Strategieen ter optimalisatie van de sterkte en duurzaamheid van Hoog-Volume Vliegasbeton (HVFA-beton) op jonge leeftijd

Transcriptie

1 Strategieen ter optimalisatie van de sterkte en duurzaamheid van Hoog-Volume Vliegasbeton (HVFA-beton) op jonge leeftijd Laurens Truyen Promotor: prof. dr. Nele De Belie Begeleider: Philip Van den Heede Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

2

3 Strategieen ter optimalisatie van de sterkte en duurzaamheid van Hoog-Volume Vliegasbeton (HVFA-beton) op jonge leeftijd Laurens Truyen Promotor: prof. dr. Nele De Belie Begeleider: Philip Van den Heede Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

4 Voorwoord i Voorwoord Ongeveer een jaar geleden stond de eerste thesismeeting gepland. Het begin van een niet te onderschatten evenwel interessant thesisjaar. Nu, zoveel maanden later, ligt het resultaat van dit jaar zo goed als afgewerkt voor mij op men bureau. Dit is dan ook het gepaste moment om een aantal mensen te bedanken die me hebben bijgestaan bij het realiseren van deze masterproef. In de eerste plaats wens ik men begeleider, ir.-arch. Philip Van den Heede, oprecht te bedanken voor het afgelopen jaar. Bij hem kon ik steeds terecht met al men vragen, een werd direct beantwoord, problemen onmiddellijk opgelost. Ook bracht hij me vele inzichten en kennis bij over de materie van HVFA-beton en silica fume. Verder leerde hij me met veel geduld de verschillende proefmethoden aan, ook al wilden deze soms niet van de eerste maal lukken. Verder dien ik Philip te bedanken voor het uitvoeren van de proeven op momenten dat ik verhinderd was, de raad bij het verwerken van de resultaten en het nalezen van reeds afgewerkte tekstdelen. Bedankt! Vervolgens wil ik ook prof. dr. ir. Nele De Belie bedanken om me de mogelijkheid te geven om onderzoek te verrichten rond duurzaamheid van beton. Ook wil ik haar bedanken voor de raad tijdens de tussentijdse vergadering. Ook de technische staf van het Laboratorium Magnel mag niet ontbreken in dit dankwoord. Bedankt voor het vervaardigen van de betonmengsels, voor het uitvoeren van de drukproeven, voor de assistentie bij proeven, voor de hulp bij onverwachte problemen, enz. Verder wil ik iedereen bedanken die ook maar iets heeft bijgedragen tot het vervolledigen van mijn opleiding. Alle informatie en kennis die ik op dit ogenblik bezit, heb ik te danken aan anderen, en ik ben hen daar dan ook zeer dankbaar om. Ten slotte wil ik ook men ouders, broer en zus bedanken voor de steun op moeilijke momenten en voor het verzorgen van de goede thuissfeer, zodat het iedere vrijdag weer een plezier was huiswaarts te keren van het drukke Gent om even tot rust te komen. Deze zaken hebben zeker bijgedragen tot het slagen van mijn opleiding. Bedankt hiervoor! Laurens Truyen, juni 2013

5 Voorwoord ii Toelating tot bruikleen De auteur geeft de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef.

6 Overzicht iii Overzicht Strategieën ter optimalisatie van de sterkte en duurzaamheid van Hoog- Volume Vliegasbeton (HVFA-beton) op jonge leeftijd Laurens Truyen Promotor: prof. dr. ir. Nele De Belie Begeleider: ir.-arch. Philip Van den Heede Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit ingenieurswetenschappen en architectuur Academiejaar Trefwoorden: HVFA-beton, silica fume, ideale zeefkrommen, duurzaamheid, LCA

7 Overzicht iv Samenvatting Met als doel het terugdringen van de CO 2 -uitstoot te wijten aan de beton- en cementindustrie, is men sinds de voorbije decennia op zoek naar cementvervangende middelen. Zo n middel is vliegas, een bijproduct van kolengestookte elektriciteitscentrales. Vliegas is een puzzolaan, wat betekent dat het reageert met Ca(OH) 2, een hydratatieproduct van het cement. Puzzolanen dienen dus geactiveerd te worden door het cement, zodat de sterke- en duurzaamheidseigenschappen van HVFA-mengsels op jonge leeftijd minder goed ontwikkeld zijn dan bij traditioneel beton. In dit werk wordt onderzocht of door inmenging van een ternair bindmiddel, meer bepaald silica fume, de eigenschappen op jonge leeftijd kunnen verbeterd worden. Wegens zijn geringe korrelgrootte in vergelijking met cement en vliegas en het hoge gehalte aan amorf SiO 2 wordt er namelijk van uitgegaan dat silica fume reactiever is dan vliegas. Voor dit onderzoek werden vier verschillende mengsels vervaardigd, elk met een W/B-factor van 0,35 en een bindmiddelgehalte van 340 kg/m³ beton, waarvan 50 m% bestaat uit CEM I 52.5 N, 40 m% uit vliegas en 10 m% uit silica fume. De mengsels verschillen onderling van elkaar door het type vliegas en voor ieder type vliegas werd een mengsel met en zonder luchtbelvormer vervaardigd. In deze masterproef werd naast de sterkteontwikkeling van de mengsels, ook de transporteigenschappen en het gedrag in agressieve omgevingen bestudeerd. Silica fumemengsels blijken op een ouderdom van 28 dagen reeds een hoge sterkte bereikt te hebben. Uit een thermogravimetrische analyse blijkt de puzzolane reactie bij silica fumemengsels echter niet sneller te verlopen dan bij HVFA-mengsels. Hieruit kan afgeleid worden dat het silica fume vooral dienst doet als fijne vulstof. Metingen van de porositeit, capillaire waterabsorptie en de gasdoorlatendheid tonen aan dat toevoeging van inmenging van silica fume tot een densere microstructuur leidt. Deze densere microstructuur komt ook tot uiting in de weerstand tegen chloride-indringing. Deze ligt namelijk heel wat lager bij silica fumemengsels dan bij referentiemengsels uit OPC-beton. Voor een goede weerstand tegen vorst/dooicycli met dooizouten is het gebruik van luchtbelvormers noodzakelijk. De silica fumemengsels met luchtbelvormers scoren namelijk heel wat beter dan degene zonder en voldoen aan de eis uit de norm NBN EN 1339 (2003) die stelt dat het massaverlies na 28 vorst/dooicycli beperkt moet zijn tot 1 kg/m². Met betrekking tot carbonatatieweerstand presteren de onderzochte mengsels minder goed dan de referentiemengsels. De carbonatatiesnelheid is afhankelijk van de gasdoorlatendheid en de hoeveelheid carbonateerbaar materiaal. Wegens zijn dense structuur bezitten de onderzochte mengsels een lage gasdoorlatenheid, maar dit weegt blijkbaar niet op tegen het feit dat wegens de puzzolane reactie het carbonateerbaar materiaal, Ca(OH) 2, opgebruikt wordt. Echter volgens het probabilistisch model ter voorspelling van depassivatie uit Fib Bulletin 34, bezitten silica fumemengsels een voldoende levensduur in het Belgisch klimaat. Tot slot werd een tweede manier aangeraakt om de eigenschappen van HVFA-beton op jonge leeftijd te verbeteren, namelijk het zoeken naar de optimale pakkingsdichtheid volgens alternatieve ideale zeefkrommen. Enkel sterkteresultaten werden bekomen, maar deze wijzen uit dat verder onderzoek aan te raden is.

8 Strategies for Optimizing the Strength and Durability of HVFA concrete at early age Laurens Truyen Supervisor(s): prof. dr. ir. N. De Belie, ir.-arch. P. Van den Heede Abstract- This paper describes the results of a strategy for optimizing the strength and durability of HVFA concrete at early age. This strategy, which was extensively investigated, concerns the replacement of a small part of the fly ash (FA) content by silica fume (SF). Four mixtures were manufactured and tested for strength, transport properties, resistance against deicing salt scaling, carbonation and resistance to chloride penetration. Regarding carbonation and chloride induced corrosion, a full probabilistic prediction of the concrete s service life was carried out. Those estimated service lifes were used in a life cycle assessment (LCA) to obtain a correct quantification of the reduced greenhouse gas emissions associated with partial replacement of cement by FA and SF. Keywords- HVFA concrete, Silica Fume, Service Life Prediction, LCA I. INTRODUCTION The concrete and cement industry is one of the main contributors to the total amount of CO 2 emitted by human. During the production of 1 ton of cement, about ton CO 2 is emitted [1]. By partial replacement of the cement content with industrial by-products, the cement related greenhouse gas emission can be reduced significantly. In HVFA concrete, half of the cement content has been replaced by FA, a by-product of the combustion of pulverized coal with pozzolanic properties. This means it has to be activated by the Ca(OH) 2 originating from the cement hydration. Due to this fact, the optimal strength and durability of HVFA mixtures is reached at later age. In this paper the influence of replacement of a small part of the FA content by SF on strength and durability at early age was investigated. II. CONCRETE MIXTURES In total, four concrete mixtures were manufactured (Table 1). All of them have a cement content and water-tot-binder (W/B) ratio of 340 kg/m³ and 0.35, respectively. The binder content consists of 50 m% cement CEM I52.5N, 40 m% FA and 10 m% SF. Two different types of FA were used. Both belong to class F according to ASTM C618 [2], but differ from origin. For each type of fly ash a mixture was manufactured with and without air entraining agents. A. Strength III. RESULTS Table 1 shows the strength classes of the tested mixtures. For mixture F(1)SF two strength classes are displayed. This is because two batches of the same mixture were manufactured. Specimens from the batch that belongs to strength class C50/60 were used in chloride tests, specimens from the other batch were tested on carbonation resistance. Addition of SF has a beneficial effect on the strength at early age. Results from a Thermo Gravimetric Analysis (TGA) showed evidence that this beneficial effect is due to SF performing as filler, rather than due to an acceleration of the pozzolanic reaction. Table 1. Mix proportions and properties of the tested concrete mixtures kg/m³ F(1)SF F(2)SF F(1)SF-A F(2)SF-A Sand 0/ Aggr. 2/ Aggr.8/ CEM I 52.5N FA(1) FA(2) SF Water ml/kg B SP AEA Slump S4 S4 S4 S4 Strength class C50/60 C55/67 C55/67 C45/55 C40/50 B. Capillary water sorption The capillary sorption test was conducted according to the American Standard ASTM C [3]. Partial replacement of FA content by SF, has a beneficial effect on the capillary water sorption. The total amount of absorbed water for mixtures with SF is about a half of the amount absorbed by HVFA mixtures. A denser microstructure of the mixtures with silica fume is probably the reason of this better performance. C. Gas permeability Gas permeability of the specimens was measured using the cembureau permeameter at the age of 1 and 3 months. Results of the measurements are given in Figure 1. The mixtures with AEA, F(1)SF-A and F(2)SF-A, possess a bigger gas permeability than the mixtures without, giving evidence for the fact that entrained air voids are connected. A decreasing gas permeability is noticed between 1 and 3 months, because of the densification of the microstructure due to the pozzolanic reaction. D. Deicing salt scaling resistance Deicing salt scaling resistance was evaluated on 8 cylindrical samples at the age of 28 and 91 days. Four of them contain a casting surface, the other four contain a trowelled surface. The cylinders were glued into a piece of insulated PVC tube with the casting or trowelled surface upwards. A 5

9 D nssm -coefficient [mm²/year] Apparent gas permeability [x10-17 m²] mm thick 3% NaCl solution was applied onto the test surfaces, after which the specimens were subjected to 28 freeze/thaw cycles (cfr. NBN EN 1338 [4]). The mixtures with AEA, F(1)SF-A and F(2)SF-A, showed good deicing salt scaling resistance and the maximum loss per unit area after 28 severe freeze/thaw cycles was lower than the limiting value of 1 kg/m², specified in [4]. For the mixtures without AEA, F(1)SF and F(2)SF, a mass loss per unit area of over 1 kg/m² was observed at the age of 28 days. At the age of 91 days, the resistance had increased but was still much lower than the resistance of the AEA mixtures. A big difference in scaling resistance was observed between the casting and trowelled surfaces, with the casting surfaces performing a lot worse, probably because of a difference in local concrete composition due to bleeding or the wall effect. 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Figure 1 Apparent gas permeability for the different mixtures E. Resistance against chloride penetration The resistance against chloride penetration was measured by the chloride migration test according to NT Build 492 [5] and diffusion tests according to NT Build 443 [6]. Results of the chloride migration test of the SF mixtures in comparison with a reference mixture are given in Figure 2. The SF mixtures show a better performance against chloride penetration in comparison to the reference mixture. Diffusion tests showed the same results, proving the SF mixtures can be used in marine environments d 91d F(1)SF[2] F(2)SF[2] F(1)SF-A[1] F(2)SF-A 28d 91d F. Resistance against carbonation During the carbonation test, cubes were exposed to a 10% CO 2 concentration by volume at 20 C and 60% RH. After 4, 8, 12 and 16 weeks of exposure, specimens were split. The carbonation depth was then assessed colorimetricly with phenolphtalein. By fitting the measured carbonation depths (x c ) with x c =At, carbonation coefficients (A) were obtained. Although the SF mixtures showed better resistance against carbonation than HVFA mixtures, it was still significantly lower than the resistance of OPC mixtures. G. Service life prediction Service life prediction was carried out using the models for depassivation in chloride and carbonation environments specified in Fib Bulletin 34 [7]. All the mixtures have a service life that exceeds a period of 100 years. Only in case of chloride induced corrosion, reference mixture T(0,45) has a lower service life, and elements fabricated with this mixtures will need replacement within a period of 100 years. This will influence the LCA for this type of mixture. H. Life cycle assessment Assuming as functional unit an axially loaded column carrying a design load of 1500 kn, with a design lifetime of 100 years, a LCA was carried out. In an XC3 environment, the environmental benefit is respectively 43%, 43%, 29% en 20% for mixtures F(1)SF, F(2)SF, F(1)SF-A and F(2)SF-A, when assuming economic allocation of an environmental impact to the industrial by-products. When the mass allocation principle is used, no environmental benefits are noticed. In an XS2 environment, the SF mixtures show a greater benefit than in XC3 environments because of the low durability of the reference mixture in this environment. Depending on the concrete cover, the environmental benefit of F(1)SF and F(2)SF amount 83% and 84% when a concrete cover of 40 mm is applied, 57% and 60% with a concrete cover of 60 mm and 13% and 20% for a concrete cover of 80 mm. These benefits were calculated using the economical allocation principle. REFERENCES [1] Hasanbeigi A., Price L. & Lin E. (2012), Emerging energy-efficiency and CO 2 emission-reduction Technologies for cement and concrete production: A technical review, Renewable and Sustainable Energy Reviews 16, p [2] ASTM C (2003), Standard specification for coal fly ash and raw or calcined natural pozzolan for use in concrete. [3] ASTM C1585 (2004), Standard Test Method for Measurement of Rate of Absorption of Water by Hydraulic Cement Concretes. [4] NBN EN 1338 (2003), Betonstraatstenen-Eisen en beproevingsmethoden. [5] NT Build 492 (1999), Concrete, Mortar and Cement-Based Repair Materials: Chloride Migration Coefficient from Non-Steady-State Migration Experiments. [6] NT Build 443 (1995), Concrete, hardened: Accelerated chloride penetration. [7] Fib (2006) Model code for service life design, Fib Bulletin 34, Laussane. 0 T(0,45) F(1)SF[1] F(2)SF[1] Figure 2 Comparison of chloride migration coefficients of SF mixtures with a reference mixture

10 Inhoudsopgave vii Inhoudsopgave Voorwoord... i Overzicht... iii Extended Abstract... v Afkortingen en symbolen... xii 1 Inleiding Literatuurstudie Hoog-volume vliegasbeton Definitie Vliegas Hydratatie en sterkteontwikkeling Silica Fume Eigenschappen Hydratatie en sterkteontwikkeling Porositeit en transporteigenschappen Porositeit Waterabsorptie Gasdoorlatendheid Carbonatatie en chloride-indringing Passivatie van betonstaal Carbonatatie Chloride-indringing Vorst/dooibestandheid met dooizouten Levensduurvoorspelling Chloridegeïnitieerde corrosie Carbonatatiegeïnitieerde corrosie Levenscyclusanalyse Materialen en methoden Materialen Bestanddelen Betonmengelingen... 43

11 Inhoudsopgave viii 3.2 Methoden Vervaardiging Verloop luchtgehalte in tijd Druksterkte Air-void analyse Capillaire waterabsorptie Waterabsorptie onder vacuüm Gasdoorlatendheid Vorst/dooibestandheid met dooizouten Carbonatatie Chloridemigratie Chloridediffusie Thermogravimetrische analyse (TGA) Resultaten strategie 1: Inmenging silica fume Verloop luchtgehalte in de tijd Resultaten Besluit Druksterkte Resultaten Invloed nabehandeling Air-void analyse Capillaire wateropslorping Invloed van luchtbelvormers Invloed ouderdom Invloed type vliegas Invloed aard blootstellingsvlak Vergelijking met HVFA-beton Besluit Wateropslorping onder vacuüm Invloed van luchtbelvormers Invloed ouderdom Invloed type vliegas... 78

12 Inhoudsopgave ix Invloed van oppervlaktetoestand Vergelijking met HVFA-beton Besluit Gaspermeabiliteit Invloed van de druk Invloed luchtbelvormers Invloed ouderdom Invloed type vliegas Besluit Vorst/dooibestandheid met dooizouten Invloed van luchtbelvormers Invloed ouderdom Invloed type vliegas Invloed aard blootstellingsvlak Afschilfering in functie van aantal vorst/dooicycli Bewijsvoering duurzaamheid Besluit Carbonatatie Invloed van luchtbelvormers Invloed ouderdom Invloed type vliegas Invloed nabehandeling Bewijsvoering duurzaamheid Besluit Chloridemigratie Invloed ouderdom & type vliegas Invloed nabehandeling Bewijsvoering duurzaamheid Besluit Chloridediffusie Chlorideprofielen Invloed ouderdom

13 Inhoudsopgave x Invloed type vliegas Invloed initieel chloridegehalte Concentratie vrije chloriden ter hoogte van kleuromslag Bewijsvoering duurzaamheid Besluit Thermogravimetrische analyse (TGA) Invloed methanol Invloed silica fume Levensduurvoorspelling Chloridegeïnitieerde corrosie Carbonatatiegeïnitieerde corrosie Levenscyclusanalyse Definitie van doel en omvang Analyse van de constituenten Impactanalyse Interpretatie Resultaten strategie 2: Optimale pakking volgens alternatieve ideale zeefkrommen Discussie Verband capillaire massatoename ( m) Por Verband porositeit gasdoorlatendheid Verband porositeit-druksterkte Weerstand tegen vorst/dooicycli met dooizouten Verklaring mindere weerstand Relatie tussen weerstand, Air-voidparameters en sterkte Voorstel tot model van de betonsamenstelling ter hoogte van het afstrijk- en bekistingsvlak Carbonatatie Chloride-indringing Relatie tussen versnelde en natuurlijke diffusietest Relatie tussen chloridemigratietest (CTH) en natuurlijke diffusietest Conclusies Voorstellen verder onderzoek

14 Inhoudsopgave xi Bijlage A Korrelverdeling A.1 Zand A.2 Granulaten Bijlage B Druksterkte Bijlage C Air-void analyse Bijlage D Capillaire waterabsorptie Bijlage E Gaspermeabiliteit Referenties

