally and vertically applied dry process shotcrete, Spray-Con DS ST. Corner Brook, Newfoundland

334

Table13: Mix design of steel fibre reinforced, silica fume modified, wet process shotcrete, Port of Saint John, New Brunswick, Canada, Gilbride, P, et all, 2002 Material Normal Portland cement (Type 10) Adi-Con CSF (Silica fume) 10 mm course aggregate (SSD) Concrete sand (SSD) Water Water – reducing admixture Superplasticizer 30 mm steel fiber Air – entraining admixture Air content (in place) Totals Slump Minimum 28 – day compressive strength

Material Proportions kg/m3 400 56 460 1100 180 2L 7L 60 As required for 7±1% 2265 80 ± 20 mm 40 MPa

Table 14: Copressive and flexural strengths data for steel fibre reinforced, silica fume modified, wet process shotcrete, Port of Saint John, New Brunswick, Canada, Gilbride, P, et all, 2002 Date Shot

87-06-24 87-08-20 87-06-22 86-11-07 86-11-07 86-10-29 86-09-10 86-09-03 86-07-17 86-07-04 86-05-26

Fiber Type D D D X X X X X X X X

Fiber Dosage (kg/m3) 60 60 60 65 62.5 65 60 60 60 60 60

Compressive Strength, MPa 7 days 40.4 37.5 42.1 35.7 39.3 34.4 40.9 35.7 -

28 days 49.0 42.1 46.6 46.8 50.9 52.3 43.0 41.0 -

335

56 days 62.7 55.2 57.8 52.9 53.4 66.2 -

Flexural Strength, MPa 7 days 28 days 8.4 9.6 3.8 6.9 7.4 8.5 6.0 8.0 4.7 8.4 6.2 8.1 6.7 7.7 5.7 6.8 5.6 9.3 5.0 9.2 4.0 7.0

PROBLEMATIKA KOROZE KOROZIVZDORNÉ OCELI V BETONU PROBLEMS OF STAINLESS STEEL CORROSION IN CONCRETE

Ing. Milan Kouřil Ing. Jan Stoulil Ing. Martin Bojko Prof. Ing. Pavel Novák, CSc. Ústav kovových materiálů a korozního inženýrství, VŠCHT Praha, Technická 5 166 28 Praha 6, tel: 224 353 750, 224 354 275, fax: 224 311 136, [email protected] http://staffold.vscht.cz/met

Anotace: Obrovské náklady spojené s odstraňováním škod způsobených na železobetonových konstrukcích korozí ocelové výztuže by mohly být redukovány používáním korozivzdorné oceli. Příspěvek popisuje kritické podmínky pro aktivaci koroze různých typů korozivzdorných ocelí a vliv spojení s uhlíkovou ocelí na její korozní chování s předpokladem požadavku dlouhodobé životnosti konstrukce. Abstract: Enormous costs have to be expend for damage removal caused by reinforcement corrosion in concrete structures. These costs could be reduced if stainless steel reinforcement is used. This paper deals with critical conditions for corrosion activation of several grades of stainless steel assuming long-time serviceability of a structure. An impact of carbon steel – stainless steel galvanic coupling on its corrosion behaviour is evaluated as well.

ÚVOD Jedním ze základních předpokladů dlouhodobé životnosti železobetonových konstrukcí v atmosférických podmínkách je dostatečná korozní odolnost výztuže, tzn. zachování pasivního stavu, čemuž odpovídá korozní rychlost řádově 0,1 µm.a-1, nebo alespoň omezení korozní rychlosti v aktivitě na nízkou technicky přijatelnou hodnotu pod 2 µm.a-1. Tyto požadavky jsou z dlouhodobého hlediska u výztuže z uhlíkové oceli těžko dosažitelné. Použitím korozivzdorné oceli jako výztuže betonu je údajně možné zvýšit životnost železobetonových konstrukcí až na 100 let [1], (vysoká pravděpodobnost, že karbonatační fronta dosáhne úrovně výztuže) i v případě kontaminace betonu chloridy [2]. Korozivzdorné oceli jsou 3,5 až 10,5x dražší než uhlíková ocel, v případě výztuže opatřené pouze povlakem z korozivzdorné oceli je cena vyšší asi 2,5x. Ekonomická výhodnost použití korozivzdorné oceli je zajištěna již po provedení prvního sanačního zásahu, který si vyžádá konstrukce vyztužená uhlíkovou ocelí. Vstupní náklady na realizaci stavby v závislosti na rozsahu použití výztuže z korozivzdorné oceli a velikosti a složitosti stavby vzrostou o jedno až patnáct procent [3]. 336

Existuje široké spektrum korozivzdorných ocelí, jejichž cena se odvíjí hlavně od obsahu legujících prvků. Mezi nejlevnější patří chromové oceli s martenzitickou nebo feritickou strukturou. Mechanické vlastnosti těchto ocelí jsou dostatečné [4], omezujícím faktorem pro jejich použití by však mohla být jejich obecně nižší korozní odolnost vůči bodové a štěrbinové korozi ve srovnání s austenitickými a duplexními ocelemi, na druhou stranu feritické oceli vykazují vyšší odolnost ke koroznímu praskání. Korozní odolnost může být negativně ovlivněna přítomností okují a náběhových oxidů, jejichž původ je v tepelném zpracování při výrobě výztuže nebo ve svařování [5]. Teoretické nebezpečí nepřijatelné korozní rychlosti ocelové výztuže představuje kombinování korozivzdorné oceli s uhlíkovou ocelí při tzv. selektivním použití. Obdobným případem je použití výztuže plátované korozivzdornou ocelí, pokud dojde k porušení povlaku. Posun potenciálu uhlíkové oceli anodickým směrem vlivem spojení s korozivzdornou ocelí může vést k růstu korozní rychlosti aktivní uhlíkové oceli nebo i k aktivaci za daných podmínek pasivní uhlíkové oceli. Nebezpečnost takto vzniklého galvanického článku bude záviset na vodivosti betonu, rychlosti redukce kyslíku na katodickém (pasivním) povrchu a pokud není vodivost betonu limitujícím faktorem, také na poměru plochy aktivního a pasivního povrchu. KRITICKÉ PODMÍNKY AKTIVACE KOROZIVZDORNÝCH OCELÍ Obecně V čerstvém betonu je rychlost koroze oceli omezena na zanedbatelnou míru díky vysoké hodnotě pH pórového roztoku. Hydratací složek cementu vzniká Ca(OH)2, jímž je pórový roztok nasycen a pH tohoto roztoku je asi 12,5. Přítomností sodných a draselných iontů se pH reálného pórového roztoku zvyšuje až na 13,8, v závislosti na použitém cementu. Za těchto podmínek je uhlíková ocel v betonu pasivní. K aktivaci může dojít tehdy, když koncentrace chloridů, které pronikají do betonu z vnějšího prostředí (mořská voda, rozmrazovací soli), překročí kritickou koncentraci. V případě uhlíkové oceli dojde k aktivaci také snížením pH pórového roztoku (nejčastěji karbonatací betonu) na hodnotu, při níž již nelze pasivitu zachovat ani bez přítomnosti chloridů. Doba, po kterou uhlíková ocel setrvá v pasivním stavu, je tedy dána především rychlostí transportu chloridových iontů z vnějšího prostředí krycí vrstvou betonu. V prostředí, v němž nehrozí kontaminace betonu nadkritickým množstvím chloridů, rozhoduje o době, za kterou dojde k aktivaci oceli, rychlost procesu karbonatace. Aktivace oceli ještě nevede nutně k technicky nepřijatelné rychlosti koroze (2 _m/a). K této situaci může dojít v takovém případě, že by faktorem určujícím rychlost koroze byla rychlost transportu kyslíku (depolarizátoru) krycí vrstvou. Rychlostí transportu kyslíku je určována také korozní rychlost oceli s povrchem zkorodovaným ještě před zalitím betonem. Vysoké pH pórového roztoku zkorodovanou ocel již zcela nezapasivuje a ocel zůstává v aktivním stavu [6,7]. K aktivaci zapasivované uhlíkové oceli dochází lokálně a korozní rychlost aktivovaného místa může být zvyšována působením vzniklého markočlánku aktivní – pasivní povrch. Vodivost betonu určuje, do jaké vzdálenosti od anodického místa je pasivní ocel vznikem makročlánku ovlivněna, a tím také plochu katody, jejíž celý povrch je místem, kde probíhá redukce kyslíku, která je nezbytná k depolarizaci anodické reakce – koroze železa. Agresivita prostředí přiléhajícího k anodickému místu je dále zvyšována přísunem chloridových iontů migrací a snižováním pH hydrolýzou korozních produktů 337

