geeft de verhouding volume/betonoppervlak in contact weer en bedraagt 2 A c

Dat beton een uiterst populair bouwmateriaal is, mag blijken uit het feit dat er in 27 niet minder dan 12 miljoen kubieke meter beton gestort werd op de bouwplaats. Niettegenstaande dit materiaal talloze kwaliteiten vertoont (mechanische sterkte, brandweerstand, thermische inertie, geluidsisolatie, ), heeft het toch ook een belangrijk nadeel waaraan verschillende onderzoekers reeds sedert de uitvinding ervan paal en perk trachten te stellen : zijn krimp.? B. Parmentier, ir., afdelingshoofd, afdeling Structuren V. Pollet, ir., adjunct-departementshoofd, departement Materialen, Technologie en Omhulsel G. Zarmati, ir., onderzoeker, laboratorium Structuren Aangezien deze nieuwe norm weldra de NBN B 15-2 ( 3 ) zal vervangen, leek het ons niet alleen interessant om even de aandacht te ves tigen op de talloze aanpassingen die doorgevoerd werden in de voorspellingsmo dellen (vooral voor wat betreft de autogene krimp), maar ook op de impact van de uitvoeringsme thoden op de beheersing van de verhinderde krimp. Dit artikel actualiseert de informatie uit een vorig WTCB-Tijdschrift [13]. De verhinderde betonkrimp Voorspelling volgens de Eurocode 2 en beheersing met uitvoeringstechnieken Betonkrimp is een volumieke vervorming die teweeggebracht wordt door de fysicochemische verschijnselen tengevolge van de hydratatie van de cementpasta en de droging. Betonkrimp gaat vaak gepaard met een volumevermindering doordat de relatieve vochtigheidsgraad van gestort beton initieel 1 % bedraagt, terwijl de omgeving doorgaans een lagere relatieve vochtigheid vertoont ( 1 ). Dit fenomeen verdient de nodige aandacht vermits het aan de grondslag kan liggen van diverse pathologieën bij betonconstructies waarvan de vervorming verhinderd wordt ( 2 ). Men heeft het in deze context over verhinderde krimp. De ontwerper heeft de moeilijke taak om deze te beheersen, opdat er geen scheuren of overmatige vervormingen zouden optreden die de duurzaamheid en de prestaties (stabiliteit, dichtheid, ) van het bouwwerk in het gedrang zouden kunnen brengen. Zoals we zullen aantonen in dit artikel, kan ook de aannemer in zekere mate bijdragen tot de beperking van dit probleem, dat door velen beschouwd wordt als de Achilleshiel van dit referentiemateriaal. Dankzij de Eurocode 2 is het tegenwoordig mogelijk de totale krimpwaarde van het beton te voorspellen, met inbegrip van haar specifieke autogene component. Deze aanpassing was nodig omdat er in de rekenmethoden ook rekening gehouden wordt met hogesterktebeton (> C5/6). 1 Betonkrimp De totale krimp van een betonelement kan hoofdzakelijk ontleed worden in twee componenten : de autogene krimp en de drogingskrimp ( 4 ). Beide vervormingstypes kunnen berekend worden vol gens de nieuwe norm NBN EN 1992-1-1 Eurocode 2. Ontwerp en berekening van betonconstructies. Deel 1-1 : algemene regels en regels voor gebouwen [4] en haar Nationale Bij lage (ANB) [5]. 