15 Afkortingen en symbolen xii Afkortingen en symbolen α Specifiek oppervlak α Hydratatiegraad Porositeit Tijdsconstante μ Dynamische viscositeit w Massadichtheid water h Potentiaalverschil m Capillaire wateropname a Hoeveelheid carbonateerbaar materiaal per volume-eenheid beton a Betondekking a Verouderingsexponent A Doorstromingsoppervlakte A Luchtgehalte A Carbonatatiecoëfficiënt A concentratie1 Carbonatatiecoëfficiënt in omgeving 1 A concentratie2 Carbonatatiecoëfficiënt in omgeving 2 AVA Air-void analyse b e Regressievariabele B Bindmiddelhoeveelheid c CO 2 -concentratie c% Chlorideconcentratie c 1 CO 2 -concentratie t.h.v. het betonoppervlak c 1 CO 2 -concentratie in omgeving 1 c 2 CO 2 -concentratie voorbij het carbonatatiefront c 2 CO 2 -concentratie in omgeving 2 c d chlorideconcentratie waarbij kleuromslag van zilvernitraat optreedt C Cementhoeveelheid C 0 Initieel chloridengehalte C crit Kritisch chloridengehalte C e Toewijzingscoëfficiënt op economische basis C m Toewijzingscoëfficiënt op basis van de massa C s Oppervlaktechloridenconcentratie of CO 2 -concentratie in atmosfeer Conc Concentratie CSH Calciumsilicaathydraten CTL Critical Threshold Level d c Carbonatatiediepte D Diffusiecoëfficiënt D app,c Schijnbare chloridediffusiecoëfficiënt D nssm Non-steady state migration coefficient Chloridemigratiecoëfficiënt D RCM,0

16 Afkortingen en symbolen xiii erf() Errorfunctie f cm Gemiddelde druksterkte f ck Karakteristieke druksterkte F Constante van Faraday F Hoeveelheid vliegas F(1) Vliegas type 1 F(2) Vliegas type 2 F(3) Vliegas type 3 HVFA-beton Hoog-volume vliegasbeton J Flux k a Schijnbare gaspermeabiliteit k c Factor die de invloed van de nabehandeling in rekening brengt k e Factor die de invloed van de R.V. in rekening brengt k int Intrinsieke doorlatendheidscoëfficiënt k t Transferparameter K Hydraulische conductiviteit Gemiddelde koordelengte L Doorstromingslengte L Massaverlies per oppervlakte-eenheid bij vorst/dooitest Spacing factor LBV Luchtbelvormer LCA Levenscyclusanalyse LOI Loss-on-ignition of gloeiverlies m% Massaprocent m l Massa van het verzadigde proefstuk in een vloeistof m d Massa van het droge proefstuk m s Massa van het met vloeistof verzadigde proefstuk M CH Molaire massa Ca(OH) 2 M CO2 Molaire massa CO 2 M H2O Molaire massa H 2 O N Aantal luchtholten OPC Ordinary Portland Cement p/a Verhouding pasta-lucht P Waarschijnlijkheid P 1 Stroomopwaartse druk P 2 Stroomneerwaartse druk P m gemiddelde van P 1 en P 2 Por 50 Porositeit bepaald na drogen gedurende 3 dagen bij 50 C en 80% R.V. Por 105 Porositeit bepaald na drogen bij 105 C tot constante massa Q Gasdebiet R Gasconstante R ACC,0 Carbonatatieweerstand bij versnelde carbonatatietest RH / R.V. Relatieve vochtigheid

17 Afkortingen en symbolen xiv R NAC,0 Carbonatatieweerstand onder natuurlijke omstandigheden S Capillaire opslorpingscoëfficiënt t 0 Referentietijd t c Nabehandelinsgduur t SL Ontwerplevensduur T a Totaal doorlopen afstand aan luchtholten tijdens AVA TGA Thermogravimetrische analyse T p Totaal doorlopen afstand door pasta tijdens AVA T real Temperatuur in natuurlijke omstandigheden T ref Standaard testtemperatuur T tot Totaal doorlopen afstand tijdens AVA U Spanning vol% Volumeprocent V beton Volume beton V vloeistof Volume vloeistof in poriën w Capillaire waterabsorptie of gemiddelde stijghoogte w 40 C Capillaire waterabsorptie na droging bij 40 C w 105 C Capillaire waterabsorptie na droging bij 105 C w b chemisch gebonden water w m% Watergehalte in beton uitgedrukt in m% W Hoeveelheid water W/B Water-bindmiddel-factor W(t) Weerfunctie W d Massa na droging bij 105 C WL CaCO3 Massaverlies t.g.v. decompositie van CaCO 3 WL CH Massaverlies t.g.v. decompositie van Ca(OH) 2 W v Massa met water verzadigd proefstuk x Carbonatatiediepte x c Carbonatatiediepte x d indringingsdiepte (chloriden) z Absolute waarde van de valentie van de ionen

18 Hoofdstuk 1: Inleiding 1 1 Inleiding Een van de grootste uitdagingen waarmee de mensheid de laatste decennia geconfronteerd wordt, is het vinden van een duurzame manier om met onze omgeving om te gaan. Men is er zich momenteel van bewust dat voornamelijk menselijke activiteiten aan de basis liggen van het broeikaseffect en bijhorende opwarming van de aarde. Op vele gebieden wordt dan ook onderzoek geleverd naar manieren om de uitstoot van broeikasgassen terug te dringen. Eén van deze gebieden waar onderzoek wordt verricht betreft de cement- en betonindustrie. Niet onterecht, wetende dat de cementindustrie ruwweg verantwoordelijk is voor 5% van de wereldwijd door menselijke activiteiten uitgestote hoeveelheid CO 2. Met de productie van 1 ton cement gaat een uitstoot van 0,73-0,99 ton CO 2 gepaard [Hasanbeigi et al. (2012)]. Een eerste manier om de CO 2 -uitstoot die gepaard gaat met de cementproductie te reduceren, bestaat uit het efficiënter maken van de cementovens. Een andere manier bestaat erin het gebruik van cement terug te schroeven door het te vervangen door minder milieubelastende materialen. Het onderwerp van deze masterproef handelt in het kader van deze laatste manier, namelijk een gedeelte van het cement vervangen door industriële bijproducten. Een veelgebruikt materiaal ter vervanging van cement betreft vliegas. Vliegas is een nevenproduct dat geproduceerd wordt tijdens de verbranding van poederkool in de ovens van elektriciteitscentrales. Aangezien deze vliegassen een luchtvervuiling vormen, onder de vorm van fijnstof, dienen ze afgevangen te worden zodat ze niet in de atmosfeer terecht komen. De puzzolane eigenschappen van deze vliegassen maakt ze geschikt ter vervanging van cement. Op deze manier zorgen de vliegassen, die oorspronkelijk een bron waren van luchtvervuiling, ervoor dat de CO 2 -uitstoot van het beton gereduceerd wordt. Betonsoorten waarvan meer dan de helft van het cementgehalte vervangen werd door vliegassen, wordt hoog-volumevliegasbeton genoemd. Vliegassen zijn echter puzzolanen, ze hebben in tegenstelling tot cement geen hydraulische eigenschappen, maar zullen in aanwezigheid van vocht reageren met de calciumhydroxide die gevormd wordt tijdens de hydratatiereactie van het cement. Er dient echter een voldoende gehalte Ca(OH) 2 aanwezig te zijn alvorens de puzzolane reactie aangrijpt, de vliegas dient geactiveerd te worden. Om deze reden zal vliegas op jonge leeftijd weinig bijdragen tot de sterkte van het beton. Hoogvolume vliegasbeton heeft dan ook te kampen met minder goede sterkte- en duurzaamheidseigenschappen op jonge leeftijd. In deze masterproef worden strategieën onderzocht om deze eigenschappen op jonge leeftijd te verbeteren. Een eerste strategie die onderzocht zal worden, betreft het vervangen van een gedeelte van de vliegassen door silica fume. Dit bijproduct van de vervaardiging van silicium en ferrosiliciumlegeringen is tevens een puzzolaan en heeft een zeer groot specifiek oppervlak en een hoog SiO 2 -gehalte in vergelijking met vliegassen. Om deze redenen wordt verwacht dat silica fume reactiever is dan vliegassen en reeds op jonge leeftijd de puzzolane reactie zal aanvangen. Zelfs indien dit niet het geval zou zijn, kan nog een fysisch bijdrage aan de eigenschappen van het beton verwacht worden, aangezien de silica fumedeeltjes dan dienst zullen doen als fijne vulstof.

19 Hoofdstuk 1: Inleiding 2 Aangezien nog niet zoveel bekend is over het gedrag van mengsels die zowel cement, vliegas als silica fume bevatten, zullen deze mengsels in deze masterproef grondig onderzocht worden. Er zal gekeken worden hoe de sterkteontwikkeling verloopt in deze betonmengsels. Ook de microstructuur van het beton, meer bepaald het poriënnetwerk zal onderzocht worden door uitvoering van absorptietesten onder vacuüm en air-void analyses. Vervolgens zullen de transporteigenschappen van deze mengsels bestudeerd worden. Onder de transporteigenschappen wordt verstaan: gasdoorlatendheid en capillaire wateropslorping. Deze eigenschappen worden onderzocht voor zowel mengsels met als zonder luchtbelvormer. Vervolgens zal gekeken worden hoe de betonmengsels presteren in verschillende agressieve milieus. Zo zal de weerstand bekeken worden tegen vorst/dooicycli met dooizouten, chlorideindringing en carbonatatiegeïnitieerde corrosie. Op basis van de resultaten van de carbonatatie- en chloridetesten zal een levensduurvoorspelling en levenscyclusanalyse uitgevoerd worden. Op die manier kan de werkelijke milieu-impact van de onderzochte mengsels bepaald worden. Een andere strategie die slechts even zal aangeraakt worden, betreft het vinden van een ideale pakkingsdichtheid van het beton door toepassing van ideale zeefkrommen. Op basis van de resultaten die in deze masterproef zullen bekomen worden, kan bepaald worden of deze strategie veelbelovend is en eventueel verder onderzoek aan te raden is.

20 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 3 2 Literatuurstudie 2.1 Hoog-volume vliegasbeton Definitie Hoog-volume vliegasbeton is een beton waarbij minstens 50% van de cementhoeveelheid vervangen wordt door vliegas, meer bepaald poederkoolvliegassen. Vliegas is een nevenproduct dat meegevoerd wordt door de rookgassen die vrijkomen bij de verbranding van poederkool in de ovens van elektriciteitscentrales. Wegens de luchtvervuiling, onder de vorm van fijnstof, die deze vliegassen veroorzaken, dienen ze afgevangen te worden via elektrostatische of mechanische afscheiding. Door het feit dat vliegas puzzolane eigenschappen heeft, kan het gebruikt worden om het cement gedeeltelijk te vervangen. Op deze manier kan de carbon foot print van het beton sterk worden verkleind. Het cement, waarvan de productie gepaard gaat met een CO 2 -uitstoot van 0,73-0,99 ton per ton cement, afhankelijk van de verhouding klinker/cement [A. Hasanbeigi et al. (2012)], wordt namelijk vervangen door een afval-/bijproduct dat op deze manier een waardevolle bestemming krijgt. De gemaakte nuance tussen afval- of nevenproduct heeft echter zijn invloed op de bepaling van de milieu-impact van het beton, zoals later zal blijken Vliegas Eigenschappen en soorten Vliegas is een fijn poeder dat hoofdzakelijk bestaat uit glasachtige bolvormige deeltjes in tegenstelling tot cementdeeltjes die eerder hoekig zijn [Taerwe en De Schutter( )]. Qua grootteorde komt vliegas echter overeen met cementdeeltjes. Richtwaarden voor de chemische samenstelling van vliegas zijn weergegeven in Tabel 1 [Taerwe en De Schutter ( )]. Tabel 1 Chemische samenstelling vliegas [Taerwe en De Schutter ( )] Bestanddeel Massaprocent Gemiddelde Minimum Maximum SiO Al 2 O Fe 2 O CaO 2,5 1 6 MgO 1,2 0,5 2 SO 3 1 0,5 2 Na 2 O 1 0,5 1,5 K 2 O 3,5 3 4,5 Het CaO-gehalte in vliegas is zeer klein in vergelijking met Portlandklinker, waar het CaO-gehalte gemiddeld 65% bedraagt. Door het lage CaO-gehalte bezit vliegas geen hydraulische eigenschappen, in

21 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 4 tegenstelling tot cement dat verhardt wanneer het een verbinding aangaat met water en waarbij de ontstane verbinding niet meer in water oplost. Daarentegen beschikt vliegas wel over puzzolane eigenschappen. Hierdoor zal de vliegas in aanwezigheid van vocht reageren met Ca(OH) 2 en bestanddelen vormen die wel hydraulische eigenschappen bezitten. Het gebruik van vliegas beïnvloedt dan ook de eigenschappen van zowel het verse als verharde beton: Doordat bij de puzzolane reactie Ca(OH) 2 verbruikt wordt, zal beton met vliegastoevoeging minder gevoelig zijn voor sulfaataantasting. Gezien de puzzolane reactie slechts kan beginnen van zodra Ca(OH) 2 gevormd is, zal de ontwikkeling van hydratatiewarmte en sterkte langzamer verlopen bij een beton waarbij een deel van het cement vervangen is door een zelfde hoeveelheid vliegas. De toevoeging van vliegas vergroot de verwerkbaarheid van het betonmengsel aangezien in aanwezigheid van vliegas de cementdeeltjes minder de neiging hebben tot samenvlokken (zie Figuur 1). Door het hydrofiele karakter van de vliegasdeeltjes wordt dit smerend effect nog vergroot. De aanwezigheid van vliegas vermindert de porositeit, wat een positieve invloed heeft op de duurzaamheid (zie Figuur 1). Figuur 1 Invloed van vliegas op vers en verhard beton [Taerwe en De Schutter( )]

22 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 5 Volgens ASTM C618 kan men vliegassen opdelen in twee categorieën: klasse F en C. Een vliegas behoort tot klasse F indien (SiO2+Al2O3+Fe2O3)>70% en tot klasse C indien 70%>(SiO2+Al2O3+Fe2O3)>50% [Oner et al. (2005)].Vliegassen behorend tot klasse F hebben een laag CaO-gehalte en beschikken enkel over puzzolane eigenschappen. Vliegassen van klasse C daarentegen bezitten een aanzienlijk CaOgehalte en bezitten dus ook hydraulische eigenschappen. De uit België afkomstige vliegassen behoren tot klasse F, de vliegassen gebruikt in deze masterproef behoren dan ook tot deze klasse Hydratatie en sterkteontwikkeling Wegens de puzzolane eigenschappen van vliegas zal het pas reageren wanneer het in contact komt met Ca(OH) 2, men zegt dat de vliegas dient geactiveerd te worden. Deze Ca(OH) 2, samen met calciumsilicaathydraten (CSH), wordt gevormd wanneer het aanwezige cement reageert met het aanmaakwater. Het hydratatieproces van HVFA-beton ziet er schematisch dus als volgt uit [Oner et al. (2005)]: Gehydrateerde Portlandcementpasta bevat 50 tot 60% [Taerwe en De Schutter ( )] à 70% [Oner et al. (2005)] CSH en 20 tot 25% Ca(OH) 2 uitgedrukt in volumepercentage. Door het feit dat de vliegas geactiveerd moet worden, zal een beton waarin het cement deels vervangen is door eenzelfde hoeveelheid vliegas langzamer sterkte ontwikkelen. Om voldoende sterkte te verkrijgen op jonge leeftijd zal voor een HVFA-beton de totale bindmiddelhoeveelheid (cement + vliegas) heel wat hoger en de water/bindmiddel(w/b)-factor heel wat lager dienen te liggen dan bij een traditioneel beton. De sterkte op hogere leeftijd van een beton waarin het cement gedeeltelijk vervangen is door vliegas zal echter hoger liggen. Door de puzzolane reactie wordt Ca(OH) 2 namelijk omgezet in het stabielere CSH. Ca(OH) 2 heeft namelijk een negatief effect op de betonkwaliteit aangezien het goed oplosbaar is in water waardoor porositeiten gevormd worden. Wegens het feit dat bij de puzzolane reactie Ca(OH) 2 wordt verbruikt, dat gevormd wordt tijdens de cementhydratatie, bestaat er een optimum waarde voor de vliegashoeveelheid. Wanneer deze optimumhoeveelheid overschreden wordt, zal er meer vliegas aanwezig zijn dan er kan verbruikt worden. De vliegassen die niet in reactie kunnen treden, zullen zich dan gedragen als fijne aggregaten. Volgens Oner et al. (2005) bedraagt de optimum vliegas/cementverhouding 40 m%.