železa, naopak katodická místa jsou chráněna odvodem chloridů migrací a růstem pH vznikem OH- redukcí kyslíku. I kdyby celková korozní rychlost nepřesáhla hraniční hodnotu 2 _m.a-1, lokálně může mnohonásobně převýšit tuto korozní rychlost. Pasivita korozivzdorných ocelí by měla být zachována i při poklesu pH na hodnotu, která odpovídá pórovému roztoku zkarbonatovaného betonu. Kritická koncentrace chloridů pro aktivaci korozivzdorných ocelí bude v tomto roztoku nižší než v pórovém roztoku čerstvého betonu. Laboratorní zkoušky Laboratorní zkoušky byly realizovány v modelových prostředí, jejichž použití je nevyhnutelné z důvodů zajištění vždy stejných a definovaných podmínek experimentu v krátkém čase. Nejjednodušším modelovým prostředím jsou umělé roztoky (nasycený roztok CaCO3 – pH 8,1, nasycený roztok Ca(OH)2 – pH 12,5, nasycený roztok Ca(OH)2 + KOH – pH 13,5), nejsou však schopny dostatečně simulovat podmínky v betonu. Hlavní odlišností od reálné situace je příliš snadná difúze složek elektrolytu. V betonu je difuzivita omezena, což vede k lokální změně koncentrace Cl-, rozpustných korozních produktů a pH, kdežto v roztocích jsou gradienty koncentrací vyrovnávány difúzí. Navíc v betonu jsou přítomny inertní částice, které prodlužují difúzní dráhu jak pro ionty, tak pro rozpuštěný kyslík. Z těchto důvodů bylo použito modelové prostředí ve formě gelu, který byl připraven rozpuštěním želatiny v modelových roztocích s různými koncentracemi chloridových iontů. Pro srovnání byla některá měření uskutečněna i přímo v modelových roztocích. Bylo zjištěno, že samovolný korozní potenciál vzorků jednotlivých typů korozivzdorných ocelí se v závislosti na koncentraci chloridů v modelovém prostředí zkarbonatovaného betonu výrazně nemění. Hodnoty potenciálů spíše než o korozní aktivitě vypovídají o stavu povrchu. Přítomnost okují způsobuje pokles potenciálu oproti stavu bez okují v případě austenitické oceli FeCr18Ni10 i FeCr17Ni12Mo2. V případě dvoufázové oceli je naopak potenciál zokujeného vzorku významně vyšší než potenciál vzorku s čistým povrchem. Vrstva okují však na těchto vzorcích nebyla připravena uměle v laboratoři, ale pochází již z výroby. Okuje jsou částečně přeměněny na rez. Srovnávání hodnot samovolného korozního potenciálu tedy nelze využít ke stanovení kritické koncentrace chloridů pro aktivaci v prostředí betonu. Na rozdíl od samovolného korozního potenciálu je polarizační odpor veličinou, která je schopna přímo informovat o kinetice elektrodového děje – převrácená hodnota polarizačního odporu je přímo úměrná korozní rychlosti. Ačkoli je vyhodnocování polarizačního odporu z měření pro systém, v němž rychlost alespoň jednoho z dílčích dějů není řízena rychlostí přenosu náboje (např. pasivita), problematické, měla by se aktivace kovu projevit řádovým poklesem této veličiny. Taková skoková změna v závislosti na koncentraci chloridů v modelovém prostředí však v našem případě nebyla zaznamenána. Vysoké polarizační odpory pro všechny koncentrace byly naměřeny pro vzorky bez okují u austenitické oceli bez molybdenu i s molybdenem a u dvoufázové oceli. Přítomnost okují na povrchu znamená pokles polarizačního odporu na jednotky W.m2 již při velmi nízké koncentraci Cl-, pouze v případě FeCr17Ni12Mo2 je polarizační odpor nízký až při koncentracích nad 15g Cl-/l (odpovídá přibližně 0,4 hm.% Cl-/cement při rel. vlhkosti 70%). Polarizační odpory chromových ocelí s čistým povrchem jsou jen o málo vyšší v porovnání se zokujenými výše legovanými ocelemi. 338

Z hodnocení vzhledu vzorků po expozici je zřejmé, že nízké polarizační odpory u zokujených vzorků nejsou vždy projevem korozní aktivity kovu, ale pravděpodobně oxidačně-redukční aktivity systému Fe2+/Fe3+. Zokujený vzorek austenitické oceli bez molybdenu je dokonce po expozici v roztoku CaCO3 pokryt vrstvou rzi. Neplatí to však pro vzorky exponované v gelu. Lokalizované napadení je pozorovatelné pouze u zokujených austenitických ocelí při koncentraci chloridů vyšší než 15g/l. Bodová koroze v případě vzorků s čistým povrchem byla zaznamenána pouze u martenzitické a feritické oceli pro koncentrace vyšší než 15g Cl-/l, resp. 80g Cl-/l (2,4 hm.% Cl-/cement). U ostatních vzorků nebylo žádné napadení pozorováno ani u jedné ze zvolených koncentrací. Stav zokujených vzorků z korozního hlediska je možné odhadovat z anodických polarizačních křivek naměřených opět jak v modelových roztocích, tak v gelu, s různou koncentrací chloridů. Například anodická křivka naměřená pro vzorek austenitické oceli legované molybdenem v gelu s 0,1g Cl-/l (0,003 hm.% Cl-/cement) vykazuje v celém měřeném intervalu potenciálu pasivní oblast. Totéž platí pro koncentraci 1g Cl-/l (0,03 hm.% Cl-/cement) s tím rozdílem, že se na křivce objevuje při potenciálu 275 mV/SHE (SHE – standardní vodíková elektroda) průraz signalizující lokální aktivaci (obr. 1). Vzhledem k tomu, že oxidačně – redukční potenciál je podle měření maximálně 450 mV/SHE (měřeno v nasyceném roztoku CaCO3 v rovnováze s atmosférou a bez chloridů, tzn. maximální rozpustnost kyslíku), může k aktivaci zokujené oceli FeCr17Ni12Mo2 ve zkarbonatovaném betonu dojít již při koncentraci 1g Cl-/l pórového roztoku. Při vyšších koncentracích než 1g Cl-/l v modelovém prostředí se na anodických polarizačních křivkách nevyskytuje pasivní oblast, a tudíž je za těchto podmínek možné předpokládat vysokou pravděpodobnost lokalizované koroze zokujeného povrchu, ačkoli je proudová hustota zjištěná extrapolací tafelovských oblastí na korozní potenciál ještě na hranici přijatelnosti. Obr. 1: Příklad anodických polarizačních křivek – FeCr17Ni12Mo2, zokujený povrch, měřeno v gelu (želatina + roztok s obsahem Cl- 0,1; 1; resp. 150g/l), rychlost polarizace 1 mV/s, ref. elektroda: aktivovaný titan (430 mV/SHE)