1.1 Dr o g i n g s k r i m p Beton is een materiaal dat vervaardigd wordt met een bekend hydraulisch bindmiddel : cement. De hoeveelheid water die nodig is om de hydratatiereacties op gang te brengen, bedraagt ongeveer 23 % van de cementmassa, wat overeenkomt met een water-/cementfactor (W/C) van,23 [9]. De waterhoeveelheid die voortvloeit uit deze verhouding zal echter geenszins volstaan voor een uitvoering van beton in normale omstandigheden. In combinatie met (super)plastificeerders hanteert men doorgaans een W/C-verhouding van,45 tot,65. Bij een hogesterkte- of een ultrahogesterktebeton kan men dankzij een aangepaste samenstelling en een toeslagstoffencocktail de W/C-factor doen dalen tot ongeveer,3 (essentieel voor een compacte microstructuur en hoge prestaties) zonder hierdoor uitvoeringsproblemen te veroorzaken. Afb. 1 Krimp in een betonwand die enkel bekist werd aan de basis. Zulke samenstellingen vertegenwoordigen slechts een beperkt marktaandeel. Bij een gewoon beton is het bijkomende water, bovenop de minimale waterhoeveelheid die verbruikt werd tijdens de hydratatiereactie, niet chemisch gebonden. Het zal dus uit de cementmatrix verdampen via de capillaire poriën indien de relatieve omgevingsvochtigheid lager is dan 1 %. Drogingskrimp (ook wel aangeduid als hydraulische of uitdrogingskrimp) treedt op naar aanleiding van de droging van de betonmassa [1]. Bij deze verdamping (die meerdere jaren kan duren) ontstaan er oppervlaktespanningen aan het raakvlak tussen de gehydrateerde cementkorrels die op hun beurt kunnen leiden tot macroscopische vervormingen in het element (met name een verkorting). De drogingskrimp van beton bedraagt ongeveer,1 tot,8 mm/m (1 tot 8 µm/m) en verhoogt naar mate : het mengsel meer cementpasta bevat (stijvere granulaten beperken de vervorming) de W/C-factor hoger is de relatieve vochtigheid lager is de hoeveelheid cement hoger is de gemiddelde straal van de elementdoorsnede ( 5 ) kleiner is het cementtype sneller is. ( 1 ) Behalve bij een plaatsing onder water. ( 2 ) In 27 waren problemen in verband met scheurvorming in beton goed voor 12 % van alle activiteiten van de afdeling technisch advies van het WTCB. ( 3 ) Gebaseerd op de norm NBN ENV 1992-1-1, de vorige versie van Eurocode 2. ( 4 ) In dit artikel wordt niet ingegaan op de thermische krimp die voortkomt uit een temperatuurstijging tengevolge van de exotherme hydratatiereacties. ( 5 ) De gemiddelde straal h geeft de verhouding volume/betonoppervlak in contact weer en bedraagt 2 A c /u, waarbij A c de oppervlakte van de betondoorsnede is en u de omtrek van het deel van de doorsnede dat blootstaat aan de uitdroging. Bij vloerplaten op de grond is h = 2.h (tweemaal de dikte van de plaat). WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 1

De drogingskrimp zal bovendien sneller optreden naarmate de gemiddelde straal van het element (h ) kleiner is. 1.2 Autogene krimp De autogene betonkrimp (ook wel aangeduid als de auto-uitdrogingskrimp of de chemische krimp) is een vervorming die kan toegeschreven worden aan het feit dat het volume van de hydratatieproducten kleiner is dan het volume van de aanwezige reactieproducten [1]. Aangezien deze vervorming ook optreedt zonder wateruitwisseling met de omgeving, kunnen we concluderen dat het een interne uitdroging van het beton betreft. In tegenstelling tot de drogingskrimp, zal deze krimp toenemen naarmate het beton een lagere W/C-factor vertoont. Dit wijst immers vaak op een hoog cementgehalte en bijgevolg ook op een grote mechanische sterkte (hogesterktebeton of HSC ( 6 )). De autogene betonkrimp varieert van,25 tot,2 mm/m (25 tot 2 µm/m), afhankelijk van het betontype. In de praktijk zal men enkel rekening houden met deze vervorming voor betonsoorten met een sterkteklasse groter dan C35/45 of voor zeer massieve elementen. Dankzij een WTCB-onderzoek op basis van experimentele metingen was het mogelijk de invloed van de W/C-factor en het cementtype (met name het cementmelk- en vliegasgehalte) aan te tonen [11]. 