23 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Silica Fume Eigenschappen Silica fume is een bijproduct van de vervaardiging van silicium en ferrosiliciumlegeringen. Bij de reductie van kwarts tot silicium bij temperaturen tot 2000 C bevat de opstijgende damp zeer fijne siliciumdeeltjes, die tijdens het afkoelen oxideren en condenseren tot fijne, amorfe siliciumdeeltjes. Silica fume als bijproduct van de vervaardiging van silicium en ferrosiliciumlegeringen met een siliciumgehalte van 75% of meer bevat 85-95% SiO 2, silica fume afkomstig van ferrosiliciumlegeringen met een siliciumgehalte van 50% bevat heel wat minder SiO 2 (61-84%). Het SiO 2 -gehalte is dus afhankelijk van de geproduceerde legering [Siddique (2011)]. Tabel 2 geeft de fysische eigenschappen van silica fume weer. In Tabel 3 is de chemische samenstelling van enkele silica fumemonsters weergegeven. Opvallend is de geringe korrelgrootte, het grote specifiek oppervlak en het hoge SiO 2 -gehalte in vergelijking met vliegas. Tabel 2 Fysische eigenschappen silica fume [Silica Fume and Association (2005)] Eigenschap Waarde Korrelgrootte < 1μm Bulkdichtheid (as-produced) kg/m³ (slurry) kg/m³ (densified) kg/m³ Specifieke 2,22 zwaartekracht Specifiek oppervlak m²/kg Tabel 3 Chemische samenstelling van Silica Fume-monsters Titherington and Yazici (2008) Oxiden Hooton (2004) SiO 2 99,65 92,26 Al 2 O 3 0,23 0,89 Fe 2 O 3 0,07 1,97 CaO 0,31 0,49 MgO 0,04 0,96 K 2 O 0,56 1,31 Na 2 O 0,15 0,42 SO 3 0,17 0,33 Gloeiverlies 2,27 -

24 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Hydratatie en sterkteontwikkeling Net zoals vliegas is silica fume een puzzolaan. Wegens de kleine korrelgrootte en het hoge gehalte aan amorf SiO 2 is het echter veel reactiever dan vliegas. De bijdrage van silica fume tot de verandering van de microstructuur van het beton is enerzijds fysisch en anderzijds chemisch. De chemische bijdrage komt voor onder de vorm van de puzzolane reactie. De fysische bijdrage heeft betrekking op het feit dat indien ze niet reageren, de silica fumedeeltjes dienst doen als fijne vulstof waardoor een dichtere structuur verkregen wordt. In Y. Wei et al. (2012) werd onderzoek verricht naar de invloed van silica fume op de hydratatie en de puzzolane reactie. Hierin werd uitgegaan van een referentiepasta en een pasta waarbij 10% van het bindmiddel vervangen werd door silica fume. Volgende bevindingen werden gemaakt: Een versnelde hydratatie van C 3 S gedurende de eerste 24 uur werd waargenomen. De reden hiervoor wordt toegeschreven aan het feit dat aan het oppervlak van de silica fumedeeltjes Caionen geadsorbeerd worden, met een verminderde concentratie aan Ca-ionen in de poriënvloeistof tot gevolg. Hierdoor versnelt het oplossen van C 3 S. Hydratatie van C 2 S daarentegen wordt vertraagd door toevoeging van silica fume. Tussen 28 en 91 dagen ouderdom werd een verminderde hydratatie van C 3 S en C 2 S waargenomen voor de pasta s met silica fume. De oorzaak hiervan kan verklaard worden door twee fenomenen. Het eerste is een verminderde diffusie-gecontroleerde hydratatie door een densere CSH-gel rond de cementkorrels te wijten aan de puzzolane reactie. Het tweede fenomeen is een vermindering van de relatieve vochtigheid in het beton door adsorptie van water aan de door silica fume gevormde CSH-gel. De hydratatie van C 3 A verloopt sneller dan de hydratatie van C 4 AF, toevoegen van silica fume verandert deze vaststelling niet. De toevoeging van silica fume zorgde voor een versnelde hydratatie van C 3 A en C 4 AF gedurende de eerste dag. De reden hiervan blijkt dezelfde als voor de versnelde hydratatie van C 3 S gedurende de eerste 24 uur. De versnelde hydratatie van C 3 A bleef duren tot een ouderdom van 28 dagen, waarna de hydratatie zo goed als stilviel. Bij C 4 AF echter werd tussen 3 en 28 dagen ouderdom een verminderde hydratatie vastgesteld in vergelijking met de pasta s zonder silica fume. De puzzolane reactie van silica fume vangt reeds aan tijdens de eerste 24 uur na het aanmaken van het beton, een daling van het Ca(OH) 2 -gehalte werd pas waargenomen na 3 dagen. De snelheid van de puzzolane reactie ligt echter laag. Na 90 dagen was nog 33% van de oorspronkelijke hoeveelheid silica fume aanwezig in het beton. In Nochaiya et al. (2010) werd de invloed van toevoeging van silica fume aan HVFA-beton bekeken. Mengsels waarbij een deel van het cement vervangen werd door vliegas (5%, 10%, 20% en 30% uitgedrukt in gewichtsprocent bindmiddel) en silica fume (2,5%, 5% en 10% uitgedrukt in gewichtsprocent bindmiddel) werden beschouwd. Alle pasta s bezaten dezelfde W/B-factor, namelijk 0,50. De resultaten van het onderzoek zijn weergegeven in Tabel 4. Zoals eerder gesteld, vermindert de druksterkte op 28 dagen ouderdom met toenemende cementvervanging door vliegas. Uit Tabel 4 blijkt echter het positieve effect van toevoeging van silica fume. Bij mengsels met een hoog gehalte aan vliegas

25 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 8 blijkt toevoeging van 10% silica fume echter niet voldoende om de sterkte van het referentiemengsel te evenaren. Om toch een gelijke sterkte op 28 dagen ouderdom te bereiken zal een reductie van de W/Bfactor noodzakelijk zijn. Tabel 4 Druksterkte en relatieve sterkte t.o.v. PC voor pasta's op 28 dagen ouderdom [Nochaiya et al. (2010)] Mengsel Druksterkte (Mpa) Sterkte relatief t.o.v. PC (%) PC 43,2 100,00 5FA 42,9 99,31 5FA2.5SF 47,2 109,26 5FA5SF 48,2 111,57 10FA 41,5 96,06 10FA2.5SF 45,5 105,32 10FA5SF 46,2 106,94 20FA 37,5 86,81 20FA5SF 42,0 97,22 20FA10SF 43,0 99,54 30FA 33,5 77,55 30FA5SF 35,8 82,87 30FA10SF 36,5 84, Porositeit en transporteigenschappen Duurzaamheid van beton hangt nauw samen met de mogelijkheid tot indringing van gassen en vloeistoffen in het beton. Door grondige studie van de transporteigenschappen van het beton kan men dan ook inzicht krijgen in de duurzaamheidseigenschappen van beton. Belangrijke transporteigenschappen zijn onder andere porositeit, gasdoorlatendheid en waterabsorptie Porositeit Porositeit is de verhouding van het volume poriën in het beton aanwezig en het totale betonvolume. Het is een belangrijke maat voor de duurzaamheid van het mengsel. Het is namelijk doorheen de poriën dat schadelijke gassen en vloeistoffen het beton binnendringen. In verband hiermee zijn het vooral de poriën die in verbinding staan met de buitenomgeving die van belang zijn voor de duurzaamheid. Men noemt deze de open poriën. Opdat transport doorheen het beton mogelijk zou zijn, dienen de poriën met elkaar in verbinding staan. Poriën zijn een gevolg van de aanwezigheid van water tijdens de hydratatie. Een deel van dit water wordt chemisch gebonden door het cement. De hoeveelheid water die chemisch gebonden kan worden, bedraagt ongeveer 25% van de cementmassa [Taerwe en De Schutter ( )]. Chemisch gebonden water verdwijnt bij verwarming tot 1000 C. Een andere hoeveelheid gelijk aan ongeveer 15% van de cementmassa wordt gebonden als gelwater. Een deel hiervan is fysisch geadsorbeerd aan het oppervlak van de hydratatieproducten. Het andere deel, interlayer-water, vormt een mono-moleculaire waterfilm

26 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 9 die gebonden is tussen de vlakke kristallisatieproducten. Het gelwater verdampt wanneer het beton geplaatst wordt in een droogstoof bij 105 C. Ten slotte ontstaan er nog poriën doordat de hydratatieproducten kleinere volumes innemen dan de volumes water en cement die reeds gereageerd hebben. Deze holtes worden de capillaire poriën genoemd en zijn gevuld met poriënwater. Volgens Audenaert (2006) verdwijnt het poriënwater bij drogen aan 40 C ± 5 C en bij 40% ± 3% relatieve vochtigheid tot constante massa. Na 14 dagen bedraagt het relatieve massaverlies over 24 uur minder dan 0,1%, zodat de massa op dat ogenblik constant wordt beschouwd. Om de onderschatting van deze aanname tot de capillaire porositeit na te gaan werden door Audenaert (2006) proefstukken gedurende 3,5 jaar in een oven bij 40 C geplaatst. Bij droging gedurende 14 dagen bleek het massaverlies t.o.v. de beginmassa 1 à 1,1% te bedragen, na 3,5 jaar bleek dit massaverlies opgelopen te zijn tot 2,7% à 2,8%. Langdurig drogen bij lage temperaturen resulteert echter in verdamping van een deel van het gelwater [Powers (1960)], zodat bij langdurig drogen de eigenlijke capillaire porositeit overschat wordt. Ook de relatieve vochtigheid blijkt een invloed te hebben op de gemeten capillaire porositeit. Een hoge relatieve vochtigheid in de capillaire poriën kan er namelijk voor zorgen dat een deel van het fysisch gebonden water gaat condenseren als vrij water waardoor een overschatting van de capillaire porositeit bekomen wordt. De verschillende types water zijn schematisch weergegeven in onderstaande figuur, eigenschappen van de verschillende types poriën worden voorgesteld in Tabel 5. Figuur 2 Types water in verharde cementpasta [Taerwe en De Schutter( )]

27 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 10 Tabel 5 Classificatie van capillaire poriën en gelporiën [Mindess (1981)] Type diameter omschrijving beïnvloede eigenschappen Capillaire 50 nm tot 0.5 grote capillaire poriën sterkte, duurzaamheid poriën μm 10 tot 50 nm medium capillaire poriën idem + krimp bij hoge R.V. Gelporiën 2.5 tot 10 nm kleine capillaire poriën krimp tot 50% R.V. 0.5 tot 2.5 nm microporiën krimp, kruip <0.5 nm interlayer' microporiën krimp, kruip De capillaire porositeit wordt gegeven door de verhouding van het volume aan capillaire holtes dat gevuld kan worden met vloeistof en het droge betonvolume. In formulevorm wordt dit: De parameters in bovenstaande formule zijn: de met vloeistof verzadigde massa van het proefstuk m s, de droge massa na drogen aan 40 C ± 5 C en bij 40% ± 3% relatieve vochtigheid gedurende 14 dagen m d, de massadichtheid van de vloeistof w, de massadichtheid van beton beton en het volume van het proefstuk V. Het volume van het proefstuk, V, kan experimenteel bepaald worden uit de met vloeistof verzadigde massa m s en de massa het ondergedompelde proefstuk m l : Alles bij elkaar wordt de porositeit dus berekend via: Resultaten uit onderzoek van Van den Heede (2008) naar het verloop van de porositeit in functie van de ouderdom voor verschillende graden van cementvervanging zijn weergegeven in Figuur 3 en 4. Alle gebruikte samenstellingen hebben een W/B-factor van 0,4 en een bindmiddelhoeveelheid van 400 kg. De hoeveelheden cement die vervangen werden door vliegassen bedragen voor mengeling [1], [2], [3] en [4] respectievelijk 0%, 35%, 50% en 67% uitgedrukt in massaprocenten. De capillaire porositeit werd gevonden door vacuümverzadiging van proefstukken die gedurende 14 dagen in een oven van 40 5 C geplaatst waren. Voor de bepaling van de totale porositeit werden de proefstukken vooraf bij 105 C gedroogd tot constante massa. Het verschil tussen de totale en de capillaire porositeit is de gelporositeit.

28 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 11 Van den Heede (2008) besloot het volgende: De totale en capillaire porositeit van mengsels zonder vliegas kent een constant verloop in functie van de ouderdom. Dit wordt verklaard doordat naast de hydratatie van het cement geen secundaire reacties optreden. De capillaire porositeit van mengsels [2] en [3] daalt met toenemende ouderdom. Deze daling is waarschijnlijk toe te schrijven aan het optreden van de puzzolane reactie. Mengsels met hoge gehaltes vliegas zoals [4] vertonen een quasi constant verloop van alle porositeiten in functie van de ouderdom. Dit komt waarschijnlijk omdat er te weinig cement aanwezig is om voldoende Ca(OH) 2 te produceren voor de puzzolane reactie. De mengsels met vliegas ([2], [3] en [4]) vertonen een grotere porositeit dan het mengsel zonder vliegas ([1]).Dit is te verklaren door het feit dat wanneer een groot deel van het cement vervangen is door vliegas, meer vrij water overblijft wanneer eenzelfde W/B-factor gehanteerd wordt.

29 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 12 Figuur 3 Capillaire porositeit van [1] C(I)100FA0W40, [2] C(I)65FA(2)35W40, [3] C(I)50FA(2)50W40 en [4] C(I)33FA(2)67W40 in functie van de ouderdom [Van den Heede (2008)] Figuur 4 Totale porositeit van [1] C(I)100FA0W40, [2] C(I)65FA(2)35W40, [3] C(I)50FA(2)50W40 en [4] C(I)33FA(2)67W40 in functie van de ouderdom [Van den Heede (2008)]

30 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 13 Invloed van silica fume In Barbhuiya et al. (2009) werd de invloed van toevoeging van silica fume op het poriënvolume bestudeerd. Hiertoe werden mengsels met een vliegasgehalte uitgedrukt in massaprocent bindmiddel van 30% en 50% en met een W/B-factor van respectievelijk 0,35 en 0,30 bekeken. Om de invloed van silica fume na te gaan werd aan deze mengsels een hoeveelheid silica fume, uitgedrukt in massaprocent van het cementgehalte, van 5% toegevoegd. Met behulp van de Mercury Intrusion Porosimetry (MIP) werd het poriënvolume bepaald na 3, 7 en 28 dagen. Hoewel MIP niet de totale porositeit weergeeft, het kwik kan de fijnste poriën namelijk niet binnendringen, zijn de resultaten een indicator voor de invloed van silica fume op de poriënstructuur. Ze zijn weergegeven in onderstaande figuren. Uit de resultaten blijkt toevoeging van silica fume een daling van de porositeit teweeg te brengen. Dit is zoals reeds aangehaald te danken aan de vroeg optredende puzzolane reactie in vergelijking met vliegas en de tussenkomst van silica fume als fijne vulstof. De stijgende porositeit bij toenemende ouderdom zoals geobserveerd in Figuur 6 kon niet worden verklaard door Barbhuiya et al. (2009). Figuur 5 Verloop poriënvolume voor een vliegasgehalte van 30%

31 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Waterabsorptie Figuur 6 Verloop poriënvolume voor een vliegasgehalte van 50% De capillaire absorptie wordt bepaald door een proefstuk aan één zijde in contact te brengen met een vloeistof. In praktijk komt deze situatie bijvoorbeeld voor wanneer de grond rond gebouwen slecht gedraineerd is. De hoeveelheid geabsorbeerde vloeistof wordt bepaald door weging. De verzadigingsgraad speelt een grote rol in waterabsorptie [Martys & Ferraris (1997)]. Van den Heede et al (2010) bestudeerden voor verschillende mengsels de capillaire waterabsorptie per eenheidsoppervlakte na 14 dagen onderdompeling, na achtereenvolgens droging bij 40 C (w 40 C ) en droging bij 105 C (w 105 C). Een goede lineaire correlatie (R²=0,80) werd gevonden tussen w 40 C en w 105 C. Hieruit kan men afleiden dat het gerechtvaardigd is even droge mengsels met elkaar te vergelijken na droging bij 105 C [Van den Heede et al (2010)]. Er kan aangetoond worden dat de totale hoeveelheid vloeistof geabsorbeerd in tijd t gelijk is aan [Audenaert (2006)]: Hierin is S de opslorpingscoëfficiënt uitgedrukt in kg/m²s 1/2 of mm/s 1/2. In het eerste geval is w de massatoename per oppervlakte-eenheid, in het andere geval is w de gemiddeld stijghoogte. In Martys & Ferraris (1997) werd het verloop van de opslorping in de tijd bekeken. Uit de experimentele gegevens, uitgezet als volume opgeslorpt water per oppervlakte blootgesteld aan het water in functie van de wortel van de tijd, werd een verloop bekomen als in Figuur 7. Een verminderde opslorping werd vastgesteld voor perioden groter dan 1 dag. Als oorzaken voor deze verminderde opslorping worden voorgesteld: Naarmate het water de poriënstructuur binnendringt, worden de poriën steeds kleiner, wat de opslorping vertraagt.

32 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 15 Het contactvlak lucht-water bereikt een stabiele of metastabiele toestand. Figuur 7 Karakteristiek verloop wateropslorping in functie van tijd [Martys & Ferraris (1996)] Audenaert (2006) vond eenzelfde verloop van de wateropslorping in functie van de wortel van de tijd. Ze stelt dat de curven bestaan uit een snel stijgend gedeelte en vervolgens een veel trager stijgend gedeelte. De richtingscoëfficiënt van het snelstijgend gedeelte, dat de eerste 6 uur van de proef omvat, wordt de initiële opslorpingscoëfficiënt genoemd, deze van het traag stijgende gedeelte de secundaire opslorpingscoëfficiënt. Onderzoek naar de invloed van gedeeltelijke cementvervanging door vliegas werd gevoerd in Van den Heede et al (2010). Er werd gevonden dat mengsels met enkel cement een lagere capillaire wateropslorping hebben dan mengsels met eenzelfde bindmiddelhoeveelheid waarbij een gedeelte van het cement vervangen werd door vliegas. Een lineair verband (R²=0,82) werd gevonden tussen de totale porositeit, bepaald na droging bij 105 C, en w 105 C, de totale wateropslorping na 14 dagen onderdompeling en voorafgaand drogen bij 105 C Gasdoorlatendheid Voor het transport van gassen doorheen beton zijn twee mechanismen te onderscheiden: gasdoorlatendheid en diffusie. Bij dampdiffusie diffunderen moleculen van een welbepaald gas doorheen een ander gas. Experimenteel wordt dit fenomeen bestudeerd voor de diffusie van waterdamp door lucht. Volgens Audenaert (2006) is het fenomeen van dampdiffusie in de praktijk, op enkele uitzonderingen na, enkel van belang in het geval zich, aan beide zijden van het beton, lucht met verschillende relatieve vochtigheid bevindt. Het verschil in concentratie aan waterdamp zorgt voor een

33 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 16 gradiënt die de waterdamp van de lucht met hoge relatieve vochtigheid naar de lucht met lage relatieve vochtigheid brengt. In het kader van deze masterproef wordt enkel de gasdoorlatendheid van verschillende betonmengsels bekeken. Gasdoorlatendheid is een maat voor het gastransport door een drukgradiënt. In de praktijk komt dit voor onder de vorm van de doordringing in het beton van zuurstof- en koolstofdioxidegas onder invloed van de winddruk. De gasdoorlatendheid wordt theoretisch afgeleid uitgaande van de wet van Darcy voor stationaire laminaire viskeuze stroming doorheen een verzadigd poreus medium: Met: Q het debiet [m³/s] A het doorstromingsoppervlak loodrecht op L [m²] K hydraulische conductiviteit [m/s] h het potentiaalverschil [m] L de doorstromingslengte [m] In Boel (2006) wordt hieruit de schijnbare gaspermeabiliteit k a afgeleid. Het resultaat van deze afleiding is volgende uitdrukking, ook wel de formule van Hagen-Poiseuille voor stationaire laminaire stroming van een samendrukbare vloeistof doorheen een poreus medium: Met: k a de schijnbare gaspermeabiliteit [m²] Q het debiet [m³/s] μ de dynamische viscositeit (=2, Nsm -2 voor O 2 bij 20 C) L de doorstromingslengte van het proefstuk [m] A het doorstromingsoppervlak loodrecht op L [m²] P 1 de stroomopwaartse druk [Pa] P 2 de stroomneerwaartse druk [Pa] In Abbas et al. (1999) werd onderzoek gevoerd naar de invloed van de verzadigingsgraad van een proefstuk en de opgelegde gasdruk op de gasdoorlatendheid. In het werk wordt de schijnbare gasdoorlatendheid gedefinieerd als:

34 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 17 Met: k int de intrinsieke doorlatendheidscoëfficiënt, voorgesteld door Klinkenberg P m de gemiddelde druk, gemiddelde van P 1 en P 2 een constante die een maat is voor het aandeel van de niet-viskeuze stroming K int is onafhankelijk van de opgelegde gasdrukken, en is dus een karakteristieke maat van het poreuze netwerk alleen. De waarde van zowel de intrinsieke doorlatendheidscoëfficiënt (k int ) als de constante wordt gevonden door de schijnbare gasdoorlatendheid te meten voor verschillende drukken en deze waarden uit te zetten in functie van de inverse van de gemiddelde druk. Na toepassing van een lineaire regressieanalyse wordt de richtingscoëfficiënt van de recht gelijkgesteld aan k int en is het snijpunt van de rechte met de y-as gelijk aan k int. Tijdens de proeven werd de gasdoorlatendheid van OPC-mengsels gemeten met behulp van de CEMBUREAU permeameter, volgens een voorgeschreven procedure. Voor de invloed van de druk te bestuderen werd bij constante verzadigingsgraad de schijnbare doorlatendheid gemeten voor verschillende drukken. Om de invloed van de verzadigingsgraad na te gaan werd de schijnbare gasdoorlatendheid gemeten bij variërende verzadigingsgraad. Dit werd bekomen door de proefstukken tussen opeenvolgende metingen te drogen in een oven bij 50 C. Resultaten van de metingen zijn weergegeven in onderstaande figuren [Abbas et al. (1999)]. Men stelt dus vast dat de gasdoorlatendheid daalt met stijgende gasdruk. Wanneer de gemiddelde gasdruk naar oneindig nadert, verdwijnt het aandeel van de niet-viskeuze stroming. Ook blijkt de verzadigingsgraad een grote invloed te hebben op de schijnbare gasdoorlatendheid: de doorlatendheid van een nagenoeg volledig verzadigd proefstuk blijkt een factor 100 lager te zijn dan deze van een zo goed als droog proefstuk. De invloed van de verzadigingsgraad neemt toe naarmate ze lager wordt. Dit is te verklaren door het feit bij het begin van de droging de luchtholten nog maar weinig met elkaar verbonden zijn. Naargelang de droging toeneemt, zullen steeds meer luchtholten met elkaar verbonden worden en op die manier als stroompad voor het percolerend gas fungeren.