339

Zokujená austenitická ocel bez molybdenu FeCr18Ni10 vykazuje nepřijatelnou korozní rychlost nejen podle polarizačních odporů, ale i podle anodických polarizačních křivek, a na křivkách není zaznamenána oblast pasivity kromě případu nejnižší úrovně koncentrace chloridů. Naopak křivky pro zokujenou dvoufázovou ocel pasivní oblast vykazují pro všechny koncentrace chloridů i přes vysoké korozní proudové hustoty. V případě dvoufázové oceli se zokujeným povrchem by ve zkarbonatovaném betonu mohlo být dosaženo průrazu při koncentracích chloridů od 80 g/l pórového roztoku. Martenzitická i feritická ocel s čistým povrchem je i přes nízké polarizační odpory podle polarizačních křivek v pasivním stavu až do 15g Cl-/l, resp. pro všechny koncentrace chloridů. Avšak nízké průrazové potenciály i pro nejnižší koncentrace chloridů v případě martenzitické oceli FeCr13 naznačují možnost lokální aktivace ve zkarbonatovaném betonu. Totéž platí pro feritickou ocel FeCr17 při koncentraci Cl- vyšší než 1 g/l. Austenitická ocel FeCr18Ni10 s čistým povrchem může být lokálně napadena ve zkarbonatoveném betonu s dobrou permeabilitou pro kyslík již při koncentraci chloridů vyšší než 30 g/l g Cl-/l (0,9 hm.% Cl-/cement), v případě austenitické oceli legované molybdenem FeCr17Ni12Mo2 s čistým povrchem se kritická koncentrace chloridů posouvá nad 80 g/l (obr. 2). Dvoufázová ocel FeCr22Ni5Mo3 je pasivní nezávisle na koncentraci Cl- a oxidační schopnosti prostředí. Obr. 2: Příklad anodických polarizačních křivek – FeCr17Ni12Mo2, čistý povrch, měřeno v gelu (želatina + roztok s obsahem Cl- 0,1; 30; resp. 150g/l), rychlost polarizace 1 mV/s, ref. elektroda: aktivovaný titan (430 mV/SHE)

V tabulce 1 jsou zjednodušeně shrnuty výsledky elektrochemických zkoušek v prostředí modelujícím zkarbonatovaný beton pro všechny typy zkoušených ocelí s čistým nebo zokujeným povrchem v závislosti na koncentraci chloridů. Černá pole symbolizují aktivitu, tedy nízkou korozní odolnost v daném prostředí, šedivá pole znamenají, že vzorek je v příslušném prostředí pasivní, ale k lokální aktivaci může dojít za zvýšených oxidačních podmínek, konečně bílá pole zastupují vysokou korozní odolnost v oxidačních podmínkách, které jsou v reálném prostředí dosažitelné.

340

Tabulka 1: Shrnutí výsledků elektrochemických zkoušek v prostředí simulovaného zkarbonatovaného betonu Cl-(g/l) FeCr13 FeCr17 FeCr18Ni10 FeCr17Ni12Mo2 FeCr22Ni5Mo3

0,1

Čistý povrch 1 15

30

80

150

Cl-(g/l) FeCr18Ni10 FeCr17Ni12Mo2 FeCr22Ni5Mo3

0,1

Zokujený povrch 1 15

30

80

150

Výsledky orientačních měření pro zjištění kritických podmínek pro aktivaci stejných typů ocelí se zokujeným i čistým povrchem v roztocích modelujících prostředí čerstvého betonu (pH 12,5 a 13,5) jsou shrnuty v tabulce 2 [8]. Je zřejmé, že i nejlevnější typy korozivzdorných ocelí s povrchem bez okují jsou dostatečně korozně odolné i při vysoké úrovni kontaminace betonu chloridy do té doby, než karbonatační fronta dosáhne výztuže. Okuje vzniklé například při svařování je nutné z povrchu odstranit, jinak není možné zaručit korozní odolnost ocelí FeCr13, FeCr17 a FeCr18Ni10 pro všechny stupně zasolení a oxidační schopnosti, které jsou v prostředí betonu reálné. Tabulka 2: Shrnutí výsledků elektrochemických zkoušek v prostředí simulovaného zkarbonatovaného betonu

pH Cl-(g/l) FeCr13 FeCr17 FeCr18Ni10 FeCr17Ni12Mo2 FeCr22Ni5Mo3

pH Cl-(g/l) FeCr13 FeCr17 FeCr17Ni10 FeCr17Ni12Mo2 FeCr22Ni5Mo3

Čistý povrch 13.5 15 100

15

Zokujený povrch 13.5 15 100

15

341

12.8 100

12.8 100

VLIV SPOJENÍ UHLÍKOVÉ A KOROZIVZDORNÉ OCELI Použitý vzorek makročlánku, tvořený kombinací obou materiálů vzájemně elektricky izolovaných, má modelovat vadu povlaku z korozivzdorné oceli na prutu z uhlíkové oceli. Poměr plochy korozivzdorné a uhlíkové oceli byl zvolen 150:1. Modelovými prostředími byly opět modelové roztoky a v tomto případě i pískové modely, které měly zastávat stejnou úlohu jako gelové modely v předchozí části příspěvku [9]. Ani v jednom ze sledovaných prostředí se neprojevil výrazně vliv spojení korozivzdorná ocel – uhlíková ocel na urychlení koroze uhlíkové oceli a to ani v bezprostřední blízkosti spoje. Pokud je proud v makročlánku přepočtený na plochu uhlíkové koroze považován za korozní rychlost uhlíkové oceli, pak zůstává i po spojení v prostředí o pH = 8,1 bez chloridů rychlost koroze řádově v jednotkách mm.a-1. Tento výsledek však bylo možné předpokládat vzhledem k malému dosahu makročlánku v tomto prostředí. Pro obě prostředí se zvýšeným pH byla naměřena vysoká hodnota proudu v makročlánku až při vysoké koncentraci chloridů, nicméně korozní rychlost uhlíkové oceli se opět řádově neliší ve srovnání s případem bez spojení z korozivzdornou ocelí [9]. V tabulce 3 vyznačují černé plochy podmínky, v nichž uhlíková ocel spojená s korozivzdornou ocelí koroduje nepřijatelnou rychlostí, naopak bílé plochy symbolizují dostatečnou korozní odolnost. Tabulka 3: Shrnutí výsledků elektrochemických zkoušek vlivu spojení korozivzdorné oceli s uhlíkovou Cl-(g/l) pH=8,1 pH=12,5 pH=13,5