1.3 Plastische krimp Plastische krimp is het gevolg van een snelle droging van het beton in zijn plastische fase. Deze krimp is niets meer of minder dan de drogingskrimp die optreedt in het onverharde beton. De omvang van de plastische krimp wordt beïnvloed door de hoeveelheid water die verdampt aan het oppervlak (deze hangt af van de temperatuur, de relatieve omgevingsvochtigheid en de windsnelheid). Indien de verdampte waterhoeveelheid veel groter is dan deze die vrijkomt bij de bleeding van het beton, kunnen er scheuren ontstaan die te wijten zijn aan het feit dat de trekspanningen in de betonhuid de betonsterkte overtreffen. Deze scheurvorming hangt niet alleen af van de verdampingssnelheid aan het oppervlak, maar ook van de stijfheid en de exacte betonsterkte op dat moment. Plastische-krimpscheuren liggen doorgaans 15 tot 5 cm uit elkaar en kunnen zeer diep zijn (zie afbeelding 2). Hoewel bepaalde scheuren zich opnieuw kunnen sluiten tijdens de uitvoering van het beton (bv. tijdens het vlinderen van bedrijfsvloeren), blijven dit niettemin zwakke plekken die ( 6 ) High Strength Concrete in tegenstelling tot Normal Strength Concrete (NSC). 2 1 aanleiding kunnen geven tot het ontstaan van andere scheurtypes. De plastische krimp zal tenslotte toenemen naarmate de hoeveelheid cement in het mengsel stijgt en de W/C-factor afneemt. 2 Het model uit de Eurocode 2 De krimpvervormingen kunnen berekend worden met behulp van de Eurocode 2 die in 25 gepubliceerd werd door het Bureau voor Normalisatie. Deze volgt in grote lijnen de blauwdruk van het model uit de norm NBN B 15-2. Hierin werd evenwel geen onderscheid gemaakt tussen de twee krimpcomponenten (autogene krimp en drogingskrimp), zodat deze in één enkele waarde geïntegreerd werden. In de huidige versie van de Eurocode 2 werd dit probleem opgelost door de berekening van de autogene krimp gedetailleerder weer te geven. Dankzij deze formulering is het mogelijk om dit fenomeen en dan vooral voor hogesterktebeton correcter in rekening te brengen. 2.1 Totale krimp Afb. 2 Aanzienlijke scheurvorming in een bedrijfsvloer door drogingskrimp (1) en plastische krimp (2). 2 Zoals hiervoor reeds aangehaald werd, bestaat 2 de totale krimp (ε cs ) uit twee componenten : de drogingskrimp (ε cd ) en de autogene krimp (ε ca ). De drogingskrimp evolueert slechts langzaam doordat deze afhankelijk is van de migratie van water doorheen het verharde beton. De autogene krimp komt daarentegen reeds tot ontwikkeling tijdens het verhardingsproces en treedt bijgevolg hoofdzakelijk op gedurende de eerste dagen na het storten. Men kan de totale krimp berekenen met de volgende formule : ε =ε +ε cs cd ca waarbij : ε cs : de totale krimpvervorming ε cd : de drogingskrimp ε ca : de autogene krimp. (1) De krimp wordt doorgaans uitgedrukt in µs of in µm/m (1-6 m/m). 