35 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 18 Figuur 8 Invloed van de gemiddelde druk, Pm, op de schijnbare gasdoorlatendheid [Abbas et al. (1999)] Figuur 9 Invloed van verzadigingsgraad op de schijnbare gasdoorlatendheid [Abbas et al. (1999)] Invloed van silica fume In Khan & Lynsdale (2002) werd onderzoek gedaan naar de optimale samenstelling voor beton met cement, vliegas en silica fume met betrekking tot permeabiliteit. Cementvervanging door vliegas tot 40% (0%, 20%, 30% en 40%) en silica fume tot 15% (0%, 5%, 10% en 15%) uitgedrukt in massaprocent werd bestudeerd. Op basis van de resultaten van de schijnbare gasdoorlatendheid werden m.b.v. de statistische software Minitab [Ryan (1994)] isoresponsiecurven opgesteld, deze curven zijn voorgesteld in Figuur 10. Hierop is te zien dat de gasdoorlatendheid afneemt naarmate de leeftijd van het beton toeneemt. Ook merken we een lichte daling van de gasdoorlatendheid met toenemend vliegasgehalte. De invloed van het silica fumegehalte is echter groter. Een reductie van de gasdoorlatendheid met

36 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 19 toenemend silica fumegehalte tot een gehalte van 10% werd waargenomen. Dit komt overeen met de invloed van silica fume op het poriënsysteem, zoals eerder gesteld. Hogere gehaltes aan silica fume verminderen het positief effect op de gasdoorlatendheid. Uit de resultaten blijkt een gehalte aan silica fume tussen 8 en 12% optimaal te zijn met betrekking tot de gasdoorlatendheid. Figuur 10 Gasdoorlatendheid (x m²) van beton op verschillende leeftijd, W/B 0,27 [Khan & Lynsdale (2002)] 2.4 Carbonatatie en chloride-indringing Passivatie van betonstaal Roesten van staal treedt op wanneer het ijzer reageert met zuurstof in aanwezigheid van water. Het gevormde roest, gehydrateerd ijzeroxide, neemt een groter volume in dan het oorspronkelijke ijzer, waardoor het omringende materiaal uit elkaar gedrukt wordt en scheuren ontstaan. Aangezien roest daarenboven water- en luchtdoorlatend is, zal de corrosiesnelheid dus toenemen naarmate de corrosie vordert. Deze corrosie zal voortschrijden tot de staaldoorsnede zodanig gereduceerd is dat instabiliteit van de constructie optreedt. Het proces van corrosie kan gesplitst worden in drie stappen: De vorming van ijzer(ii)-ionen uit het staal De vorming van hydroxylgroepionen

37 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 20 Hun reactie met toevoeging van zuurstof Het elektrochemisch roestproces begint wanneer het staal in contact komt met water. Op dat moment zal een hoeveelheid van de ijzeratomen als ijzerionen in oplossing gaan. Hierdoor krijgt het betonstaal een negatieve lading. Het betonstaal fungeert dan als anode die de positief geladen ijzerionen terug aantrekt. Er ontstaat een evenwichtsituatie waarbij de hoeveelheid ijzeratomen die in oplossing gaan gelijk is aan de hoeveelheid ijzerionen die terug neerslaat op het staal. De evenwichtsreactie wordt gegeven door: In de evenwichtstoestand heeft het ijzer ten opzichte van de vloeistof een bepaalde potentiaal, de elektrodepotentiaal. Een verandering van de potentiaal door een externe invloed leidt dat het evenwicht naar rechts of links kantelt en dus respectievelijk meer of minder ijzerionen in oplossing gaan. In een tweede stap worden zuurstof en water gereduceerd door de elektronen uit het staal, waarbij hydroxylionen gevormd worden. Deze evenwichtsreactie wordt gegeven door: In de laatste fase reageren de ijzerionen met de hydroxylionen tot ijzerhydroxide dat vervolgens neerslaat. De nettoreactie is dan: Het corrosieproces wordt sterk beïnvloed door de zuurtegraad van het water waarmee het staal in contact staat en de ingestelde potentiaal. Een Pourbaixdiagram toont de gevoeligheid van een metaal voor corrosie. In zo een diagram kan men drie gebieden onderscheiden, namelijk het corrosiegebied waarin het metaaloppervlak corrodeert, het passieve gebied waar passivatie van het metaal optreedt en het immune gebied, waar het metaal niet reageert. Bij passivatie wordt een deklaag op het metaaloppervlak aangebracht waardoor het in oplossing gaan van ijzerionen bemoeilijkt of helemaal verhinderd wordt. Sommige ijzeroxiden, zoals hematiet (Fe 2 O 3 ) en magnetiet (Fe 3 O 4 ), die na de oxidering van de neergeslagen ijzerhydroxide gevormd worden, kunnen dienst doen als passiveringslaag. Figuur 11 geeft het Pourbaixdiagram van ijzer weer. Het poriënwater, aanwezig in het beton, heeft normaal gezien een hogere ph dan het vocht, bijvoorbeeld regenwater, dat in andere gevallen voor corrosie zorgt. Dit is een gevolg van de Ca(OH) 2 die gevormd wordt tijdens de hydratatie van het cement. Zoals eerder gesteld lost Ca(OH) 2 makkelijk op in water:

38 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 21 Hierbij staan (s) en (aq) respectievelijk voor vaste toestand en opgeloste toestand. De aanwezigheid van de hydroxylionen in het poriënwater zorgt voor een hoge ph-waarde. In L. Li et al.(1999) wordt gesproken van een ph-waarde van het poriënwater van 13,4. Uit Figuur 11 is af te leiden dat men voor hoge ph-waarden overwegend in het passieve of immune gebied zit, wat dan ook de reden is waarom betonstaal normaalgezien amper corrodeert. Figuur 11 Pourbiaxdiagram voor ijzer Toch kan de samenstelling van het poriënwater wijzigen door invloed van externe factoren, waardoor toch corrosie van het betonstaal optreedt. Deze externe factoren zijn het binnendringen van CO 2 uit de lucht of chloriden uit zeewater of dooizouten. In het eerste geval spreekt men over carbonatatiegeïnitieerde corrosie en treedt de wapeningscorrosie min of meer gelijkmatig op. In het laatste geval over chloridegeïnitieerde corrosie, meestal onder de vorm van putcorrosie dat door zijn gelokaliseerd karakter ernstigere gevolgen kan hebben [Audenaert (2006)]. Samengevat kan men dus stellen dat corrosie van het wapeningsstaal enkel mogelijk is als aan volgende voorwaarden voldaan is: Aanwezigheid van zuurstof Aanwezigheid van water Depassivatie van het staal door indringing van CO 2 of chloriden

39 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Carbonatatie Het proces van carbonatatiegeïnitieerde corrosie is te wijten aan het binnendringen van CO 2 uit de lucht in het poreuze beton, waar het oplost in de poriënvloeistof. De reacties worden gegeven door: Vervolgens reageert de opgeloste CO 2 met de in het poriënwater opgeloste Ca(OH) 2 volgens: Hierin staan (aq), (s) en (g) respectievelijk voor vaste toestand, opgeloste toestand en gasvormige toestand. Tijdens de reactie worden de hydroxylionen uit de poriënoplossing weggereageerd, waardoor de phwaarde van de poriënvloeistof zal dalen. Op Figuur 11 is te zien dat wanneer de ph daalt onder 9, depassivatie van het wapeningsstaal zal optreden. Het gevormde CaCO 3 is weinig oplosbaar en zal neerslaan in de poriën waardoor de CO 2 -indringing zal afnemen in de tijd. Twee belangrijke factoren die een invloed hebben op de carbonatatiesnelheid zijn: 1. Gasdoorlatendheid: deze is afhankelijk van de porositeit en de verzadigingsgraad van het betonelement. 2. Hoeveelheid carbonateerbaar materiaal: naarmate er meer materiaal aanwezig is om de CO 2 te binden, zal het carbonatatiefront minder snel propageren. Onder carbonateerbaar materiaal wordt naast Ca(OH) 2 ook CSH en ongehydrateerd C 3 S en C 2 S verstaan. Een maat voor de carbonatatiesnelheid is de carbonatatiecoëfficiënt. Deze wordt theoretisch afgeleid uitgaande van de eerst wet van Fick. Deze wet beschrijft de diffusie van een bepaalde stof onder een invloed van een concentratiegradiënt over een bepaalde afstand. De snelheid waarmee de CO 2 - moleculen bewegen doorheen een oppervlakte-eenheid, J [mol/m²s], wordt gegeven door: Met c de CO 2 -concentratie [mol/m³], x de afstand [m] en D de diffusiecoëfficiënt [m²/s]. In een nietstationair regime verandert de concentratie in functie van de tijd. Deze verandering wordt beschreven door de tweede wet van Fick: Rekening houdend met de rand- en beginvoorwaarde: c=c 0 voor x=0 en t>0

40 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 23 c=0 voor x>0 en t=0 wordt de tweede vergelijking van Fick opgelost tot: Bij deze theoretische benadering is enkel rekening gehouden met de diffusie van de CO 2 -moleculen en niet met reactie ervan met het beton. Rekening houdend met de reactie tussen het beton en de CO 2 - moleculen en aannemend dat over het CO 2 -front een constante concentratiegradiënt is in de tijd, leidde Audenaert (2006) volgende betrekking af voor de carbonatatiediepte in functie van de tijd: Met c 1 en c 2 respectievelijk de CO 2 -concentraties respectievelijk aan het betonoppervlak en voorbij het carbonatatiefront [mol/m³], a de hoeveelheid reagerende hydratatieproducten per volume-eenheid beton [mol/m³] en A de carbonatatiecoëfficiënt die constant in de tijd ondersteld wordt. In Audenaert (2006) worden verschillende factoren beschreven die invloed hebben op het carbonatatieproces. Deze zijn: Nabehandeling: een correcte nabehandeling zorgt ervoor dat de buitenste lagen minder snel uitdrogen, waardoor deze beter zullen hydrateren. Hierdoor ontstaat een minder poreuze poriënstructuur, wat de diffusie van de CO 2 -moleculen doorheen het beton bemoeilijkt. CO 2 -concentratie: de invloed van de CO 2 -concentratie op de carbonatatiecoëfficiënt wordt gegeven door onderstaande betrekking: Aan de hand hiervan kan men een carbonatatiecoëfficiënt bepaald in proefomstandigheden volgens een versnelde carbonatatieproef omrekenen naar de equivalente coëfficiënt bij de werkelijke omstandigheden. Op deze betrekking is echter in bepaalde gevallen kritiek. Dit wordt besproken in de paragraaf Materiaal en methoden. Temperatuur: wegens het feit dat diffusie onder meer het gevolg is van de thermische energie van de moleculen, zal de diffusiviteit stijgen bij toenemende temperatuur. Uit de literatuur blijkt echter dat deze temperatuursafhankelijkheid miniem is. Aanwezigheid van beschadigingen of scheuren: ter plaatse van beschadigingen zal het carbonatatiefront plaatselijk sneller propageren, waardoor een hogere carbonatatiediepte wordt verkregen dan bij niet beschadigde locaties. Relatieve vochtigheid: als nodige voorwaarden voor carbonatatie gelden enerzijds dat er voldoende water aanwezig dient te zijn in de poriën voor het oplossen van de Ca(OH) 2 en

41 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 24 anderzijds dat de verzadigingsgraad voldoende laag dient te liggen om het diffunderen van de CO 2 -moleculen niet te beletten. Een relatieve vochtigheid van ongeveer 50% tot 70% wordt aanzien als de situatie waarbij carbonatatie het meest te vrezen valt. In de praktijk zal carbonatatiegeïnitieerde corrosie zich voordoen in situaties waarbij het beton afwisselend nat en droog is. Gebruik van hulpstoffen: hulpstoffen als (super)plastificeerders verbeteren de verwerkbaarheid van het beton, wat bijdraagt tot een betere verdichting en dus dichtere poriënstructuur. Hierdoor wordt de carbonatatiesnelheid gereduceerd. In L. Jiang et al. (2000) wordt een mathematisch model beschreven die de carbonatatiediepte voor HVFA-beton geeft in functie van verschillende parameters: Met x de carbonatatiediepte [mm], RH de relatieve vochtigheid [\], C 0 de CO 2 -concentratie [%], C de cementhoeveelheid [kg/m³], α de hydratatiegraad van het cement, n een parameter gerelateerd aan de poriënstructuur, k een coëfficiënt in verband met de reactiviteit met betrekking tot carbonatatie en de effectieve water/bindmiddelfactor. Deze laatste twee worden gegeven door: Met de hydratatiegraad van het vliegas en k gegeven door: Verder is W de hoeveelheid water [kg/m³], C de hoeveelheid cement [kg/m³], F de hoeveelheid vliegas [kg/m³], m fa de hoeveelheid Al 2 O 3 in het vliegas [massa%], m de aanwezige hoeveelheid vliegas [massa%] en M de maximale hoeveelheid vliegas, in massaprocent van het cementgehalte, die kan gehydrateerd worden: Met C 1, S 1, A 1, F 1 en respectievelijk de hoeveelheid CaO, SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3 en SO 3 in het cement en C 2, S 2, A 2, F 2 en respectievelijk de hoeveelheid CaO, SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3 en SO 3 in het vliegas. Invloed van silica fume Bij hoog-volume vliegasbeton is een groot deel van het cement vervangen door vliegas dat slechts een geringe hoeveelheid CaO bevat. Hierdoor wordt bij de hydratatie niet veel Ca(OH) 2 gevormd. Daarenboven wordt bij de puzzolane reactie een deel van de Ca(OH) 2 die gevormd werd bij de hydratatie

42 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 25 van het portlandcement opgebruikt. Bovendien wordt bij HVFA-beton een hogere doorlatendheid vastgesteld op jonge leeftijd. Hieruit kunnen we afleiden dat carbonatatiesnelheid bij HVFA-beton hoger zal liggen dan bij traditioneel beton met eenzelfde bindmiddelhoeveelheid. In Khan & Lynsdale (2002) werd onderzoek verricht naar de weerstand tegen carbonatatie voor beton met vliegas en silica fume en een W/B-factor van 0,27. Hiervoor werden proefstukken gestockeerd in een ruimte bij 20±3 C, 65±5% relatieve vochtigheid en normale atmosferische omstandigheden. Op een leeftijd van 2 jaar werden de proefstukken gespleten, behandeld met fenolftaleïne en m.b.v. microscopisch onderzoek werd de carbonatatiediepte opgemeten. De resultaten van het onderzoek zijn weergegeven in onderstaande figuren. Hierop is te zien dat de carbonatatiediepte toeneemt met stijgend vliegasgehalte, voor iedere stijging van het vliegasgehalte met 10% stijgt de carbonatatiediepte met ongeveer 0,3mm. Toevoeging van silica fume bleek geen significante invloed te hebben op de weerstand tegen carbonatatie. Figuur 12 Carbonatatiediepte voor beton op een leeftijd van 2 jaar, W/B 0,27 [Khan & Lynsdale (2002)] Figuur 13 Invloed van vliegas en silica fume op carbonatatiediepte op een leeftijd van 2 jaar, W/B 0,27 [Khan & Lynsdale (2002)] In Kulakowski et al. (2009) werd onderzoek verricht naar de weerstand tegen carbonatatie voor beton met verschillende gehaltes silica fume en verschillende waarden voor de W/B-factor. Op een ouderdom van 28 dagen werden de proefstukken in een carbonatatiekamer met een CO 2 -concentratie van 5% geplaatst. Uit de resultaten van de experimenten werd een formule opgesteld die de carbonatatiediepte geeft in functie van de genoemde variabelen en de blootstellingstijd. De formule luidt: Met wb de W/B-factor, sf het gehalte silica fume en de blootstellingstijd uitgedrukt in dagen. Resultaten van de metingen en bovenstaande formule zijn uitgezet in Figuur 14. Hieruit blijkt, in overeenstemming met resultaten in Khan & Lynsdale (2002), toevoeging van silica fume geen significante invloed te hebben voor lage W/B-factoren. Voor W/B-factoren groter dan 0,45 à 0,50 neemt de carbonatatiediepte progressief toe en blijkt de invloed van silica fume op de carbonatatiediepte wel te bestaan en negatief te zijn. W/B-factoren van die grootte komen echter weinig voor in de praktijk. Samengevat wordt het carbonatatieproces bepaald door de porositeit, afhankelijk van de W/B-factor, en wordt het negatief effect te wijten aan toevoeging van silica fume waargenomen wanneer de W/B-factor een grenswaarde

43 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 26 overschrijdt. Om de invloed van de toevoeging van silica fume op carbonatatiegeïnitieerde corrosie na te gaan werden proefstukken geplaatst in een carbonatatiekamer met een CO 2 -concentratie van meer dan 50% en werd de corrosiesnelheid opgemeten d.m.v. de polarisatietechniek. Resultaten van de uiteindelijke variatie in de corrosie-intensiteit zijn weergegeven in Figuur 15. Hieruit kunnen we opmaken dat mengsels met toevoeging van 10% silica fume eenzelfde gedrag vertonen met betrekking tot carbonatatiegeïnitieerde corrosie als het referentiemengsel. Toevoeging van lagere gehaltes silica fume blijkt een positief effect te hebben op de weerstand tegen carbonatatiegeïnitieerde corrosie, ook al werd bij deze mengsels een grotere carbonatatiediepte vastgesteld. Dit is te verklaren door het feit dat de verlaagde alkaliniteit ten gevolge van de puzzolane reactie gecompenseerd wordt door de verlaagde porositeit. Bij toevoeging van hogere gehaltes aan silica fume blijkt deze verlaging van porositeit niet meer in staat te compenseren voor de verlaagde alkaliniteit wat resulteert in een verlaagde weerstand tegen carbonatatiegeïnitieerde corrosie. Figuur 14 Carbonatatiediepte na 126 dagen in functie van W/B-factor en silica fume-gehalte [Kulakowski et al. (2009)]