0

15

100

ZÁVĚR Odolnost korozivzdorných ocelí v prostředí, které modeluje zkarbonatovaný beton kontaminovaný chloridy, závisí podle předpokladu na složení materiálu. Dalším důležitým faktorem je také přítomnost okují na povrchu a oxidační schopnost prostředí, tedy přístupnost kyslíku rozpuštěného v pórovém roztoku k výztuži. Pro všechny koncentrace chloridů až na úroveň nasyceného roztoku je v prostředí zkarbonatovaného betonu zcela odolná dvoufázová korozivzdorná ocel FeCr22Ni5Mo3 s povrchem bez okují. Přítomností okují se korozní odolnost snižuje a k aktivaci může dojít již při koncentraci chloridů vyšší než 30 g/l (odpovídá přibližně 0,9 hm.% Cl-/cement při rel. vlhkosti 70%) pokud není snížena oxidační schopnost prostředí nedostatkem rozpuštěného kyslíku. Kritická koncentrace chloridů pro austenitickou ocel FeCr18Ni10, resp. FeCr17Ni12Mo2 leží v případě čistého povrchu v intervalu 30 – 80 g/l (0,9 – 2,4 hm.% Cl-/cement), resp. 80 – 150 g/l (2,4 – 4,5 hm.% Cl-/cement) pro vysokou oxidační schopnost. Je-li povrch zokujený, jsou oba typy ocelí málo odolné nezávisle na oxidační schopnosti při koncentracích 0,1 – 1 g/l (0,003 – 0,03 hm.% Cl-/cement), resp. 1 – 15 g/l (0,03 – 0,4 hm.% Cl-/cement). Feritická ocel FeCr17 s čistým povrchem je zcela odolná až do 1 – 15 g Cl-/l (0,03 – 0,4 hm.% Cl/cement). Pro vyšší koncentrace je podmínečně odolná, opět v závislosti na oxidační schopnosti. Martenzitická ocel je podmínečně odolná až do koncentrací 15 – 30 g Cl/l (0,4 – 0,9 hm.% Cl-/cement) a málo odolná při vyšších koncentracích. 342

Levné typy korozivzdorných ocelí (FeCr13, FeCr17) jsou tedy použitelné pro konstrukce s dlouhou plánovanou životností, pokud nehrozí kontaminace betonu chloridy např. z rozmrazovacích solí. Avšak i dražší austenitické a dvoufázové oceli mohou být náchylné ke korozi i při poměrně nízkých koncentracích chloridů, pokud je jejich povrch pokryt vrstvou okují. K zajištění dostatečné korozní odolnosti je nutné okuje a náběhové oxidy vzniklé např. při svařování odstranit. V prostředí betonu s vysokou odolností ke karbonataci nebo v čerstvém betonu jsou všechny studované typy korozivzdorných ocelí s čistým povrchem zcela odolné nezávisle na koncentraci chloridů a oxidační schopnosti. Galvanický článek vzniklý spojením uhlíkové oceli s korozivzdornou nevyvolává významné zvýšení korozní rychlosti aktivované uhlíkové oceli a nezvyšuje ani náchylnost pasivní uhlíkové oceli k aktivaci. Kombinace těchto dvou materiálů například při tzv. selektivním použití výztuže z korozivzdorné oceli tedy není nebezpečné. LITERATURA [1] Publication of Federal Highway Administration RD-98-088, 9/1998, Corrosion Protection: Concrete Bridges, (http://www.tfhrc.gov/structur/corros/corros.htm) [2] Knudsen A., Skovsgaard T.: Ahead of its peers, Concr. Eng. Int., 1999, 3, 6, 58-61 [3] Smith F.N.: The use of stainless steel for concrete reinforcing bars is gaining momentum, Stainless Steel World, 1998, 6, 6, 52-55 [4] Kouřil a kol.: Korozivzdorné oceli pro výztuže betonu, Koroze a ochrana materiálů, 2002, 46, 3, 62-67 [5] Nürnberger U. (Ed.): Stainless steel in concrete, EFC Publication 18, IOM London (1996), ISBN 1 861250088 [6] Novák, P., Malá, R., Joska, L.: Influence of pre-rusting on steel cCorrosion in concrete, Cement and Concrete Research, 2001, 31, 4, 589-593 [7] González, J. A., et al.: The behaviour of pre-rusted steel in concrete, Cement and Concrete Research, 1996, 26, 3, 501-511 [8] Stoulil J., Kouřil M.: Koroze ocelové výztuže betonu a možnosti její protikorozní ochrany, Sborník konference Koroze a její vliv na pevnost a životnost konstrukcí z oceli Brno, 2003, 31-40 [9] Kouřil M., Stoulil J., Bystrianský J.: Vliv makročlánku korozivzdorná ocel – uhlíková ocel na korozní odolnost v modelovém prostředí betonu, Sborník konference AKI 2002 Praha, CD-ROM Vypracováno v rámci výzkumného záměru MSM 223100002 a grantu GA ČR 130/02/0282.

343

ZESILOVÁNÍ KONSTRUKCÍ UHLÍKOVÝMI KOMPOZITY STRENGTHENING OF STRUCTURES BY MEANS OF CARBON COMPOSITES

Ing. Jan Prokeš Prefa Brno, a.s. Kotlářská 51a, 656 03 Brno Tel.: +420 541583294, fax.: +420 541213141, email: [email protected]

Anotace: Příspěvek informuje o vlastnostech dvou tuzemských zesilovacích systémů na bází uhlíkových kompozitů. Prvním systémem je uhlíková lamela lepená na povrch konstrukce tmelem na epoxidové bázi, druhý systém je založen na tkanině z jednosměrně kladených uhlíkových vláken kotvené k povrchu epoxidovým laminačním systémem. Abstract: The paper describes the property of two systems of strengthening by means of carbon composites. The first one is carbon plates pasted on structure with epoxy putty; the second one is unidirectional carbon fabric laminated with epoxy resin.

ÚVOD V posledních letech jsou nejen v oblasti sanací starších konstrukcí, ale i v rámci nové výstavby využívány nové netradiční materiály. Tyto technologie využívají výborných vlastností kompozitních materiálů založených na uhlíkových, případně skleněných vláknech. V mnoha případech je možné tímto způsobem zvýšit nosnost konstrukcí a významně prodloužit životnost staveb. Přičemž oproti tradičním materiálům založených na oceli a betonu je dosaženo stejných vlastností při zanedbatelné vlastní hmotnosti vyztužujících prvků a při podstatně menší prostorové náročnosti. Významné je i ekonomické hledisko a také rychlost realizace. V obou případech leží výhody na straně kompozitního materiálu. CHARAKTERISTIKA ZESILOVACÍCH PRVKŮ Uhlíková lamela PREFA FS 50x1,5 Jedná se o kompozitní materiál z uhlíkových vláken a epoxidové pryskyřice. Lamela je vyrobena pultruzní technologií při vysokém tlaku a teplotě, čímž je dosaženo vysokého vzájemného poměru uhlík – epoxid a vysoké teplotní odolnosti. Uhlíková vlákna jsou uložena v podélném směru a je tak zajištěno maximální využití jejich pevnosti. Jelikož se jedná o kontinuální výrobu, nevyskytují se na lamele slabá místa např. z důvodu napojování a lamela může být vyrobena v „nekonečné“ délce. Standardně je lamela vyráběna v jedné kvalitě a jednotném průřezu. V případě konkrétního požadavku lze modifikací vstupních surovin vyrobit lamely s modulem pružnosti v tahu > 300 GPa, případně i změnit průřez lamely.

344

Základní charakteristiky (u pevností jsou uvedeny průměrné hodnoty, nikoliv zaručené hodnoty): Uhlíková vlákna:

Pevnost v tahu: Modul pružnosti v tahu: Poměrné prodloužení:

4900 MPa 230 GPa 2,1 %

Uhlíková lamela:

Průřez lamely: Pevnost v tahu: Modul pružnosti v tahu: Poměrné prodloužení: Obsah uhlíkových vláken: Tepelná odolnost: Hustota:

50 x 1,4 mm ≥3000 MPa ≥155 GPa 1,9 % ≥ 68 % >100 °C > 1,6 g/cm3

Lamela se lepí na předem připravený podklad dvousložkovým epoxidovým lepícím tmelem. Tmel má thixotropní vlastnosti, které umožňují lepení na stropní konstrukce. Na druhou stranu tmel dokáže impregnovat a tím zpevnit povrchovou vrstvu betonu. Celý systém je vyroben z kvalitních surovin a pevnost celého zesilovacího systému vzájemná soudržnost lamely, tmelu a betonu je vyšší než pevnost betonu, tzn. že k porušení dochází vždy v betonu.

Obr. 1: Způsob porušení spoje lamela – beton (beton třídy B20)

345

Obr. 2: Detail zesílení uhlíkovými lamelami

Na obr. 3 je zachyceno uložení a způsob namáhání zkušebních panelů při dlouhodobých zkouškách. Panely jsou vyrobeny s oslabenou vnitřní ocelovou výztuží a jsou zesíleny uhlíkovými lamelami, resp. rohožemi.

Obr. 3: Uložení testovaných stropních panelů při dlouhodobých zkouškách.

346

UHLÍKOVÁ ROHOŽ PREFA R 250C Jedná se o tkaninu z jednosměrně kladených uhlíkových vláken, která je pojena speciálním systémem z natavených plastových vláken zajišťujících stálou vzájemnou polohu jednotlivých uhlíkových vláken. Tento systém má oproti klasickým tkaným rohožím (např. s plátnovou vazbou) tu výhodu, že vlákna nejsou zvlněná, ale napřímená a vložené napětí tak vyvolá síly působící ve směru osy uhlíkových vláken. Rohož se přilaminuje na připravený betonový podklad dvousložkovým epoxidovým laminačním systémem. Plošná hmotnost rohože je 250 g/m2. Standardní šířka rohože je 600 mm. Rohož lze ovšem dělit na požadované šířky bez nebezpečí třepení a rozpadávání, jak je to běžné u tkaných rohoží. Vlastnosti vláken ze kterých je rohož vyrobena jsou totožné s vlákny použitými pro výrobu lamely. V současnosti probíhají ve spolupráci se Stavební fakultou VUT dlouhodobé zkoušky zmíněných vyztužovacích prvků. První výsledky těchto zkoušek naznačují, že se jedná o plnohodnotný zesilovací systém. Na obr. 4 je zachycen vliv zesílení překladu RZP 149/12/19P rohoží R250C a na obr. 5 je detail destrukce zesíleného překladu.

Obr. 4: Vliv zesílení rohoží R250C šířky 100 mm na pevnost překladu RZP 149/12/19P při tříbodovém ohybu (vzdálenost podpor 1200 mm).

347

Obr. 5: Destrukce železobetonového překladu RZP 149/12/19P zesíleného rohoží R250C

Podrobnosti o provedených i připravovaných krátkodobých a dlouhodobých zkouškách a o získaných výsledcích lze nalézt ve zprávách [3], [4]. ZÁVĚR Výsledky měření prováděné ve spolupráci s Ústavem betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně získané krátkodobými zkouškami umožnily postupně stanovit vhodnou volbu jednotlivých složek zesilovacího systému (lepidlo, lamela, technologie její přípravy před aplikací). I když nejsou dlouhodobé zkoušky dokončeny, v první fázi dlouhodobých zkoušek získané výsledky prokazují použitelnost uhlíkových zesilovacích prvků PREFA pro dodatečné zesilování betonových konstrukcí. PODĚKOVÁNÍ: Uvedené výsledky byly získány ve spolupráci se Stavební fakultou Vysokého učení technického v Brně za podpory grantu GAČR 103/02/0749 „Moderní metody zesilování zděných a betonových konstrukcí“ a CEZ J22/98-261100007 „Teorie, spolehlivost a mechanické porušování staticky a dynamicky namáhaných konstrukcí“. LITERATURA: [1] Technický list zesilovacího systému s lamelou PREFA FS 50x1,4, 2003 [2] Technický list zesilovacího systému s tkaninou PREFA R 250, 2003 [3] Štěpánek, P., Vaňura, T.: Dílčí zpráva o řešení grantu GAČR 103/02/0749 „Moderní metody zesilování zděných a betonových konstrukcí“ za rok 2002, FAST VUT Brno, leden 2003 [4] Štěpánek, P.: Průběžná zpráva o řešení vědeckovýzkumného záměru CEZ J22/98261100007 „Teorie, spolehlivost a mechanické porušování staticky a dynamicky namáhaných konstrukcí“ za rok 2002, FAST VUT Brno, listopad 2002 348

INJEKTÁŽNÍ MATERIÁLY CRACKSEAL PRO INJEKTÁŽ AKTIVNÍCH TRHLIN CRACKSEAL - INJECTION MATERIAL FOR GROUTING ACTIVE CRACKS Michal Grossmann

Anotace: Trhliny lze posuzovat podle mnoha hledisek. Jedno ze základních dělení je na trhliny stabilizované (neaktivní) a aktivní. Článek se zabývá systémem materiálů, které jsou určeny k sanaci aktivních trhlin. Abstract: Cracks may be judged by many criteria. One of the basic divisions defines stabilised (non active) cracks and active cracks. The paper deals with the system of materials used to the repair of active cracks.

1. PŘÍČINY VZNIKU TRHLIN Vznik trhlin v betonové konstrukci je důsledkem překročení namáhání materiálu (tah, smyk, kroucení), na které je konstrukce dimenzována. Jinou příčinou poškození mohou být změny vnějších podmínek, které v době navrhování konstrukce nebylo možno předpokládat. V horším případě to může být chyba v projektu nebo technologická nekázeň. Obecně jsou tyto vlivy pojmenovány jako objemové změny a vnější zatížení včetně vnucených deformací. 2. PRINCIP SANACE AKTIVNÍCH TRHLIN Sanace trhlin vyžaduje komplexní přístup, který sestává ze stanovení příčin vzniku trhlin, definice požadavků na výsledek sanace a z návrhu způsobu sanace trhlinami narušené konstrukce. Konečný výsledek závisí na mnoha veličinách, mezi nimi také na návrhu a způsobu aplikace vhodného sanačního materiálu. Pouze ve výjimečných případech znamenají trhliny riziko pro stabilitu konstrukce. V takovém případě se k silovému spojení trhlin používají epoxidové pryskyřice. Častěji se však u betonových konstrukcí vyskytují trhliny, které přímo stabilitu konstrukce neohrožují. Sanace tvrdými epoxidovými pryskyřicemi tedy není nejvhodnější. Jejich přilnavost, potažmo pevnost lepeného spoje je vyšší než pevnost betonu v tahu nebo tahu za ohybu. To s sebou nese riziko, že při dalším zatížení konstrukce vzniknou trhliny nové, tentokráte na jiném místě. Beton tak nebude schopen plnit funkci ochrany betonové výztuže proti korozi, způsobované vodou a dalšími nepříznivými vlivy. Zajistit tuto funkci lze utěsněním trhlin trvale pružným materiálem, který se přizpůsobí chování betonu. 3. CRACKSEAL – SYSTÉM PRO SANACE AKTIVNÍCH TRHLIN Právě pro utěsnění aktivních trhlin byl vyvinut systém vysoce pružných těsnicích polyuretanových injekčních pryskyřic CRACKSEAL firmy CarboTech. Systém tvoří dvousložkové pryskyřice CRACKSEAL H a CRACKSEAL M. Řadu doplňuje jednosložková injekční pryskyřice CARBOSTOP H a tmel CARBOPAST H. 349