44 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 27 Figuur 15 Variatie van de intensiteit van carbonatatiegeïnitieerde corrosie [Kulakowski et al. (2009)] Chloride-indringing Chloridegeïnitieerde corrosie treedt op wanneer de chlorideconcentratie ter hoogte van de wapening een bepaalde waarde bereikt. Deze waarde wordt het kritisch chloridegehalte (CTL, Critical Threshold Level) genoemd. De chloriden zijn meestal afkomstig van zeewater of dooizouten. Wanneer het CTL bereikt wordt ter hoogte van de wapeningslaag zal de passiveringslaag aangetast worden. Dit is te wijten aan de goede oplosbaarheid van ijzerchloride. Wanneer plaatselijk de passiveringslaag volledig verloren gaat, kan het corrosieproces starten. Bij de bepaling van het chloridegehalte kan men een onderscheid maken tussen vrije en gebonden chloriden. De vrije chloriden zijn opgelost in het poriënwater, terwijl de gebonden chloriden een binding aangegaan zijn met de cementmatrix. Oorspronkelijk ging men er van uit dat enkel de vrije chloriden bijdragen tot het corrosieproces. Aangezien de gebonden chloriden echter vrij kunnen komen wanneer de ph-waarde van het poriënwater daalt, is men hierop teruggekomen. In de literatuur vindt men voor het CTL uiteenlopende waarden. In Fib Bulletin 34 (2006) wordt een waarde van 0,6 wt.%/binder voorgeschreven. Volgens Duracrete (2000) ligt deze waarde voor permanent ondergedompelde structuren in OPC echter tussen 1,6 en 2,1 wt.%/cement. Om tot een goede levensduurvoorspelling te komen, dient dus voor ieder mengsel specifiek het CTL bepaald te worden. Hiertoe dient het moment van corrosie-initiatie gekend te zijn. Dit kan bepaald worden via een macrocell, een half-cell of het opvolgen van de corrosiesnelheid met behulp van de polarisatietechniek of de AC impedantie-methode. Van zodra corrosie-initiatie wordt vastgesteld, wordt het chlorideprofiel bepaald. Hiertoe wordt via profile grinding betonpoeder op verschillende dieptes verzameld. Het vrije chloridegehalte en totale chloridegehalte wordt hieruit bepaald door middel van titraties. Verschillende factoren beïnvloeden de waarden van het CTL. Ann & Song (2007) vermelden de volgende:

45 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 28 - chloride binding - buffercapaciteit - staal-beton interface - cementvervanging - andere factoren Chloride binding De aluminaten C 3 A en C 4 AF zijn in staat chloriden te binden. Hierbij nemen ze respectievelijk volgende vormen aan: 3CaO.Al 2 O 3.CaCl 2.10H 2 O en 3CaO.Fe 2 O 3.CaCl 2.10H 2 O. De invloed van de bindingscapaciteit op het kritisch chloridegehalte is echter nog onzeker. Afhankelijk van de methode ter voorspelling van corrosie-initiatie worden verschillende resultaten bekomen. Men weet echter wel dat door het binden van chloriden het chloridetransport doorheen het beton afneemt waardoor de corrosiesnelheid daalt. Buffercapaciteit Met de buffercapaciteit wordt de weerstand van de cementmatrix bedoeld tegen een daling van de phwaarde. Met een daling van de ph-waarde gaat een oplossing van hydratatieproducten en dus het vrij komen van gebonden elektronen gepaard. Staal-beton interface Onderzoek door Glass et al. (2001) toonde aan dat de interface tussen het staal en het beton grotendeels bestaat uit Ca(OH) 2 en luchtholten, zoals te zien is op Figuur 16. Ter hoogte van de luchtholten in de interface start corrosie aangezien de elektrochemische reacties hier makkelijker tot stand komen dan ter hoogte van de cementmatrix. Deze porositeiten hebben een significant effect op het kritisch chloridegehalte te wijten aan de afwezigheid van hydratatieproducten die weerstand bieden tegen een ph-daling. In Figuur 17 is het verband tussen het luchtgehalte ter hoogte van de staal-beton interface en het kritisch chloridegehalte weergegeven. Figuur 16 Staal-beton interface [K.Y. Ann (2005)]

46 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 29 Figuur 17 Relatie tussen luchtgehalte ter hoogte van staal-beton interface en het kritisch chloridegehalte [K.Y. Ann (2005)] Cementvervanging Over het effect van de vervanging van cement door vliegas op het kritische chloridegehalte bestaat nog grote onzekerheid. Figuur 18 geeft de resultaten weer van onderzoek door Thomas et al. (1996), Oh et al. (2003) en Breit & Schiessl (1997). Onderzoek door deze laatsten wees op een stijging van het kritisch chloridengehalte bij stijgend vliegasgehalte in tegenstelling tot de resultaten van de overige twee onderzoeken. Een verschil in de oorsprong van de chloriden, Breit & Schiessl introduceerden de chloriden via het mengwater tegenover een uitwendige bron van chloriden bij Thomas et al. en Oh et al., en in de methode ter bepaling van corrosie-initiatie zou aan de oorsprong kunnen liggen van deze tegenstrijdigheid. Hoewel over het effect van cementvervanging op het kritisch chloridegehalte nog geen eensgezindheid bestaat, komt men tot de vaststelling dat de weerstand tegen chloridegeïnitieerde corrosie verbetert door toevoeging van vliegas. Een vermindering van het chloridetransport door verdichting van de poriënstructuur ligt aan de basis van de toenemende tijd tot corrosie-initiatie.

47 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 30 Figuur 18 CTL van vliegasbeton met interne en externe chloridebron [Ann & Song (2007)] Andere factoren Andere factoren die het kritisch chloridegehalte beïnvloeden zijn de temperatuur, verzadigingsgraad en de identiteit van het kation. Volgens Hussain et al. (1995) levert een verhoging van de blootstellingstemperatuur van 20 C naar 70 C een vermindering van het kritisch chloridegehalte tot een vijfde van de oorspronkelijke waarde. De verzadigingsgraad beïnvloedt de mobiliteit van de chlorideionen, de potentiaal van de omgeving en de chlorideconcentratie in de poriënvloeistof [Ann & Song (2007)]. Het CTL blijkt te dalen met stijgende verzadigingsgraad [Pettersson (1993)]. Afhankelijk van de valentie van het kation wordt een andere waarde voor het CTL gevonden. Zo vond L. Jiang et al. (2012) voor de zouten MgCl 2 en CaCl 2 een kritische verhouding Cl - /OH - van respectievelijk 2,52 en 2,00 tegenover 0,81 en 0,83 voor respectievelijk NaCl en KCl. Deze waarden werden gevonden door metingen in een cement extract, bekomen door oplossing van 20 gram cementpoeder in 2 liter gedestilleerd water. Invloed van silica fume Het effect van vervanging van een bepaald gehalte cement door silica fume werd onderzocht in Shekarchi et al. (2009). Hierbij werden mengsels met variërend silica fumegehalte (0-12,5% uitdgedrukt in massapercent van het bindmiddelgehalte) en W/B-factor (0,35-0,50) beproefd. Hiertoe werden de proefstukken, na 28 dagen optimale nabehandeling in met Ca(OH) 2 verzadigd water, onderworpen aan de blootstellingscondities van de Perzisch Golf. Deze condities worden gekenmerkt door hoge temperaturen, grote verdampingssnelheid en dus hoog zoutgehalte van het water. Op een ouderdom van 3, 9 en 36 maand werd de chloridediffusiecoëfficiënt van de proefstukken bepaald. De resultaten van de metingen zijn weergegeven in onderstaande figuur. Uit de figuur is op te maken dat bij vervanging door 5% silica fume de diffusiecoëfficiënt daalt met meer dan 50% ten opzichte van het geval

48 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 31 zonder silica fume. Bij verdere verhoging van het silica fume-gehalte is een verdere daling minder waarneembaar. Uit het onderzoek blijkt een economisch optimaal silica fumegehalte van 7,5% te bestaan. Ook is te zien dat de variatie van de diffusiecoëfficiënt in de tijd meer significant is bij hoge W/B-factoren dan bij lage. Om het verloop van de diffusiecoëfficiënt in de tijd te berekenen werd volgend verband opgesteld: Met D(t) de diffusiecoëfficiënt op tijdstip t, D ref de diffusiecoëffciënt op tijdstip t ref en α een exponent die de invloed van de ouderdom in rekening brengt. Een afname van α werd vastgesteld met stijgend silica fume-gehalte.

49 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 32 Figuur 19 Evolutie van de diffusiecoëfficiënt voor verschillende silica fume-gehaltes op een ouderdom van 3, 9 en 36 maand en W/B-factor van 0.35, 0.40, 0.45 en 0.50 [Shekarchi et al. (2009)] 2.5 Vorst/dooibestandheid met dooizouten In koude klimaten en tijdens wintermaanden wordt beroep gedaan op dooizouten om de wegen ijsvrij te houden. Dit gebruik van dooizouten ligt aan de basis van het fenomeen salt scaling, waarbij het betonoppervlak aangetast wordt door het aanvriezen van een zoutoplossing. De aantasting komt voor onder de vorm van het loskomen van het bindmiddel en de fijne granulaten waarbij de grove granulaten zichtbaar komen te zitten. In Valenza & Scherer (2007) worden volgende karakteristieken van salt scaling gegeven: Salt scaling bestaat uit een progressief verwijderen van kleine stukken bindmiddel. De pessimum concentratie van de oplossing bedraagt 3%, onafhankelijk van de opgeloste stof. Wanneer geen oplossing aanwezig is op het oppervlak treedt er geen salt scaling op. Boven een temperatuur van -10 C treedt geen salt scaling op. De aantasting vergroot met dalende minimumtemperatuur en met toenemende vriesduur. Het gebruik van luchtbelvormer verbetert de weerstand tegen salt scaling. De zoutconcentratie van de oplossing op het oppervlak is van groter belang dan de zoutconcentratie in de poriënvloeistof. Het fenomeen van salt scaling verschilt van het fenomeen van aantasting door interne vriesactie. Beton met een sterkte groter of gelijk aan MPa blijkt uit testen resistent tegen salt scaling. Het is echter de sterkte van het betonoppervlak dat de weerstand tegen salt scaling bepaalt. Een onnauwkeurige nabehandeling kan de sterkte van het oppervlak verminderen, waardoor de salt scaling zal toenemen. Uitzweten of bleeding zorgt voor een variatie van de W/C-factor, en dus dichtheid, over

50 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 33 de dikte van het betonelement. De grootste dichtheid komt dan voor aan de bodem van het proefstuk terwijl het bovenvlak de laagste sterkte bezit en dus het meest vatbaar is voor salt scaling. Invloed luchtbelvormer op HVFA-beton Zoals eerder gesteld dient vliegas geactiveerd te worden alvorens de puzzolane reactie wordt ingezet. Om tot een volledige sterkteontwikkeling te komen dient HVFA-beton gedurende lange tijd (1-2 maand) nabehandeld te worden. De optimale sterkte wordt dan ook later bereikt dan bij OPC-mengsels. Experimenten ter bepaling van de weerstand tegen salt scaling voor HVFA-mengsels wijzen op het negatief effect van cementvervanging door vliegas. Ook het uitzweten verhoogt bij het gebruik van vliegas wanneer geen maatregelen genomen worden. Dit komt doordat tot op het moment van de aanvang van de puzzolane reactie, het vliegas dienst doet als inerte vulstof en dus de W/C-factor van belang is voor het fenomeen van uitzweten en niet de W/B-factor. Bovenstaande uiteenzetting dient echter genuanceerd te worden. Bij praktijkvoorbeelden met HVFA-beton onder realistische omstandigheden werd het negatief effect van cementvervanging door vliegas op de weerstand tegen salt scaling namelijk niet waargenomen. In Valenza & Scherer (2007) wordt gesteld dat het positief effect van het gebruik van luchtbelvormer op de weerstand tegen salt scaling tweevoudig is: enerzijds wordt het fenomeen van uitzweten verminderd, anderzijds wordt bij vriezen het poriënwater uit de omringende matrix aangezogen door de luchtbellen, waardoor de matrix samengedrukt wordt. In Van den Heede et al. (2013) werd onderzoek gedaan naar de invloed van luchtbelvormers op de weerstand tegen salt scaling voor HVFA-beton. Hiervoor werden 6 verschillende mengsels samengesteld met de bedoeling gebruikt te worden in milieuklasse XF4 (zie NBN EN 206-1): hoge waterverzadiging met dooizouten of zeewater. Het referentiemengsel voor deze milieuklasse, voorgeschreven door de NBN B is T(0,45). Ook twee HVFA-mengsels werden vervaardigd. In beide mengsels bestaat het bindmiddel voor 50 m% uit vliegas, maar beiden verschillen onderling door de afkomst van de vliegas. Om de invloed van luchtbelvormers na te gaan werd voor ieder mengsel een variant met en zonder luchtbelvormer vervaardigd. De samenstelling van de verschillende mengsels is weergegeven in Tabel 6. De weerstand tegen salt scaling werd bepaald volgens de werkwijze beschreven door NBN EN De resultaten van de proeven zijn weergegeven in Figuur 20. In de hierboven vernoemde norm wordt als limietwaarde voor het massaverlies door salt scaling na 28 vorst-dooicycli gelijk gesteld aan 1 kg/m². Op Figuur 20 zien we dat het referentiebeton zonder luchtbelvormer, T(0,45), hieraan voldoet op een leeftijd van 28 dagen. Dit verifieert de keuze van het referentiebeton voor de beschouwde milieuklasse. Toevoeging van luchtbelvormer (2,0 ml/kg B) heeft een gunstige invloed op de weerstand tegen salt scaling. De HVFA-mengsels voldoen echter niet aan het vernoemde criterium. Toevoeging van luchtbelvormer (5,0 ml/kg B) aan deze mengsels bleek gunstig, alhoewel minder uitgesproken als bij het referentiebeton. Mengsel F(2)50A voldoet aan het 1 kg/m² criterium op een ouderdom van 28 dagen, maar op 91 dagen ouderdom wordt de limietwaarde overschreden. Deze reductie van de weerstand tegen salt scaling met toenemende ouderdom zou te maken kunnen hebben met verzwakking van het oppervlak door carbonatatie. Onderzoek in hetzelfde artikel, Van den Heede et al. (2013) bracht echter aan het licht dat dit niet als hoofdoorzaak aanzien kan worden. De HVFA-mengsels met een hogere dosis

51 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 34 luchtbelvormer (7,0 ml/kg B) bleken wel te voldoen aan het criterium op zowel een leeftijd van 28 als 91 dagen. Beide mengsels voldoen aan de aanbeveling in de Amerikaanse Norm ACI 201.2R die stelt dat een luchtgehalte van 6-7% nodig is bij maximale nominale grootte van de aggregaten van 16mm om een goede weerstand tegen salt scaling te verkrijgen. De Europese Norm NBN EN vermeldt een minimaal luchtgehalte van 4% en in de Belgische Norm NBN B wordt gesproken van een luchtgehalte van minstens 5%. Uit het onderzoek blijken de waarden in de twee laatst vermelde normen voor HVFA-beton niet te voldoen. Tabel 6 Samenstelling betonmengsels ter bepaling van de invloed van luchtbelvormers op de weerstand tegen salt scaling [Van den Heede et al. (2013)] T(0,45) T(0,45)A F(1)50 F(1)50A(-2) F(2)50 F(2)50A(-2) Zand 0/4 (kg/m³) Aggregaat 2/8 (kg/m³) Aggregaat 8/16 (kg/m³) CEM I 52,5 N (kg/m³) Vliegas (kg/m³) Water (kg/m³) W/B 0,45 0,45 0,35 0,35 0,35 0,35 AEA (ml/kg B) - 2-5,0 (7,0) - 5,0 (7,0) SP (ml/kg B) 2,0 4,0 7,0 7,0 (4,0) 5,0 5,0 (4,0) Luchtgehalte (%) 2,8 6,8 2,6 5,2 (6,9) 2,8 4,9 (7,3) Air-to-paste (%) 10,6 25,0 7,9 15,6 (20,5) 8,5 14,7 (21,6) Slump S2 S5 S5 S5 (S1) S5 S5 (S2) Sterkteklasse C55/67 C35/45 C45/55 C40/50 C40/50 C30/37 Figuur 20 Invloed van het gebruik van luchtbelvormer op de weerstand tegen salt scaling [Van den Heede et al. (2013)]

52 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 35 Invloed van silica fume Silica fume zorgt voor een grotere sterkte op jonge leeftijd, zorgt voor een verminderde porositeit en zorgt voor een grotere breuktaaiheid van de interface aggregaat/pasta. Zoals reeds gesteld, verbetert de weerstand tegen salt scaling met stijgende sterkte, zodat toevoeging van silica fume een positief effect heeft. In Hassan et al. (2012) werd de invloed van cementvervanging door silica fume op de weerstand tegen salt scaling nagegaan. Hiertoe werden mengsels met een W/B-factor van 0,40 en silica fumegehalte tot 11%, uitgedrukt in massaprocent ten opzichte van het totale bindmiddelgehalte, vervaardigd en beproefd. Uit de resultaten van het totale afgeschilferde gewicht na 50 vorst/dooicycli bleek een verbetering van de weerstand tegen salt scaling bij toenemend silica fumegehalte tot 8%. Bij verdere toename van het silica fumegehalte nam de weerstand tegen salt scaling opnieuw af. In Nili & Zaheri (2011) werd de weerstand tegen salt scaling nagegaan voor mengsels met een cementvervanging door vliegas of silica fume van respectievelijk 20% en 8%. Twee verschillende W/Bfactoren werden beschouwd, namelijk 0,36 (300kg bindmiddel/m³) en 0,43 (250 kg bindmiddel/m³), en ook de invloed van de vorst-dooicyclus werd onderzocht. Hiervoor werd enerzijds een cyclus beschouwd waarbij het gedurende 18 uur vriest en gedurende 6 uur dooit, en anderzijds een cyclus waarbij het gedurende 6 uur vriest en gedurende 18 uur dooit. De resultaten van het totale gewicht aan afgeschilferd materiaal na 50 cycli zijn weergegeven in onderstaande tabel. Hierin is overduidelijk de invloed van de W/B-factor te zien. De mengsels met de grootste W/B-factor bezitten de minste weerstand tegen salt scaling, te wijten aan de lagere druksterkte. Ook merken we dat bij toenemende duur van de vriesperiode de scaling merkelijk toeneemt. Algemeen blijkt de invloed van cementvervanging door vliegas een negatief effect te hebben op de weerstand tegen salt scaling, terwijl vervanging door silica fume een positief effect heeft. Tabel 7 Cumulatieve massa afgeschilferd materiaal na 50 cycli [Nili & Zaheri (2011)] Mengsel Cumulatieve massa [kg/m²] 18 Fr - 6 Th 6 Fr - 18 Th 300-REF 4,76 1, SF 3,46 0, FA 7,60 4, REF 8,16 3, SF 5,69 2, FA 12,41 7,04