Výrobky CRACKSEAL jsou pomalu reagující, stále pružné pryskyřice s nízkou viskozitou při aplikaci, které zaručují dokonalý výsledek při vyplňování trhlin a utěsňování téměř všech stavebních materiálů a konstrukcí. Velmi dobře ulpívají na suchém i mokrém povrchu, CRACKSEAL M je schopen přilnout i na betonový povrch nasáklý naftou. Materiály se vyznačují vysokou odolností proti dotržení. CRACKSEAL M nabízí výborné hodnoty průtažnosti a dobrou pevnost v trhu. Je hydrofobní a na kontaktu s vodou téměř nepění. CRACKSEAL H je výrobek s nejlepšími parametry. V souladu s předpisem ZTV RISS 93 je schválen Německým institutem dopravy k injektáži omezeně roztažných trhlin v mostech a jiných inženýrských stavbách. Jeho aplikace zajistí uzavření (zbrzdění nebo zabránění přístupu látek podporujících korozi do konstrukčních prvků přes trhliny), utěsnění (odstranění netěsností konstrukčního prvku způsobených trhlinami) a vytvoření omezeně roztažného spojení obou stěn trhliny. V ČR je schválen pro sanaci konstrukcí dopravních staveb a Hlavním hygienikem ČR je schválen pro styk s pitnou vodou. CARBOSTOP H je velmi rychle reagující, vysoce pěnivá polyuretanová pryskyřice, určená pro okamžité zastavení vody, vytékající z trhliny v sanované konstrukci. Používá se jako první stupeň dvoustupňové injektáže pro předtěsnění. Jako druhý stupeň se provede injektáž pryskyřicí typu CRACKSEAL. CARBOPAST H je chemicky vytvrzující dvousložkový polyuretanový tmel, který se používá pro uzavření trhlin se šířkou nad 3 mm. Je omezeně roztažný, takže se dokáže přizpůsobit chování betonové konstrukce. CRACKSEAL H společně s CARBOSTOP H a CARBOPAST H tvoří ucelený sanační systém, který byl schválen dle předpisu ZTV – RISS 93. 4. POUŽITÍ SYSTÉMU CRACKSEAL Systém CRACKSEAL je vhodný pro těsnění trhlin, vzniklých např. od dynamického namáhání (mosty), nestejnoměrného oslunění, např. konstrukcí vodojemů a nádrží nebo prudkým střídáním teplot od technologického procesu (chladicí věže). Zabraňuje přístupu vody k betonářské výztuži a tím vzniku koroze výztuže. Je také určen k těsnění trhlin v masivních konstrukcích, které nebyly dostatečně dilatovány. DALŠÍMI MOŽNOSTMI POUŽITÍ JSOU PŘÍPADY: • utěsnění cihelného zdiva a betonových konstrukcí proti zemní vlhkosti • injektáž pracovních spár monolitických konstrukcí přes předem vloženou injektážní hadici • dotěsňování pracovních spár již hotových konstrukcí • utěsňovací práce na vnitřních obezdívkách tunelů, betonových van a podzemních stěn, realizovaných dle ZTV – RISS 93 5. ZPRACOVÁNÍ 5.1 Jako jednosložková pryskyřice CRACKSEAL se může zpracovávat dvěma rozdílnými způsoby. Je-li prováděna injektáž trhlin v souladu s předpisem ZTV – RISS 93, preferuje se jednosložková aplikace. Jednotlivé složky pryskyřice se předem pečlivě smísí v poměru 1 : 1 a injektují se jednosložkovým čerpadlem. Je nutno dodržovat dobu zpracovatelnosti, která se liší pod350

le typu pryskyřice. Injektáž aktivních trhlin probíhá v době, kdy jsou spáry nejvíce rozevřeny, tj. v zimních měsících. Nejnižší teplota, při které je injektáž povolena, je 6 °C. Pryskyřice se zpravidla injektují do utěsňované trhliny přes pakr osazený do vrtu. Vrty se provádějí podél trhliny a jsou vedeny tak, aby trhlinu protínaly pod úhlem 45°, viz Obr. 1. Jako první je injektováno nejnižší místo trhliny a dále se postupuje směrem nahoru. Pokud jsou okraje trhliny suché, je nutno trhlinu dle požadavku předpisu ZTV – RISS 93 nejprve propláchnout vodou. V případě, že z trhliny vytéká velké množství vody, provede se dočasné zastavení přítoků předinjektáží rychlým systémem CARBOSTOP H. Do vhodného místa se provede vrt, osadí se pakrem a provede se injektáž. Po zastavení přítoků je možno injektovat pružným systémem CRACKSEAL. Obr. 1: Upevnění pakru v předvrtaných otvorech (povrch trhliny není zatěsněn)

t r a=r

zóna účinnosti jednoho pakru poloměr účinného dosahu injektáže vzájemná vzdálenost pakrů (vzdálenost může být nepodstatně překročena, u prvků s tloušťkami t ≥ 60 cm musí být uspořádání pakrů stanoveno před zahájením prací projektem)

5.2 Jako dvousložková pryskyřice Druhá možnost je zpracovávat systém CRACKSEAL jako dvousložkový. Jednotlivé složky pryskyřice jsou dvousložkovým čerpadlem dopravovány odděleně až k místu in351

jektáže, kde před vstupem do vrtu dojde k jejich smísení ve statickém směšovači v poměru 1:1. V tomto případě odpadá nutnost sledování doby zpracovatelnosti, takže práce je pohodlnější. 5.3 Injektážní hadice Aplikace přes injektážní hadice je zvláště vhodná pro utěsnění pracovních spár nebo míst spodních staveb monolitických konstrukcí, tedy v místech, kde se nejčastěji vyskytují netěsnosti. Před betonáží se injektážní hadice osadí a zajistí proti nežádoucímu zanesení. Možnost zahájení injektáže závisí na daném technologickém předpisu použité betonářské směsi. Lze použít oba způsoby zpracování pryskyřic CRACKSEAL. Dlouhá doba zpracovatelnosti umožní zainjektovat pracovní spáry v celé ploše.

Tabulka 1: Reakční data systémů CRACKSEAL Parametr

Jednotka

Teplota 15 °C

8 °C

23 °C

CRACKSEAL H Počáteční viskozita směsi Dosažení viskozity 1000 mPa.s za Doba zgelovatění Stupeň napěnění Zpracovatelnost směsi Teplota skelného přechodu*

mPa.s min hod min -26 °C

390 χ 20 cca 50 > 13 cca 1,0

260 ± 20 cca 60 > 13 cca 1,0 min. 45

165 ± 20 cca 70 13 ± 1 cca 1,0

CRACKSEAL M Počáteční viskozita směsi Dosažení viskozity 1000 mPa.s za Doba zgelovatění Stupeň napěnění Zpracovatelnost směsi Teplota skelného přechodu*

mPa.s min hod min -15 °C

320 ± 20 cca 24 >7 cca 1,1

200 ± 20 cca 40 >7 cca 1,1 min. 20

140 ± 20 cca 43 7 cca 1,1

Tabulka 2: Mechanická data systémů CRACKSEAL Parametr Tažnost při 23 °C Přídržnost Pevnost v tahu Elastické zotavení Tvrdost Shore A

Jednotka % MPa MPa % stupeň

CRACKSEAL H 150

53

CRACKSEAL M** 310 ± 50 7,7 1,27 83 56

* Teplota, při které dochází ke snížení elastických vlastností pryskyřice. ** Hodnoty stanoveny zkouškami v ITC – Institutu testování a certifikace, Zlín.