53 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Levensduurvoorspelling Chloride- en carbonatatiegeïnitieerde corrosie behoren tot de meest belangrijke mechanismen die leiden tot degradatie van constructies in gewapend beton. Deze degradatiemechanismen leiden tot structurele problemen, zoals vermindering van de staaldoorsnede, spalling waarbij de betondeklaag loskomt van de wapening, welke de draagkracht van de constructie in het gedrang brengen. Hierdoor is het mogelijk dat een constructie faalt alvorens de vooropgestelde ontwerplevensduur bereikt wordt. Levensduurvoorspelling voor constructies in gewapend beton is dus van groot belang. In Fib Bulletin 34 [Fib (2006)] worden modellen geleverd voor levensduurvoorspelling van constructies onderhevig aan verschillende degradatiemechanismen. De levensduurvoorspelling kan volgens Fib (2006) op drie verschillende niveaus geschieden: volledig probabilistisch, met behulp van partiële veiligheidsfactoren en een deemed-to-satisfy benadering. Voor deze masterproef is enkel de eerste benadering van belang. Deze wordt in het vervolg dan ook uitgewerkt voor chloride- en carbonatatiegeïnitieerde corrosie Chloridegeïnitieerde corrosie De grenstoestand voor depassivatie voor ongescheurd beton luidt volgens Fib (2006): Waarbij p{} de waarschijnlijkheid, C crit het kritisch chloridegehalte, C(a,t SL ) het chloridegehalte op diepte a en tijdstip t SL, a de betondekking, t SL de ontwerplevensduur en p 0 de ontwerpfaalkans (p 0 = 0,10 [Fib (2006)]). Het model voor het chloridegehalte volgens Fib(2006) wordt gegeven door: Met C 0 het initiële chloridegehalte, C s, x het chloridegehalte op diepte x, a de betondekking, t de tijd uitgedrukt in jaren, erf(.) de errorfunctie en D app,c de schijnbare chloridediffusiecoëfficiënt in mm²/jaar die bepaald wordt uit chlorideprofielen ontnomen uit bestaande structuren of uit proefstukken die gestockeerd werden onder natuurlijke omstandigheden. Deze manier ter bepaling van de schijnbare chloridediffusiecoëfficiënt is tijdrovend. Om deze reden wordt in Fib Bulletin 34 [Fib (2006)] een formule gegeven voor een schatting van de chloridediffusiecoëfficiënt uit de chloridemigratiecoëfficiënt : Met b e een regressie variabele (K), T ref de standaard testtemperatuur, T real de temperatuur van de beschouwde constructie, D RCM,0 de chloridemigratiecoëfficiënt bepaald volgens NT BUILD 492, k t een transferparameter, t 0 en t respectievelijk de referentietijd en de tijd uitgedrukt in jaren en a een

54 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 37 exponent die de veroudering van het beton in rekening brengt. D RCM,0 wordt dus berekend via een versnelde proefmethode, maar dient steeds gekalibreerd te worden met diffusieresultaten onder natuurlijke omstandigheden Carbonatatiegeïnitieerde corrosie De grenstoestand voor depassivatie voor ongescheurd beton luidt volgens Fib (2006): Waarbij p{} de waarschijnlijkheid, a de betondekking, x c (t SL ) de carbonatatiediepte op t SL, t SL de ontwerplevensduur en p 0 de ontwerpfaalkans (p 0 = 0,10 [Fib (2006)]). Het model voor de carbonatatiediepte volgens Fib(2006) wordt gegeven door: Waarbij de verschillende factoren k e en k c staan voor de invloed van de relatieve vochtigheid en nabehandeling. C S staat voor de CO 2 -concentratie en W(t) geeft de invloed van de weersomstandigheden weer. [(mm²/jaar)/(kg/m³)] is de inverse van de carbonatatieweerstand bekomen door testen onder natuurlijke omstandigheden. Deze carbonatatieweerstand wordt berekend uit de carbonatatieweerstand bekomen via een versnelde carbonatatieproef (R ACC,0 ). De omzetting tussen beide gebeurt via volgende formule: Met k t [/] en t [(mm²/jaar)/(kg/m³)] paramaters die respectievelijk de invloed van de versnelde testmethode en de invloed van onnauwkeurigheden gedurende de proefmethoden op de werkelijke carbonatatieweerstand weergeven. Beide parameters zijn normaal verdeeld met gemiddelde en standaardafwijking van 1,25 en 0,35 voor k t en 315,5 en 48 voor t. De referentiemethode voor de versnelde carbonatatieproef is als volgt [Fib (2006)]: Vervaardigen van proefstukken met hoogte, breedte en lengte van respectievelijk 100mm, 100mm en 500mm. Na ontkisten worden de proefstukken gedurende 7 dagen gestockeerd onder water bij 20 C. Vervolgens worden de proefstukken gedurende 21 dagen gestockeerd bij 20 C en 65% R.V.. Op een ouderdom van 28 dagen worden de proefstukken gedurende 28 dagen in een carbonatatiekamer geplaatst bij 20 C, 65% R.V. en een CO 2 -concentratie van 2 vol%. Na de proef worden de proefstukken gespleten en de carbonatatiediepte opgemeten met behulp van een 1 gram/liter fenolftaleïneoplossing. Uit de bekomen carbonatatiedieptes (x c [m]) wordt de inverse effectieve carbonatatieweerstand ( [(m²/s)/(kg/m³)]) berekend via: beschreven testcondities gelijk aan 420 (s/kg/m³) 0,5., met een tijdsconstante, voor de

55 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie Levenscyclusanalyse Om de impact van een bepaald beton op het milieu correct te bepalen dient een levenscyclusanalyse (LCA) uitgevoerd te worden waarbij alle stappen uit de levenscyclus van het beton in rekening dienen gebracht te worden (cradle-to-grave). Deze impact kan bekeken worden op globale, regionale of locale schaal. Bij een globale focus wordt gekeken naar de uitstoot van broeikasgassen. Bij een regionale focus wordt de uitstoot van SO 2 en NO x, die bijdragen tot zure regen, in rekening gebracht. Op locale schaal wordt gefocust op de uitstoot van fijnstof, metalen, dioxines en dibenzofuranen [Van den Heede & De Belie (2012)]. Gedeeltelijke vervanging van cement door vliegas of silica fume wordt als ecologisch gunstig beschouwd aangezien een deel van het milieubelastend cement vervangen wordt door een afvalproduct uit respectievelijk de elektriciteits- en metaalindustrie. In dit geval waarin men vliegas en silica fume louter als afvalproduct ziet, wordt er geen milieu-impact aan toegeschreven. Volgens de Europese Richtlijn 2008/98/EC moeten beiden echter als bijproducten aanzien worden aangezien ze voldoen aan de vier nodige criteria: (i) het verdere gebruik ligt vast, (ii) het product wordt geproduceerd als integraal onderdeel van een productieproces, (iii) het product kan onmiddellijk gebruikt worden zonder verdere verwerking en (iv) het verdere gebruik is legaal. Dit brengt met zich mee dat een deel van de milieubelasting van het hoofdproduct toegeschreven dient te worden aan het bijproduct. Deze toewijzing kan gebeuren op basis van de massa van de afgeleverde producten, of op economische basis. Toewijzingscoëfficiënten op basis van massa (C m ) en economische waarde (C e ) worden berekend op basis van volgende formules: Met $ de eenheidsprijs van het product en m de massa geproduceerde materialen gedurende het productieproces. Waarden van toewijzing voor zowel vliegas als silica fume voor beide gevallen van toewijzing zijn weergegeven in onderstaande tabel [Chen et al. (2010)]. Bij toewijzing op basis van massa wordt een groot gedeelte van de milieubelasting toegewezen aan het bijproduct. Bij toewijzing op economische basis ligt dit gedeelte heel wat lager. Ieder principe heeft zijn voordelen, toewijzing op basis van massa zal het gebruik van cementvervangende middelen ontmoedigen maar het toegewezen percentage ligt wel vast in tegenstelling tot bij het economisch toewijzingsprincipe dat onderhevig is aan prijsschommelingen.

56 Hoofdstuk 2: Literatuurstudie 39 Tabel 8 Toewijzing op basis van massa en economisch principe voor silica fume en vliegas [Chen et al. (2010)] Een LCA bestaat volgens ISO uit vier stappen: definitie van het doel en de omvang, analyse van constituenten, impactanalyse en interpretatie. Definitie van het doel en de omvang Het doel van de LCA is het vergelijken van de milieu-impact van een traditioneel beton en een potentieel groen beton. Onder de omvang verstaat men de onderdelen van de levenscyclus die men in rekening brengt. Zo kan men kiezen voor een cradle-to-gate benadering, waarbij enkel de processen van bij het ontginnen van de basismaterialen tot het afleveren van het eindproduct in rekening gebracht worden. Hierbij wordt geen rekening gehouden met de duurzaamheid van het beton. Om hier toch rekening mee te houden kan men een aangepaste cradle-to-gate benadering aannemen, waarbij de milieu-impact van het totale betonvolume dat benodigd is om de structuur gedurende de vooropgestelde levensduur te behouden, berekend word. In deze stap wordt ook een functionele eenheid gekozen. Deze eenheid moet het mogelijk maken zowel sterkte-eigenschappen als duurzaamheid van een beton in rekening te brengen. Analyse van constituenten Hier wordt een analyse gemaakt van constituenten van het beton, van het transport van de goederen en van de benodigde energie die gepaard gaat met het vervaardigen van het beton. Met betrekking tot dit onderdeel kan men LCA databases zoals Ecoinvent raadplegen. Impactanalyse en interpretatie Er wordt een onderscheid gemaakt tussen probleemgeoriënteerde methoden en schadegeoriënteerde impactmethoden. In het tweede geval wordt gefocust op het werkelijke effect van milieubelasting. In het eerste geval worden bepaalde milieubelastingen gegroepeerd in impactcategorieën, zo wordt bijvoorbeeld de impact van een materiaal op klimaatverandering uitgedrukt in CO 2 -equivalent. Om tot een volwaardige levenscyclusanalyse van een gebouw te komen zou men ook het energieverbruik van het gebouw tijdens de gebruikfase in rekening moeten brengen. Hiervoor zou het interessant zijn naast sterkte- en duurzaamheidseigenschappen ook de thermische efficiëntie van materialen in rekening te brengen.

57 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 40 3 Materialen en methoden 3.1 Materialen Bestanddelen Hieronder wordt een overzicht gegeven van de materialen die gebruikt werden in de beschouwde betonmengelingen. Cement Voor alle mengelingen werd gebruik gemaakt van het Portland cement CEM I 52.5 N. Voor de mengsels die naast het cement ook nog vliegas en silica fume bevatten, werd CEM 1 gebruikt. Voor de HVFAmengelingen, vervaardigd door Ir.-arch. Philip Van den Heede en waarvan de resultaten gebruikt werden ter studie van de invloed van toevoeging van silica fume, werd CEM 2 gebruikt. Ten slotte werd een derde reeks cement, CEM 3, gebruikt in de mengsels die vervaardigd werden voor het onderzoek in verband met de ideale zeefkrommen. Eigenschappen en de samenstelling van de drie reeksen cement zijn weergegeven in onderstaande tabel. Tabel 9 Eigenschappen CEM I 52.2 N CEM I 52.5 N CEM 1 CEM 2 CEM 3 Gloeiverlies [%] 1,89 1,50 1,45 Sulfaatgehalte [%] 3,21 / 3,44 Onoplosbare rest [%] 0,91 / 0,91 CO 2 [%] 0,99 / 0,65 Onzuiver silica [%] 22,02 / 23,00 SiO 2 [%] 18,54 18,90 18,51 Al 2 O 3 [%] 6,04 5,74 6,24 Fe 2 O 3 [%] 4,27 4,32 4,12 CaO [%] 62,16 63,37 62,77 MgO [%] 1,03 0,89 1,08 Na 2 O [%] 0,46 0,47 0,50 K 2 O [%] 0,71 0,73 0,64 Absolute volumemassa [kg/m³] / Specifiek opp. (Blaine) [m²/kg] 383,3 390 / Vliegas In het kader van deze masterproef werden twee verschillende soorten vliegas, F(1) en F(2), gebruikt bij de vervaardiging van de mengsels. Een derde soort vliegas, F(3), werd gebruikt in de HVFA-mengsels die vervaardigd en beproefd werden door ir.-arch. Philip Van den Heede. Enkele resultaten van deze mengels zijn in deze masterproef gebruikt. Al deze vliegassen behoren tot klasse F, maar verschillen van

58 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 41 elkaar op basis van herkomst. Eigenschappen en de chemische samenstelling van de vliegassen zijn weergegeven in onderstaande tabel. Tabel 10 Eigenschappen gebruikte soorten vliegas % F(1) F(2) F(3) Gloeiverlies 3,6 1,84 4,8 Fijnheid 11,5 16,4 13,2 Sulfaatgehalte 1,11 0,94 0,80 Chloride (Cl - ) 0,001 0,003 0,002 Reactief SiO 2 37,48 41,86 34,44 SiO 2 51,37 54,19 48,54 Al 2 O 3 28,71 23,5 33,34 Fe 2 O 3 5,1 7,92 3,52 CaO 3,56 3,02 2,80 MgO 1,01 1,92 0,72 Na 2 O 0,29 1,08 0,34 K 2 O 1,77 3,38 1,54 P 2 O 5 0,64 0,27 0,86 Na-equivalent 1,46 3,31 1,36 SiO 2 +Al Fe 2 O 3 85,18 85,61 85,40 Twee belangrijke parameters in de karakterisering van de vliegas zijn het gloeiverlies en de fijnheid: Gloeiverlies: het potentiële massaverlies opgemeten nadat de vliegas gedurende 1 uur verhit werd bij temperaturen van om en bij de 1000 C [Taerwe en De Schutter ( )]. De bekomen waarde is een maat voor de aanwezigheid van onverbrand koolstofhoudend materiaal. Dit koolstofhoudend materiaal heeft de eigenschap sterk adsorberend te zijn voor LBV, zodat hoge percentages voor het gloeiverlies het gebruik van LBV kan bemoeilijken. Fijnheid: het percentage dat blijft liggen op een zeef met mazen van 45 µm. Hoe fijner het materiaal, des te sneller de puzzolane reactie en dus de sterkteontwikkeling zal plaatsvinden. Een hoger specifiek oppervlak van de vliegas heeft echter ook tot gevolg dat meer aanmaakwater nodig zal zijn om eenzelfde consistentie te verkrijgen. Ook zal het de mate van adsorptie van de LBV aan de vliegasdeeltjes vergroten, zodat ook hierdoor het gebruik van LBV bemoeilijkt wordt. Vergelijking van de twee vliegastypes die gebruikt werden voor de vervaardiging van de silica fumemengsels, F(1) en F(2), leert dat vliegas type 1, F(1), theoretisch gezien een snellere sterkteontwikkeling zal ondergaan. Dit type heeft namelijk een lagere waarde voor de fijnheid dan F(2). Langs de andere kant kan wegens deze fijnheid en het hoger gloeiverlies een lagere stabiliteit van de LBV in mengsels met F(1) verwacht worden. Silica Fume De resultaten van een chemische analyse van het silica fume dat voor deze masterproef gebruikt werd, zijn weergegeven in Tabel 11.

59 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 42 Tabel 11 Eigenschappen gebruikte silica fume Silica Fume Gloeiverlies [%] 1,66 Onoplosbare rest [%] 66,94 CO 2 [%] 0,15 Onzuiver silica [%] 95,59 Sulfide (S 2- ) [%] 0,04 SiO 2 [%] 95,6 Al 2 O 3 [%] 0,34 Fe 2 O 3 [%] 0,11 CaO [%] 0,23 MgO [%] 0,37 Na 2 O [%] 0,28 K 2 O [%] 0,92 SO 3 [%] 0,28 P 2 O 5 [%] 0,08 SiC [%] 1,54 Totaal koolstof [%] 0,5 Volumemassa [kg/m³] 2232 Zand Voor het vervaardigen van de betonmengsels werd gebruik gemaakt van zand met korrelmaat 0/4. Voor de mengsels vervaardigd in 2012, werd zand van de levering uit dat zelfde jaar gebruikt. Voor deze vervaardigd in 2013, werd beroep gedaan op zand van de levering uit De licht afwijkende korrelverdelingsdiagrammen van beide leveringen zijn weergegeven in bijlage A. Granulaten Voor alle mengsels werden twee types granulaten met een verschillende korrelmaat gebruikt, namelijk grind 2/8 en grind 8/16. De korrelverdelingsdiagrammen van beide types granulaat zijn terug te vinden in bijlage A. Hulpstoffen Om een voldoende verwerkbaarheid te garanderen, zonder de W/B-factor te hoeven verhogen, werd gebruik gemaakt van een superplastificeerder, namelijk GLENIUM 51 con. 35%. Dit is een hulpstof op basis van een chemische keten van gemodificeerde polycarboxyl ethers. Aan de mengsels die getest werden op hun bestandheid tegen vorst/dooicycli met dooizouten werd bovendien een op vetzuur/polyglycol gebaseerde LBV toegevoegd. Deze LBV, MICRO-AIR 103 con. 4%, is volgens de productfiche verenigbaar met de gebruikte superplastificeerder.

60 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden Betonmengelingen Betonmengelingen met vliegas en silica fume In het kader van de masterproef werden vier verschillende HVFA-betonmengelingen met silica fume bereid. Bij alle mengelingen bestaat het bindmiddelgehalte voor 50 m% uit cement, voor 40 m% uit vliegas en voor 10 m% uit silica fume. De mengsels verschillen onderling van elkaar door de gebruikte soort vliegas, waarbij voor iedere soort vliegas een mengsel met en zonder LBV vervaardigd werd. Voor alle mengsels werd een W/B-factor van 0,35 aangehouden. De dosering van de superplastificeerder werd zodanig bepaald dat alle mengelingen tot eenzelfde consistentieklasse behoren, namelijk klasse S4. De samenstelling van de vier verschillende betonmengsels (F(1)SF, F(2)SF, F(1)SF-A en F(2)SF-A) is weergegeven in onderstaande tabel. Tabel 12 Samenstelling mengsels met vliegas en silica fume en hoog-volume vliegasmengsel kg/m³ beton F(1)SF F(2)SF F(1)SF-A F(2)SF-A F(3)50 F(3)50-A Zand 0/ Gran. 2/ Gran. 8/ CEM I 52.5 N 170 (CEM 1) 170 (CEM 1) 170 (CEM 1) 170 (CEM 1) 225 (CEM 2) 225 (CEM 2) Water Vliegas / 136 / / / Vliegas 2 / 136 / 136 / / Vliegas 3 / / / / Silica fume / / ml/kg B LBV / / 2,5 3 * * SP * * *Onbekende waarden Van de mengsels zonder LBV werden drie reeksen vervaardigd met de eerste soort vliegas: F(1)SF[1], F(1)SF[2] en F(1)SF[3], en twee reeksen met de tweede soort vliegas: F(2)SF[1] en F(2)SF[2]. Van het mengsel met LBV en vliegas van de eerste soort werden twee reeksen aangemaakt, namelijk F(1)SF-A[1] en F(1)SF-A[2]. De testen die op de verschillende mengsels uitgevoerd werden, zijn samengevat in onderstaande tabel. Alle betonmengelingen werden onderworpen aan sterkteproeven. Voorts zijn de proeven zo gepland dat voor ieder mengsel (F(1)SF, F(2)SF, F(1)SF-A en F(2)SF-A) testen naar de transporteigenschappen werden uitgevoerd. Ook werden alle mengsels getest op de vorst/dooibestandheid met dooizouten en op carbonatatie, terwijl enkel de mengsels zonder LBV beproefd werden op het vlak van weerstand tegen chloriden.

61 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 44 Tabel 13 Uitgevoerde proeven per mengeling Druksterkte Transporteigenschappen Vorst/dooibestandheid met dooizouten Carbonatatie Chloridemigratie Chloridediffusie F(1)SF[1] X X X X F(1)SF[2] X X X X X F(1)SF[3] X X X F(2)SF[1] X X X X F(2)SF[2] X X X X X F(1)SF-A[1] X X X X F(1)SF-A[2] X F(2)SF-A X X X X Hoog-volume vliegas mengsels (HVFA) Indien beschikbaar werden de resultaten van de betonmengelingen met vliegas en silica fume vergeleken met de resultaten van een HVFA-betonmengsel. Op deze manier kan de invloed van de toevoeging van het silica fume op de verschillende betoneigenschappen nagegaan worden. De beschouwde HVFA-mengsels hebben een totaal bindmiddelgehalte van 450 kg/m³, dat voor 50 m% bestaat uit vliegas, F(3), en voor de overige 50 m% uit CEM I 52.5 N (CEM 2, zie Tabel 9). De W/B-factor bedraagt net als bij de mengsels met silica fume 0,35. De betonsamenstelling van die mengsels zijn weergegeven in Tabel 12. Referentiemengsels Aangezien de mengsels die in deze masterproef onderzocht worden niet in overeenstemming zijn met het k-waarde concept volgens de Belgische Norm NBN B (2004) dient een bewijsvoering van duurzaamheid gehouden te worden volgens het concept van gelijkwaardige prestatie van beton. Deze bewijsvoering is gespecificeerd in de Belgische Norm NBN B (2008) en bestaat uit vergelijking van het onderzochte materiaal met een referentiebeton. Voor deze masterproef wordt de duurzaamheid gecontroleerd in het geval van corrosie geïnitieerd door carbonatatie of chloriden uit zeewater en in het geval van aantasting door vorst/dooicycli met dooizouten. De milieuklassen, zoals gedefinieerd in NBN EN (2001), die overeenstemmen met de proefomstandigheden zijn XC3, XS2 en XF4. De referentiebetontypes voor deze milieuklassen zijn respectievelijk T(0,55), T(0,45) en T(0,45) of T(0,50)A. Resultaten van deze betontypes, behalve van mengsel T(0,50)A, werden ter beschikking gesteld door ir.-arch. Philip Van den Heede. De betonsamenstellingen, samen met de eisen waaraan deze samenstellingen moeten voldoen volgens de Belgische Norm NBN B (2004) zijn samengevat in Tabel 14.

62 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 45 Tabel 14 Samenstelling referentiemengsels T(0,55) T(0,45) Maximale W/C-factor 0,55 0,45 Minimaal cementgehalte Minimale druksterkteklasse C25/30 C35/45 kg/m³ beton T(0,55) T(0,45) Zand 0/ Gran. 2/ Gran. 8/ CEM I 52.5 N Water Sterkteklasse C35/45 C55/67 Pasta s Voor de uitvoering van een TGA-analyse werden twee pasta s vervaardigd met een W/B-factor van 0,35. Het bindmiddelgehalte van de ene pasta bestaat voor 50 m% uit CEM I 52.5 N en voor de overige 50 m% uit vliegas, F(1). Voor de andere pasta is het bindmiddelgehalte samengesteld uit 50 m% CEM I 52.5 N, 40 m% vliegas en 10 m% silica fume. Ideale zeefkrommen Als tweede manier om de eigenschappen van HVFA-beton op jonge leeftijd te verbeteren wordt gezocht naar een optimale volumeverhouding voor het zand en de granulaten volgens alternatieve ideale zeefkrommen. Als referentiekromme geldt de zeefkromme van Füller. Verder zullen ook de zeefkromme die ontwikkeld werd door het Federaal Lab van Zürich en de zeefkromme voor pompbeton onderzocht worden. Deze zeefkrommen worden bepaald door volgende formules: Hierin stelt y de doorval overeenkomstig met zeefmaat d voor en is D de maximale afmeting van de granulaten die gebruikt worden in het mengsel. Voor de zeefkromme voor pompbeton wordt verwezen naar Taerwe en De Schutter ( ). Op basis van de beschikbare materialen worden mengsels vervaardigd die bovenstaande zeefkrommen zo goed mogelijk benaderen. De samenstelling van deze mengsels is weergegeven in onderstaande tabel.

63 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden Methoden Vervaardiging Tabel 15 Samenstelling betonmengsels op basis van ideale zeefkrommen kg/m³ beton F(1)50 Füller F(1)50 Zürich F(1)50 Pomp Zand 0/4 (Levering 2013) Gran. 2/ Gran. 8/ CEM I 52.5 N (CEM 3) Water Vliegas ml/kg B SP De mengelingen werden vervaardigd conform de norm NBN B (2004). De hoeveelheid superplastificeerder werd zo gekozen dat alle mengelingen tot consistentieklasse S4 behoren, hetgeen overeenkomt met een zetmaat tussen 160 en 210 mm. Voor de mengsels met LBV werd de dosering van de LBV zodanig bepaald dat minimaal 6 vol% lucht aanwezig is in het vers beton bij de eerste meting van het luchtgehalte. Het mengprocedé bestaat uit het droog mengen van de vaste grondstoffen (zand, granulaten, cement, vliegas en silica fume) gedurende een minuut, nat mengen na toevoeging van water gedurende twee minuten en tot slot twee minuten mengen na toevoeging van de superplastificeerder. In het geval LBV aan het mengsel diende toegediend te worden, gebeurde dit door toevoeging bij het aanmaakwater. Wegens de hierboven gestelde eis m.b.t. de consistentie en het luchtgehalte van het vers beton dienden in de meeste gevallen extra hoeveelheden hulpstof toegevoegd te worden, waardoor een langere totale mengtijd bekomen werd. Verdichting van het beton gebeurde d.m.v. een trilnaald en een triltafel. Na vervaardiging werden de proefstukken opgeslagen in een geklimatiseerde ruimte bij een temperatuur van 20±2 C en minimaal 90% R.V. totdat ze de gewenste ouderdom bereikt hadden. De consistentie van de mengelingen werd gekarakteriseerd d.m.v. de zetmaat, bepaald met de Abramskegel volgens NBN-EN (2009). Naast de verwerkbaarheid werd het luchtgehalte in het verse beton bepaald volgens NBN EN (2009). Ook het volumegewicht van het verse beton werd gemeten volgens NBN EN (2009). De gegevens van toepassing op het vers beton zijn weergegeven in onderstaande tabel.

64 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 47 Tabel 16 Eigenschappen vers beton Mengeling Slump [mm] Volume lucht [Vol%] Vol. Gewicht [kg/m³] Mengtijd [min] F(1)SF[1] 205 2,1 2387,5 11 F(1)SF[2] 185 2,6 2375,0 7 F(1)SF[3] 175 2,7 2393,8 7 F(2)SF[1] 200 3,0 2375,0 9 F(2)SF[2] 180 3,4 2362,5 7 F(1)SF-A[1] 200 6,4 2275,0 8 F(1)SF-A[2] 200 5,3 2300,0 7 F(2)SF-A 205 6,5 2287, Verloop luchtgehalte in tijd In werfomstandigheden verloopt het vervaardigen en verhandelen van beton niet zo makkelijk als in laboratoriumomstandigheden en wijkt het mengprocedé dan ook meestal af van de hierboven beschreven werkwijze. Om het mengen en verhandelen op de werkvloer na te bootsen werd een mengverloop gekozen zoals voorgesteld in Tabel 17. Dit mengverloop werd ook toegepast in Van den Heede et al. (2013) en is gebaseerd op het procedé dat gevolgd werd in Zhang (1996). De tijdstippen waarop de zetmaat, het volumegewicht en het luchtgehalte bepaald worden, zijn aangegeven in de tabel. Tabel 17 Mengprocedé ter bepaling verloop luchtgehalte i.f.v. de tijd Tijd [min] 0 Start vervaardiging 0-1 Mixen droge grondstoffen 1 Toevoegen water 1-3 Nat mixen 3 Toevoegen hulpstoffen 3-5 Nat mixen 15 Bepalen slump, volumegewicht en luchtgehalte Mixen Laten rusten Mixen Laten rusten Mixen Laten rusten Bepalen slump Bepalen volumegewicht en luchtgehalte Laten rusten Bepalen slump Bepalen volumegewicht en luchtgehalte

65 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden Druksterkte De druksterkte van de betonmengsels werd bepaald door telkens drie kubussen met zijde 150 mm te beproeven conform de Belgische Norm NBN B Deze drukproef werd uitgevoerd bij proefstukken op een ouderdom van 7, 28 en 91 dagen. Uit de gemiddelde druksterktes (f cm ) en de standaardafwijking (s) kan een benaderende karakteristieke druksterkte van de mengsels berekend worden via: Air-void analyse Om het poriënnetwerk van de verschillende betonmengsels te bepalen werd een air-void analyse uitgevoerd. Hierbij wordt gebruik gemaakt van het toestel RapidAir 457, dat de analyse uitvoert conform ASTM C 457 (2010). Deze norm specificeert twee methoden ter karakterisering van het poriënsysteem: de linear traverse -methode en de point-count -methode. Het tijdrovend en subjectief karakter van de handmatige methoden heeft geleid tot het ontstaan van het automatische RapidAir systeem. Voor deze masterproef werd gebruik gemaakt van de linear traverse -methode. Voorbereiding proefstukken De proefstukken worden bekomen door het boren van drie kernen met diameter 80 mm en hoogte 20 mm uit een betonplaat. Dit gebeurt op een ouderdom van 21 en 84 dagen. Alvorens te kunnen beginnen met de analyse moet het testoppervlak van de proefstukken gepolijst worden op de wijze voorgeschreven in ASTM C 457 (2010). Een goed gepolijst oppervlak is vlak, vertoont geen krassen of scheuren en bevat luchtholten met scherpe randen. Na polijsten worden de proefstukken bewaard in een oven op 40 C tot ze een ouderdom van respectievelijk 28 en 91 dagen bereikt hebben. Eens deze ouderdom bereikt, wordt het proefoppervlak zwart gekleurd m.b.v. een viltstift door het trekken van evenwijdige lijnen, op zulke wijze dat aangrenzende lijnen elkaar zo weinig mogelijk overlappen. Vervolgens worden de poriën zichtbaar gemaakt door het aanbrengen van een laag wit, droog bariumsulfaat (BaSO 4 ) op het proefstuk. Het BaSO 4, met een gemiddelde korrelgrootte van 2μm, wordt d.m.v. een rubberen stamper in de poriën gedrongen. Het overtollige poeder wordt van het proefstuk verwijderd en het stof wordt voorzichtig met de handpalm van het oppervlak gewreven zodat het terug een glanzend uitzicht krijgt. Tot slot dienen de holtes aanwezig in de granulaten zwart gekleurd te worden aangezien deze niet meegerekend worden bij de karakterisering van het poriënnetwerk. Een voorbeeld van een gepolijst proefstuk, en een proefstuk gereed voor analyse is te zien op Figuur 21.

66 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 49 Figuur 21 Gepolijst proefstuk (links) en proefstuk klaar voor analyse (rechts) Uitvoering analyse met RapidAir 457 (Figuur 22) Na de voorbereiding worden de proefstukken op een ouderdom van 28 en 91 dagen onderworpen aan de eigenlijke analyse. Hiervoor worden de proefstukken tussen twee klemmen geplaatst en d.m.v. een verende plaat in een horizontale positie gebracht. Met behulp van de beweegbare microscooplens wordt een vooraf opgegeven oppervlak van het proefstuk gescreend. Rekening houdend met de afmetingen van de proefstukken werd in deze masterproef een vierkant oppervlak met zijde 50 mm opgegeven. In de linear traverse -methode wordt ieder beeld, waargenomen door de microscoop, doorlopen door een vooraf in te stellen aantal lijnen, probe lines. Langsheen deze lijnen worden de luchtholten opgemeten. Ook dient de totaal op te meten lengte vooraf ingesteld worden. Hoe groter deze totale lengte, des te beter het bekomen resultaat representatief zal zijn voor het beschouwde proefstuk. Figuur 22 Proefopstelling Rapidair 457

67 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 50 Resultaten analyse Tijdens de analyse worden het aantal doorlopen luchtholten (N), de totaal doorlopen afstand aan luchtholten (T a ) en de totaal doorlopen afstand (T tot ) opgemeten. Aan de hand van deze metingen kunnen volgende karakteristieken berekend worden: luchtgehalte, specifiek oppervlak, spacing factor, verhouding pasta-lucht en gemiddelde koordlengte. Luchtgehalte A [%] Het luchtgehalte wordt berekend via: Gemiddelde koordelengte [mm] De gemiddelde koordelengte wordt gegeven door: Specifiek oppervlak α [mm -1 ] Het specifiek oppervlak wordt bepaald door: Verhouding pasta-lucht p/a De verhouding pasta-lucht wordt gegeven door: Hierin is T p de doorlopen lengte doorheen pasta. Deze grootheid wordt berekend door vermenigvuldiging van de totaal doorlopen lengte met het pastagehalte van het beproefde mengsel. Spacing factor [mm] Wanneer p/a kleiner is dan of gelijk is aan 4,342 wordt de spacing factor bepaald door: Wanneer p/a groter is dan 4,342 wordt de spacing factor gegeven door: Capillaire waterabsorptie De bepaling van de capillaire waterabsorptie verloopt conform ASTM C 1585 (2004). De capillaire waterabsorptie wordt onderzocht op een ouderdom van 28 en 91 dagen. Hiertoe worden op een leeftijd van respectievelijk 21 en 84 dagen vier kernen geboord uit een plaat, waarna deze in twee gezaagd worden. Op deze manier verkrijgt men acht proefstukken met diameter 100±6 mm en hoogte van 50±3 mm, waarvan de ene helft een bekistingsvlak bevat en de andere helft een afstrijkvlak. Het zijn deze vlakken die tijdens de test zullen blootgesteld worden aan het water. Na het vervaardigen van de proefstukken worden ze gestockeerd onder water tot ze de ouderdom van respectievelijk 28 en 91 bereikt hebben. Vervolgens worden ze gedurende drie dagen in een klimaatkast geplaatst die ingesteld is op 50±2 C en 80±3% R.V.. Nadien worden de proefstukken voor een periode van 18 dagen in afzonderlijke, gesloten containers geplaatst. Hierdoor wordt een evenwichtssituatie voor de vochtverdeling in het proefstuk bekomen.

68 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 51 Na de voorbehandeling begint de testprocedure met het bepalen van de afmetingen van de proefstukken en het afdekken van de manteloppervlakken d.m.v. zelfklevende aluminiumfolie. Deze folie zorgt ervoor dat enkel het blootstellingsvlak in aanraking zal komen met het water. Na het bepalen van de massa van de proefstukken worden deze geplaatst in een waterbak zodat het waterniveau 1 tot 3 mm boven het blootstellingsvlak komt. De waterbak bevindt zich in een geklimatiseerde ruimte bij 20 C en 60% R.V.. Om verdamping aan het niet-blootgestelde vlak te voorkomen wordt het proefstuk afgedekt met een plastic plaatje. De proefopstelling is weergegeven in Figuur 23. Ter bepaling van de capillaire absorptie dient de massatoename bepaald te worden op voorgeschreven tijdstippen. In het kader van deze masterproef gebeurde dit op deels van de norm afwijkende tijdstippen, zie Tabel 18. De absorptie, I [kg/m²], wordt dan berekend via: Met m t de massatoename [kg], a de oppervlakte van het blootstellingsvlak [m²]. De initiële absorptiecoëfficiënt wordt berekend als de helling van de rechte bekomen door het uitzetten van de absorptie gedurende de eerste 6 uur in functie van de wortel van de tijd. De secundaire absorptiecoëfficiënt wordt bepaald door de helling van de rechte waarbij de absorptie op de overige tijdstippen is uitgezet in functie van de wortel van de tijd. Tabel 18 Tijdstippen ter bepaling massatoename ASTM C Masterproef 60 s 60 s 5 min 5 min 10 min 10 min 20 min 20 min 30 min 30 min 60 min 60 min Ieder uur t.e.m. 6 uur Ieder uur t.e.m. 6 uur Iedere dag t.e.m. 3 dagen Meting na 1, 2, Dag 4-7: 3 metingen om de 24 uur 3, 4, 7, 8 Dag 7-9: 1 meting en 9 dagen Figuur 23 Proefopstelling capillaire waterabsorptie [ASTM C (2004)]

69 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden Waterabsorptie onder vacuüm Aansluitend op de capillaire absorptietesten wordt de waterabsorptie onder vacuüm nagegaan ter bepaling van de porositeit van het beton. Hiertoe worden de proefstukken de dag na het beëindigen van de capillaire absorptietest in een vacuümtank geplaatst (Figuur 24). Na het bereiken van vacuüm onder een absolute druk van 2,7 kpa, wordt dit gedurende 2,5 uur aangehouden. Nadien wordt water toegevoegd zodat na ongeveer een uur de proefstukken volledig ondergedompeld zijn. Wanneer de volledige onderdompeling van de proefstukken een feit is, wordt de vacuüm opgeheven en worden de proefstukken gedurende de volgende 24 uur onder water bewaard. De volgende dag worden de massa s onder water en de verzadigde massa s van de proefstukken bepaald, dewelke noodzakelijk zijn ter bepaling van de porositeit. Vervolgens worden de proefstukken in een oven bij 105 C geplaatst tot wanneer ze een constante massa (massaverschil over 24 uur is kleiner dan 0,1%) bereikt hebben. In praktijk kwam dit overeen met een periode van 11 dagen. Na het wegen van de droge proefstukken worden ze opnieuw in de vacuümtank geplaatst en wordt de procedure, zoals hierboven beschreven, herhaald Gasdoorlatendheid Figuur 24 Proefopstelling vacuümverzadiging, vacuümtank Om de gasdoorlatendheid van de betonmengsels te controleren, wordt beroep gedaan op de Cembureau permeameter. De metingen worden uitgevoerd op drie cilindervormige proefstukken met een diameter van 150 mm en een hoogte van 50 mm, die op een ouderdom van 21 en 84 dagen uit een betonnen plaat geboord werden en vervolgens onder water bewaard werden tot een ouderdom van respectievelijk 28 en 91 dagen. De gevolgde procedure ter bepaling van de gasdoorlatendheid is gelijkaardig aan deze ontwikkeld door Boel (2006) maar wijkt hier licht van af. Ze is voorgesteld in Tabel 19. De in Tabel 19 beschreven procedure wijkt af van deze ontwikkeld door Boel (2006) m.b.t. de droging van de proefstukken die de vacuümverzadiging voorafgaat. In Boel (2006) wordt een droging bij 80 C