352

6. ZÁVĚR Při schvalování systému CRACKSEAL H, CARBOSTOP H a CARBOPAST H dle předpisu ZTV – RISS 93 byly hmoty podrobeny řadě náročných zkoušek. Zkoušeny byly fyzikální vlastnosti hmot a následně proběhlo ověření metody injektáže na zkušebních tělesech porušených trhlinami. Přitom podmínky se velmi blížily skutečnosti – injektážní práce probíhaly při teplotě 5 °C. Všechny předpisem požadované parametry byly splněny, v některých případech dokonce několikanásobně. V závěrečném hodnocení způsobilost systému byla ohodnocena takto: „Na základě předložených výsledků zkoušek není vůči použití metody injektování CarboTech s plnicím materiálem CRACKSEAL H (PUR) a CARBOSTOP H (SPUR) pro omezeně rozpínavé plnění trhlin se zohledněním jejich specifických materiálových vlastností žádných výhrad.“ Výsledky zkoušek a citované hodnocení považujeme za dobré doporučení pro rozšíření systému CRACKSEAL také v České republice. LITERATURA: [1] Doc. RNDr. Ing. Petr Štěpánek, CSc., Hodnocení trhlin z hlediska oprav. Požadavky na sanační materiály., Sborník ze semináře CONCON 98, Praha [2] Dr. Wolfgang Cornely, Přednáška na 2nd International CT-Workshop 1998, Essen [3] ZTV – RISS 93, Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für das Füllen von Rissen in Betonteilen (Dodatečné technické smluvní podmínky a směrnice pro plnění trhlin v betonových konstrukcích), Bundesminister für Verkehr, Abteilung Straßenbau, 1993 [4] Zpráva č. 99011 o základních zkouškách jedno- a dvousložkových metod injektování CarboTech s plnicím materiálem CRACKSEAL H (PUR), CARBOSTOP H (SPUR) k uzavírání, utěsňování a omezeně pružnému spojování trhlin, Institut für Massivbau, Universität GH Essen, 1999 [5] Technické listy hmot a propagační materiály CarboTech – Bohemia s.r.o.

353

VLIV TYPU PP VLÁKEN A JEJICH DÁVKY NA VLASTNOSTI CEMENTOVÉ MALTY INFLUENCE OF THE TYPE AND CONTENT OF PP-FIBRES ON THE PROPERTIES OF CEMENT MORTAR

Ing. Jiří Kolísko Ph.D. Doc. Ing. Tomáš Klečka, CSc. Doc. Ing. Karel Kolář, CSc.

(1) (2) (3)

(1) ČVUT v Praze, Kloknerův ústav, Šolínova 7, 166 08 Praha 6, tel/fax: 22435 3537, e-mail: [email protected] (2) ředitel KÚ,ČVUT v Praze, Kloknerův ústav, Šolínova7, 166 08 Praha 6, tel.: 22435 3529,fax: 22431 0736, e-mail: [email protected] (3) ČVUT v Praze, Stavební fakulta, Thákurova 7, 166 29 Praha 6, tel.: 22435 4376, fax: 2435 3530, e-mail: [email protected]

Anotace: V příspěvku jsou prezentovány výsledky experimentálního programu zabývajícího se sledováním vlivu dvou typů vláken na výsledné vlastnosti jemnozrnné cementové malty se zvláštním zaměřením na lomovou energii hmoty. Abstract: The results of experimental program on mortars with addition of different type and amount of short polypropylene fibres are presented in this contribution. Special emphasis was lied on fracture energy of composites during a tests.

1. ÚVOD Polypropylénová vlákna tvoří významnou skupinu materiálu používaného jako rozptýlená výztuž aplikovaná v maltách a betonech. V současnosti jsou pro vyztužování cementových matric malt i betonů běžně užívána PP vlákna dvojího typu a to monofilamentní a fibrilovaná, lišící se způsobem výroby a z něj plynoucího tvaru a následně i jemnosti a množství vláken při stejném dávkování. V současnosti jsou pro vyztužování cementových matric malt i betonů běžně užívána vlákna PP dvojího typu dle způsobu výroby a to: a) vyráběná rozvlákněním z taveniny, protlačováním tryskou do vzduchu a tažená dále značená jako monofilamentní nebo tažená, b) vyráběná fibrilací (rozvlákněním) předepnuté fólie – dále označovaná jako fibrilovaná. Rozdíly mezi oběma typy vláken jsou podrobněji popisovány [2]. Určitou modifikací vláken fibrilovaných jsou svazky několika vlákna, na které lze také u některých aplikací narazit. V tabulce 1 jsou shrnuty základní mechanicko fyzikální vlastnosti nejen PP ale i dalších vláken. Uváděné hodnoty jsou orientační v tom smyslu, že aktuální parametry vláken jsou závislé na konkrétním producentovi a jím použité technologii výroby vláken. 354

Tabulka 1: Vybrané charakteristiky různých typů vláken - orientačně Materiál Vlákna PP – vlákna Skleněná vlákna Ocelová vlákna Uhlíková vlákna

Pevnost v tahu [MPa] 200 - 700 1500 - 3600 1500 - 3800 1700 - 3500

Modul pružnosti [GPa] 3,5 - 18 60 - 90 170 - 210 200 - 700

Protažení při přetržení [%] 5 – 40 2-4 1-2 2-4

Průměr vlákna µm] [µ 10 - 300 10 - 15 100 - 600 15 - 200

Měrná hmotnost [kg/m3] 910 2700 7850 1900-2100

2. PRINCIPY DÁVKOVÁNÍ O účinnosti jakéhokoli typu vláken rozhoduje především: – celkový objem vláken v matrici Vf , – vlastnosti vláken, tj. pevnost v tahu Rf, modul pružnosti Ef, soudržnost s matricí τf, – vlastnosti matrice, tj. pevnostní parametry (tah, tlak) Rf, modul pružnosti Ef, – rovnoměrnost rozptýlení v objemu vyztužované matrice a počet vláken. Z prostorového uspořádání vyplývá, že všesměrné rozptýlení vláken ve hmotě znamená, že v jeden okamžik působí ve směru namáhání teoreticky pouze 1/3 počtu vláken. Dávkování PP vláken je zásadním způsobem ovlivněno zejména: 1. typem vlákna, a to, zda se jedná o vlákna jemná = malý průřez průměru do cca 40 µm (obvykle monofilamentní) či vlákna hrubá = větší průřez (obvykle fibrilovaná ); 2. účelem aplikaceř Dávka se pohybuje v širokém rozmezí od cca 0,1 % až do několika % objemu směsi. Ad 1. Obecně platí, že vlákna jemná (obvykle monofilamentní), u kterých se dosahuje průměrů až 15 µm, mají výrazně vyšší počet vláken v dávkované objemové jednotce než stejné množství vláken fibrilovaných, jejichž průřezové rozměry jsou několikanásobně vyšší (např. 30x100 µm apod.). Ad 2. Za hlavní důvod aplikace vláken PP do malt a betonů je pokládáno omezení vzniku a rozvoje trhlin. Je možné s určitou mírou zjednodušení říci, že vlákna jemná (obvykle monofilamentní) budou mít při stejném objemovém dávkování větší výztužné účinky než vlákna hrubá (obvykle fibrilovaná). Tato výhoda jemných monofilamentních vláken se uplatní zejména v plastickém stavu směsi, kdy rozdíly mezi soudržností s matricí mezi monofilamentními a fibrilovanými vlákny nejsou markantní. Lze však předpokládat, že jinak tomu bude u zatvrdlé hmoty. I když je monofilamentních vláken více, jejich soudržnost s betonem bude kvůli hladkému povrchu nižší oproti vláknům fibrilovaným. Tento rozdíl může být až 100 % jak je uvedeno v [5], kde je pro monofilamentní vlákno hodnota τ = 0,4 MPa a pro vlákno fibrilované τ = 0,8 MPa. 3. VÝSLEDEK EXPERIMENTÁLNÍHO PROGRAMU Dále prezentované výsledky byly získány ze zkoušek na sérii modelových jemnozrnných malt, s dávkováním vláken obojího typu. Složení malt a jejich označení, ze kterého vyplývá dávkování vláken, je v následující tabulce 2.