70 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 53 gedurende 10 dagen voorgesteld, terwijl in het kader van deze masterproef gekozen werd voor een droging bij 50±2 C en 80±3% R.V. gedurende drie dagen, gevolgd door het stockeren van de proefstukken gedurende 18 dagen in gesloten containers. Op die manier is de voorbehandeling van de proefstukken identiek aan deze van de proefstukken die onderworpen werden aan de capillaire absorptietest en de absorptie test onder vacuüm. Gedurende het vorderen van de experimentele procedure ondergaan de proefstukken een stapsgewijze droging. Op deze manier is het mogelijk de gasdoorlatendheid te bepalen in functie van de verzadigingsgraad. Tijdens de verschillende fasen van de droging worden de proefstukken gedeeltelijk of volledig omwikkeld met aluminiumfolie. Door het omwikkelen van de mantel van de proefstukken wordt radiaal vochttransport doorheen de proefstukken vermeden. Het volledig omwikkelen van de proefstukken zorgt voor een homogene herverdeling van het vocht, zonder grote veranderingen in het vochtgehalte van de proefstukken teweeg te brengen. Tabel 19 Experimentele procedure ter bepaling van de gasdoorlatendheid in functie van de verzadigingsgraad Dag Instructie Meting 0 Drogen bij 50 C en 80% R.V. 3 Stockeren in gesloten container 21 Vacuümverzadiging 22 Proefstukken wegen onder water m l Proefstukken wegen boven water m s Proefstukmantels omwikkelen met Al-folie (+weging) Proefstukken in oven bij 80 C 23 Proefstukken volledig omwikkelen met Al-folie (+weging) Proefstukken in oven bij 80 C 24 Proefstukken uit oven halen en stockeren bij 20 C en 60% R.V. 25 Proefstukken ontdoen van Al-folie Proefstukken wegen m 1 Eerste permeabiliteitsmeting uitvoeren bij 2, 3 en 4 bar k a1 Proefstukken in oven bij 80 C 28 Proefstukken volledig omwikkelen met Al-folie (+weging) 29 Proefstukken uit oven halen en stockeren bij 20 C en 60% R.V. 30 Proefstukken ontdoen van Al-folie Proefstukken wegen m 2 Tweede permeabiliteitsmeting uitvoeren bij 2, 3 en 4 bar k a2 Proefstukken in oven bij 105 C 35 Proefstukken uit oven halen en stockeren bij 20 C en 60% R.V. 36 Proefstukken wegen m 3 Derde permeabiliteitsmeting uitvoeren bij 2, 3 en 4 bar k a3

71 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 54 De eigenlijke gasdoorlatendheidsmetingen worden uitgevoerd d.m.v. de Cembureau permeameter (Figuur 25). Daartoe wordt het proefstuk in de permeameter geplaatst waarna het luchtdicht wordt afgesloten door het oppompen van een rubberen band omheen het proefstuk. Hierdoor wordt verhinderd dat gas langsheen het proefstuk zou lopen, in plaats van erdoor. Vervolgens wordt zuurstofgas onder een bepaalde druk (2, 3 en 4 bar) doorheen het proefstuk gestuwd. Wanneer de gasstroom een evenwichtstoestand bereikt heeft, kan het gasdebiet opgemeten worden m.b.v. een zeepbelmeter. Hierbij wordt de tijd gemeten die een luchtbel nodig heeft om een buisje met een gekend volume te doorlopen. In de praktijk wordt aangenomen dat de evenwichtstoestand ongeveer een half uur na het aanleggen van de druk bereikt is. Bovenstaande procedure wordt herhaald voor ieder van de drie proefstukken. De schijnbare gasdoorlatendheid (k a ) wordt dan berekend volgens: Met μ d de dynamische viscositeit van het beschouwde gas (zuurstof op 20 C: μ=2, Nsm -2 ) P atm de atmosfeerdruk (1 bar) P 1 de ingestelde gasdruk (2,3 of 4 bar) Q het gasdebiet doorheen het proefstuk L de dikte van het proefstuk (0,05 m) A de doorstromingsoppervlakte, loodrecht op L Figuur 25 Proefopstelling gaspermeabiliteit, Cembureau permeameter

72 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden Vorst/dooibestandheid met dooizouten De bepaling van de vorst/dooibestandheid gebeurt op acht proefstukken met diameter 100±6 mm en hoogte van 50±3 mm. Deze worden bekomen door het boren van vier kernen uit een betonnen plaat, waarna deze in twee gezaagd worden. Op deze manier verkrijgt men telkens vier proefstukken waarvan het blootstellingsvlak een bekistingsvlak of een afstrijkvlak is. Het vervaardigen van de proefstukken gebeurt op een ouderdom van zowel 28 als 91 dagen. Hierna worden de proefstukken gedurende drie dagen gedroogd in een klimaatkast bij 50±2 C en 80±3% R.V., waarna ze voor 18 dagen in gesloten containers geplaatst worden. Vervolgens worden de proefstukken m.b.v. epoxy ingekleefd in geïsoleerde PVC-hulzen. Om de waterdichtheid ervan na te gaan dient een laag van 5±2 mm drinkwater op het proefoppervlak aangebracht te worden gedurende 72±2 uur. Wanneer de waterdichtheid gegarandeerd is, worden alle oppervlakken behalve het proefoppervlak thermisch geïsoleerd en wordt een 5±2 mm dikke laag van 3% NaCl-oplossing aangebracht op het proefoppervlak. Om verdamping te voorkomen, wordt een polyethyleenfolie gebruikt om het bovenvlak af te sluiten (Figuur 26). De proefstukken worden nu in de vrieskast geplaatst, waarin ze onderworpen worden aan herhaalde vorst-dooicycli (cfr. NBN EN 1338 (2003) (Figuur 27)). Tijdens zo een cyclus, die 24 uur duurt, varieert de temperatuur tussen +20 C en -18 C. Na iedere 7 cycli wordt de afschilfering van het proefoppervlak opgemeten voor ieder proefstuk. Dit gebeurt door het spoelen van het oppervlak d.m.v. een spuitfles en door voorzichtig borstelen tot al het losgekomen materiaal verwijderd is. Dit materiaal wordt opgevangen in filters en na droging van de filters gedurende minimum 24 uur bij een temperatuur van 105±5 C wordt het drooggewicht van het afgeschilferd materiaal bepaald. Het massaverlies per oppervlakte-eenheid (L) wordt bepaald door: Met M de massa van het losgekomen materiaal en A de oppervlakte van het proefoppervlak. Als eis wordt gesteld door NBN EN 1338 (2003) dat het gemiddelde massaverlies over alle proefstukken genomen lager moet liggen dan 1 kg/m² en dat het massaverlies van de individuele proefstukken niet groter mag zijn dan 1,5 kg/m².

73 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 56 Figuur 26 Principe van opstelling voor de vorst/dooiproef (1. Proefoppervlak 2. Polyethyleenfolie 3. 3% NaCl-oplossing 4. Proefstuk 5. Epoxybodem 6. Thermische isolatie 7. Temperatuurmeetsysteem 8. Epoxy) [NBN EN 1338 (2003)] Carbonatatie Figuur 27 Temperatuursverloop gedurende vorst/dooicyclus [NBN EN 1338 (2003)] Om de carbonatatieweerstand van de verschillende betonmengsels te bepalen, worden de proefstukken onderworpen aan een versnelde cabonatatietest. De procedure van de test verloopt als volgt. Op een ouderdom van 1, 3 en 6 maanden worden telkens 12 kubussen met zijde 100 mm in een carbonatatiekast (10% CO 2, 20 C en 60% R.V.) geplaatst. 7 dagen eerder werden ze uit een geklimatiseerde ruimte (20 C en 95% R.V.) gehaald en werden 5 van de 6 zijvlakken behandeld met een ondoorlatende coating. Op deze manier kan het CO 2 slechts via één richting het beton binnendringen. De coating werd in twee lagen aangebracht. Het niet-behandelde zijvlak, het blootstellingsvlak, is telkens een bekistingsvlak. Na ongeveer 4, 8, 12 en 16 weken worden vervolgens telkens drie kubussen uit de carbonatatiekast gehaald, doormidden gespleten en wordt het breukvlak besprenkeld met fenolftaleïne.

74 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 57 Bij een ph-waarde van het beton hoger dan 10 kleurt fenolftaleïne paars, bij een ph-waarde lager dan 8,2 is het kleurloos. Aangezien depassivatie optreed wanneer de ph daalt onder 9, kan de gecarbonateerde zone met goede schatting gelijkgesteld worden aan het niet-verkleurde gedeelte van het breukvlak. Tijdens de versnelde carbonatatietest worden de proefstukken gestockeerd in een omgeving met CO 2 - concentratie van 10%. In de literatuur worden echter verschillende CO 2 -concentraties waarbij deze test doorgaat, teruggevonden. Zo wordt in de NBN B (2008) een CO 2 -concentratie van 1% voorgeschreven, in NT Build 357 (1989) een concentratie van 3%. De AFPC-AFREM procedure voorziet een CO 2 -concentratie van 50%. Bij hoge CO 2 -concentraties blijken andere mechanismen een rol te spelen bij carbonatatie dan in de natuurlijke omstandigheden (0,03% CO 2 ). Castellote et al. (2009) vond dat deze verandering van mechanismen bij OPC optreedt bij CO 2 -concentraties hoger dan 3%. Het gebruik van de omzettingsformule voor het bekomen van de carbonatatiecoëffciënt in natuurlijke omstandigheden uit een versnelde carbonatatietest ( ) dient dan ook met enige voorzichtigheid gebruikt te worden. Bovendien houdt deze formule geen rekening met variaties in temperatuur en luchtvochtigheid onder de werkelijke omstandigheden. Uit Bernal et al. (2012) blijkt dat bij toepassing van de versnelde carbonatatietest voor mengsels met puzzolanen de levensduur significant onderschat wordt. Dit is te wijten aan het feit dat tijdens versnelde carbonatatie de belangrijkste reactieproducten bicarbonaten zijn, tegenover carbonaten in natuurlijke omstandigheden, bij lage CO 2 -concentraties. De vorming van bicarbonaten heeft een grotere daling van de ph tot gevolg, zodat onder versnelde carbonatatie een meer agressieve omgeving voor betonstaal gecreëerd wordt dan in werkelijke omstandigheden zal optreden. Andere bronnen stellen dat bij verhoogde CO 2 -concentraties en snelle chemische reactie, de propagatie van het carbonatatiefront afgeremd wordt, doordat het water dat gevormd wordt tijdens de carbonatatie niet tijdig kan verdreven worden uit het beton [Saetta & Vitaliani (2004)]. Op die manier verhoogt de vochtigheid in het beton en is het minder toegankelijk voor het CO 2 -gas, zodat de levensduur zou overschat worden door uitvoering van een versnelde carbonatatietest bij verhoogde CO 2 -concentraties Chloridemigratie De test ter bepaling van de chloridemigratiecoëfficiënt van het beton verloopt conform NT Build 492 (1999). De proefstukken voor deze test zijn cilindervormig met diameter 100 mm en hoogte 50 mm. Ze worden bekomen door het boren van een kern uit betonkubussen waarna aan weerszijden van de kern een schijf van mm afgezaagd wordt. Vanaf de twee uiteinden van de kern wordt vervolgens een cilindervormig proefstuk met hoogte 50±2 mm afgezaagd. Per test worden op deze manier zes proefstukken vervaardigd. Het eindvlak van de proefstukken dat zich het dichtst tegen het bekistingsvlak bevond, zal tijdens de test blootgesteld worden aan de chlorideoplossing. Dit vlak wordt het blootstellingsvlak genoemd. Op een ouderdom van 1, 3 en 9 maanden worden de proefstukken vacuüm verzadigd onder een absolute druk van 1-5 kpa. Zeven dagen voordien werden de proefstukken vervaardigd op bovenstaande

75 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 58 wijze. De vacuüm wordt aangehouden gedurende drie uur, waarna de vacuümcontainer gevuld wordt met een verzadigde Ca(OH) 2 -oplossing tot alle proefstukken ondergedompeld zijn. Vervolgens wordt de vacuüm nog een uur aangehouden, waarna de proefstukken nog gedurende 18±2 uur ondergedompeld blijven. Voor het uitvoeren van de eigenlijke migratietest worden twee reservoirs waarin de kathode opgesteld staat, gevuld met een 10% NaCl-oplossing (100 g NaCl per 900 g water). De proefstukken worden in rubberen hulzen met binnendiameter 100 mm en lengte 150 mm geplaatst en door middel van twee klemmen vastgezet. Vervolgens plaatst men in ieder reservoir drie proefstukken, op zo n manier dat enkel het blootstellingsvlak van de proefstukken in contact staat met de NaCl-oplossing. Op het andere eindvlak van de proefstukken wordt 300 ml van een 0,3 N NaOH-oplossing (12 g NaOH per liter water) aangebracht. In deze NaOH-oplossing wordt een anode aangebracht. Na het opmeten van de temperatuur van de verschillende oplossingen wordt een elektrisch veld aangelegd, met een beginspanning van 30 V. Op basis van de waargenomen elektrische stroom doorheen het proefstuk dient deze spanning eventueel aangepast te worden (cfr. Appendix 2, Tabel 1 van NT Build 492 (1999)). Afhankelijk van de uiteindelijk opgelegde spanning en de hierbij horende elektrische stroom wordt de testduur bepaald. Na het beëindigen van de test wordt de uiteindelijke stroom genoteerd en de temperatuur van de oplossingen opgemeten. Vervolgens worden de proefstukken uit de hulzen genomen en gespleten. Door het besprenkelen van de breukvlakken met een 0,1 M zilvernitraatoplossing wordt de chloride-indringing zichtbaar. De indringingsdiepte dient opgemeten te worden ter hoogte van zeven plaatsen, onderling 10 mm van elkaar verwijderd, symmetrisch gelegen ten opzichte van het midden van het breukvlak. De migratiecoëffciënt (D nssm [ m²/s]) kan vervolgens berekend worden via: Met en Waarbij: z: absolute waarde valentie van de ionen, voor chloride is deze waarde gelijk aan 1 F: constante van Faraday, F = 9,648*10 4 J/(V.mol) U: absolute waarde van de opgelegde spanning, V R: gasconstante, R = 8,314 J/(K.mol) T: gemiddelde van de initiële en finale temperatuur van de NaOH-oplossing, K L: dikte van het proefstuk, m x d : gemiddelde waarde van de indringingsdiepte, m t: testduur, s erf -1 : inverse errorfunctie c d : chlorideconcentratie waarbij de zilvernitraatoplossing een kleurverandering ondergaat, c d = 0,07 N voor OPC beton

76 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 59 c 0 : chlorideconcentratie in de katalytische oplossing, c 0 = 2 N Na invullen van de getalwaarden geeft dit: Waarbij T uitgedrukt wordt in C, L en x d in mm en de testduur in uren Chloridediffusie De diffusietest komt in grote lijnen overeen met de werkwijze voorgeschreven in NT Build 443 (1995). De vervaardiging van de proefstukken gebeurt op exact dezelfde manier als beschreven bij de migratietest. Bij de versnelde diffusietest worden op een leeftijd van 1 en 3 maand de proefstukken ondergedompeld in een verzadigde Ca(OH) 2 -oplossing tot wanneer ze een constante massa bereikt hebben. Deze constante massa werd bereikt na twee weken onderdompeling. Vervolgens wordt over geheel het proefstuk behalve het blootstellingsvlak een coating aangebracht. Het aanbrengen van de coating gebeurt in twee lagen. Wanneer de coating uitgehard is, worden de proefstukken opnieuw voor 14 dagen ondergedompeld in de verzadigde Ca(OH) 2 -oplossing. Vervolgens worden ze gedurende 63 dagen ondergedompeld in een NaCl-oplossing met een concentratie van 165 g NaCl per liter oplossing. Bij de aangepaste diffusietest onder natuurlijke omstandigheden worden de proefstukken niet verzadigd met Ca(OH) 2. Op een ouderdom van 28 en 91 dagen wordt de coating aangebracht op dezelfde manier als hierboven beschreven, waarna de proefstukken gedurende 125 dagen ondergedompeld worden in een NaCl-oplossing met een concentratie van 33 g NaCl per liter oplossing. Dit is ongeveer de zoutconcentratie in zeewater. Wanneer de onderdompelingsduur voltooid is, worden drie van de zes proefstukken gespleten en wordt de chloride-indringing opgemeten analoog als bij chloridemigratietest. Op die manier wordt het mogelijk het chloridegehalte ter hoogte van de kleuromslag te bepalen. Van de overige drie proefstukken wordt het chlorideprofiel bepaald. Hiertoe worden d.m.v. een profile grinder (Figuur 28) van ieder proefstuk tien laagjes van ongeveer 2 mm parallel met het blootstellingsvlak afgeslepen onder de vorm van poeder. De werkelijke laagdiktes worden bepaald met een meetklok. Na droging bij 80 C worden de poeders gezeefd met een zeef met mazen van 160 µm. Uit analyse van deze poeders kan het zuur- en wateroplosbare chloridegehalte bepaald worden, waarmee de chlorideprofielen bepaald kunnen worden. Voor de bepaling van het zuuroplosbare chloridegehalte gaat men als volgt tewerk: Weeg 2 gram poeder af in een maatbeker Voeg 5 ml salpeterzuur (0,3 mol/l HNO 3 ) en 40 ml gedeïoniseerd water toe Meng de componenten met een roerstaaf Plaats de maatbeker op een kookplaat en breng het mengsel aan het koken

77 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 60 Van zodra het kookpunt bereikt is, worden de maatbekers van de kookplaat verwijderd Giet het mengsel door een filter in een picnometer. Spoel de maatbekers met gedeïoniseerd water en giet dit ook door de filter in de picnometer. Doe dit tweemaal. Leng de oplossing aan tot 100 ml Schudt de maatkolven zodat de componenten zich goed vermengen Vermeng 10 ml van de oplossing met 40 ml salpeterzuur (0,3 mol/l HNO 3 ) en 10 ml gedeïoniseerd water en analyseer Het bepalen van het wateroplosbare chloridegehalte verloopt als volgt: Weeg 2,5 gram poeder af in een potje Voeg 50 ml gedeïoniseerd water toe Schudt het mengsel en laat een dag rusten zodat het poeder kan bezinken Pipetteer 5 ml van het mengsel, vermeng het met 40 ml salpeterzuur (0,3 mol/l HNO 3 ) en 15 ml gedeïoniseerd water en analyseer Figuur 28 Opstelling van de profile grinder (links) en de meetklok (rechts) De analyse gebeurt door middel van titratie, met het automatisch titratieapparaat Metrohm MET 702 (Figuur 29), van AgNO 3 in het te analyseren mengsels tot het equivalentiepunt van de reactie (Ag + +Cl - => AgCl ) bereikt is. Dit equivalentiepunt wordt gekarakteriseerd door een plotse verandering van de potentiaal van de oplossing. Het bepalen van het equivalentiepunt gebeurt door het titreren van 5 ml 0,01 M Nacl-oplossing met AgNO 3. Uit de bekomen titratiecurve kan het equivalentiepunt afgelezen worden. Om de exacte concentratie van de AgNO 3 -oplossing te bepalen wordt opnieuw een titratie uitgevoerd op 5 ml van de 0,01 M NaCl-oplossing. Het totaal toegevoegde volume aan AgNO 3 -oplossing op het ogenblik dat het equivalentiepunt bereikt wordt, kan worden afgelezen van het titreertoestel. De exacte concentratie van de AgNO 3 -oplossing wordt dan berekend via:

78 Hoofdstuk 3: Materialen en methoden 61 De effectieve bepaling van de chlorideconcentratie in de te analyseren mengsels gebeurt dan op basis van het totaal getitreerd volume AgNO 3 op het ogenblik van het bereiken van het equivalentiepunt. De formules voor de bepaling van het totaal, wateroplosbaar, vrij chloridegehalte en gebonden chloridegehalte luiden: Totaal chloridegehalte: Wateroplosbaar chloridegehalte: Vrij chloridegehalte = 0,8* Wateroplosbaar chloridegehalte[yuan(2009)] Gebonden chloridegehalte = Totaal chloridegehalte Vrij chloridegehalte Met 10 de verdunningsfactor; 35,45 g/mol de molaire massa van chloride; 2g (2,5g) de massa van het betonpoeder in de extractieoplossing. Op die manier kan van ieder poeder de chlorideconcentratie berekend worden, aan de hand waarvan vervolgens het chlorideprofiel van de proefstukken opgesteld kan worden. Figuur 29 Automatisch titratietoestel Metrohm MET 702