355

Tabulka 2: Poměry míšení složek modelových malt Dávkovaná složka Cement CEM I 42,5 – Radotín Normové písky dle ČSN EN 196 - I + II +III PP vlákna monofilamentní, délka 12 mm, průměru 32 µm, lubrikovaná, dávka v % objemu PP vlákna fibrilovaná, délka 12 mm, rozměr 30x70 µm, nelubrikovaná, dávka v % objemu Vodní součinitele v/c

Označení směsi a podílové dávkování složek O T1 T3 T5 F1 F3 F5 0,7 1+1+1= 3 0

0,1

0,3

0,5

0,1

0,3

0,5

0,6

Z modelových směsí byly vyrobeny sady zkušebních těles-trámečků 40 x 40 x 160 mm. Prezentované výsledky byly získány na trámečcích uložených ve vodě po dobu 28–30 dní. Na trámečcích byly stanovovány: • pevnost v tahu za ohybu, • pevnost v tlaku na zlomcích, • lomová energie dle RILEM [3], Experimentálně stanovená hodnota lomové energie Gf je jednou z mála dostupných možností, jak zvýšení celkové houževnatosti materiálu a omezení vzniku a šíření trhlin v zatvrdlém stavu hmoty exaktně charakterizovat. V Kloknerově ústavu se tato zkouška provádí, podle doporučení RILEM [3], jako tříbodová ohybová zkouška na trámcových tělesech, která mají ve středu rozpětí inicializační zářez do hloubky třetiny výšky trámce. V místě zářezu působí zatěžující síla. V průběhu zkoušky je snímán průhyb trámce ve středu rozpětí v závislosti na síle a zaznamenán pracovní diagram (viz obr. 1, 2). Ze získaného pracovního diagramu se dále vyjádří hodnoty lomové energie Gf, dle doporučení RILEM, ze vztahu: . . Gf = W0 +. m g d0 b (h – a0)

(1)

kde Gf - je hodnota lomové energie (J/m2) W0 – plocha vymezená pracovním diagramem a osou znázorňující průhyb (J) m – hmotnost tělesa mezi podporami (kg) g – tíhové zrychlení (9,806 m.s-2) d0 – maximální průhyb (m), b, h – příčné rozměry trámce (m), a0 – hloubka zářezu (m). Stanovování lomových vlastností betonu a malt je poměrně experimentálně náročná oblast.Zatěžování trámečků bylo řízeno posunem hydraulického válce stroje MTS 810. Rychlost zatěžování byla zvolena posunem válce 0,002 mm/s – maximální síla Fmax 356

dosažena za 50 - 60 s. Získaná data byla zpracována do grafické podoby pracovních diagramů síla x průhyb v místě zářezu (viz obr.1 a 2). Z naměřených dat (pracovních diagramů) pak bylo numerickou integrací spočtena velikost plochy Wo a ze vztahu 1 hodnota lomové energie Gf. Výhodou grafického zpracování je, že je z něho názorně patrný vliv dávky a typu vlákna na chování kompozitu při vzniku a rozvoji trhliny. Průměrné hodnoty sledovaných parametrů jsou uvedeny v tabulce 3 na následující straně. Obr. 1: Monofilamentní jemná vlákna – charakteristické pracovní diagramy ohybové zkoušky – průhyb v místě trhliny

Obr. 2: Fibrilovaná vlákna – charakteristické pracovní diagramy ohybové zkoušky – průhyb v místě trhliny

357

Tabulka 3: Souhrnná tabulka lomové energie Gf,P [J/m2] a dalších parametrů malt

Hodnota lomové energie Pevnost vtahu za ohybu Pevnost v tlaku Objemová hmotnost

O 69,3 4,88 38,9 2274

T1 240,1 5,51 42,9 2260

Označení vzorků T3 T5 F1 517,2 708,0 196,4 4,86 4,07 5,73 35,4 36,4 41,2 2205 2196 2266

F3 399,9 5,08 37,7 2228

F3 500,0 5,37 39,7 2240

Obr. 4: Hodnoty lomové energie Gf ve vztahu na typ a dávkování vláken

4. ZÁVĚR Naše dosavadní zkušenosti praktické i experimentální potvrzují pozitivní vliv krátkých všesměrně rozptýlených PP vláken na omezení vzniku a rozvoje trhlin v plastickém stavu směsi i v zatvrdlé hmotě. Efektivního účinku je dosahováno již při relativně malé a dnes běžně doporučované dávce monofilamentních (jemných) polypropylénových vláken délky 12 mm v množství 0,1% objemu (0,9 kg/m3 směsi). Z rozboru měření je patrné, že: – Mezi vlákny monofilamentními a fibrilovanými je rozdíl ve vlivu na hodnoty lomových energií při stejném objemovém dávkování. – I relativně malé dávkování jemných vláken na úrovni Vf = 0,1 % objemu zvýšilo několikanásobně lomovou energii kompozitu, a to cca 4 x u vláken jemných monofilamentních a cca 3x u vláken fibrilovaných. – Se zvyšujícím se dávkováním se zvyšuje i hodnota lomové energie. Například při dávce Vf = 0,5 % monofilamentních vláken je hodnota Gf, větší 10x a u vláken fibrilovaných cca 7x ve srovnání s kompozitem bez vláken. 358

– Porovnávané dávkování výrazně neovlivnilo pevnostní charakteristiky malt a opět se potvrdilo, že PP vlákna nejsou určena při doporučovaném dávkování k přímému zvyšování pevností matric (viz principy dávkování). Zajímavým a dle našeho soudu účinným způsobem aplikace je kombinace PP vláken s vlákny ocelovými. Díky své jemnosti, a z ní plynoucí četnosti, jsou PP vlákna vhodná zejména k omezování smršťovacích trhlin v plastickém stavu směsí. Pevnostní parametry vláken ocelových se pak projeví ve výrazném nárůstu lomových energií v zatvrdlém stavu hmoty a omezení vzniku a propagace trhlin. Tento hybridní systém by si zasloužil další pozornost. PODĚKOVÁNÍ Tento příspěvek vznikl s laskavým přispěním grantu GAČR 103/01/1144 a výzkumného záměru CEZ J04/98: 210000030. LITERATURA [1] KOLÍSKO, J. - KLEČKA, T.: Mrazuvzdornost a lomová houževnatost betonu s přídavkem polypropylénové disperzní výztuže. In: Stavební obzor. 5, č. 7, (1996) s. 209–211, ISSN 1210-4027 [2] KOLÍSKO, J.: Vliv vyztužení krátkými polypropylénovými vlákny na omezení vzniku a rozvoje trhlin v maltách a betonech. In: Technologie betonu - současný stav a výhled. Praha: Sekurkon, 1998, s.32-41 [3] Determination of the fracture energy of mortar and concrete by means of three-poin bend tests on notched beams, RILEM Draft Recommendation, Materials and Constructions, Juillet - Aout 1985, No 106, pp. 285-296 [4] KOLÍSKO, J. - KLEČKA, T. - KOLÁŘ K.: Lomová energie cementového kompozitu s přídavkem polypropylénových vláken při vysokých rychlostech zatěžování In: Betonářské dny 2001. Pardubice: 29. a 30. 11. 2001, ISBN 80-238-7595-7, str. 240 až 245 [5] STANG HENRIK: Interface properties in extruded FRC- materials In: Proc. Int. Symp. "Brittle Matrix Composites 5", A. M. Brandt, V. C.Li and L.H. Marshall eds. Warsaw, October 13–15, 1997, BIGRAF and Woodhead Publ., Warsaw 1997, pp. 3–13

359

INZERÁT HALFEN EMERIS

360

INZERÁT REKOM

361

INZERÁT STAVEBNÍ GEOLOGIE

362