2.2 Voorspelling van de drogingskrimp De waarden uit formule 1 hangen af van verschillende factoren, waaronder de tijd. De evolutie van de drogingskrimp kan berekend worden met de volgende formule : ε cd (t) =βds(t,t s ) kh ε (2) cd, εcd, waarbij : β ds (t, t s ) : een functie die de evolutie van de drogingskrimp in de tijd weergeeft (β ds is gelijk aan 1 voor de berekening van de eindkrimpwaarde). Deze functie hangt af van h, terwijl t s de nabehandelingsduur voorstelt en (t-t s ) de drogingsduur (zie afbeelding 3, p. 3) k h : een coëfficiënt die afhangt van de gemiddelde straal h (zie afbeelding 4, p. 3) ε cd, : de nominale waarde voor de drogingskrimp. Afbeelding 5 (p. 4) toont de invloed van het cementtype op de drogingskrimp. Hieruit blijkt dat de sterkteklasse van het cement de krimp met om en bij de 6 % kan doen toenemen, naargelang van de sterkte. De tabel hieronder geeft waarden weer voor de drogingskrimp van een normaal cementtype (klasse N). Het betreft gemiddelde Nominale waarden (in ) voor de onverhinderde uitdrogingskrimp ε cd, van een beton dat samengesteld is uit een cement CEM van klasse N (42,5 N of 32,5 R). f ck /f ck,cube (MPa) Relatieve vochtigheid (%) 2 4 6 8 9 1 2/25,62,58,49,3,17 25/3,58,55,46,29,16 3/37,55,52,43,27,15 35/45,51,49,41,25,14 4/5,48,46,38,24,13 5/6,43,41,34,21,12 6/75,38,36,3,19,1 8/95,3,28,24,15,8 9/15,27,25,21,13,7 WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 2

1,9,8 h = 5 mm Afb. 3 β ds -coëfficiënt, afhankelijk van de gemiddelde straal h. De blootstellingsduur (t-t s ) stemt overeen met de drogingsduur (i.e. de periode na de nabehandeling).,7,6 β ds,5,4,3,2,1 h = 6 mm 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 t-t s [dagen] Gemiddelde straal h : 5 mm 1 mm 2 mm 3 mm 4 mm 5 mm 6 mm 1,2 1,8 1,85,75,7,7 Afb. 4 Waarde voor k h, afhankelijk van de gemiddelde straal h. k h,6,4,2 * 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 h [mm] Ge d e ta i l l e e r d e b e r e k e n i n g va n ε cd, e n β ds fcm 6 De gedetailleerde berekening van ε cd, gebeurt als volgt : ε cd, =,85 ( 22 + 11 αds1) exp αds2 1 βrh 1. In deze formule is : 3 RH β RH = 1,55 1 RH f cm = de gemiddelde druksterkte van beton (MPa) αds1 = een coëfficiënt die rekening houdt met het cementtype : deze coëfficiënt bedraagt 3 voor trage cementtypes (klasse S : 32,5 N), 4 voor normale cementtypes (klasse N : 32,5R 42,5 N), 6 voor snelle cementtypes (klasse R : 42,5 R - 52,5 N - 52,5 R) αds2 = een coëfficiënt die rekening houdt met het cementtype : deze coëfficiënt bedraagt,13 voor cementtypes van klasse S,,12 voor cementtypes van klasse N en,11 voor cementtypes van klasse R RV : de relatieve omgevingsvochtigheid (%) RV : de referentiewaarde voor de relatieve omgevingsvochtigheid (1 %) h = de gemiddelde straal van de doorsnede. Deze is gelijk aan 2 A /u, waarbij A de oppervlakte van de betondoorsnede is en u de c c omtrek van het deel van de doorsnede dat blootstaat aan de uitdroging. ( t ts) De evolutie van de drogingskrimp in de tijd kan uitgedrukt worden met de formule : β ds(t,t s) =, waarin : 3 t = de ouderdom van het beton op een gegeven ogenblik (dagen) ( t ts) +,4 h t s = de ouderdom van het beton (dagen) bij de aanvang van de drogingskrimp (of zwelling). Deze stemt overeen met het einde van de nabehandeling. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 3

7 Afb. 5 Waarden voor de nominale drogingskrimp ε cd, /β RH, afhankelijk van de druksterkte. 6 5 3 RH β RH = 1,55 1 1 ε cd /β RH [µs] 4 3 Klasse N Klasse R 2 1 Klasse S Klasse R Klasse N Klasse S 1 2 3 4 5 6 7 8 9 f ck [MPa] 2 18 Afb. 6 Eindwaarde voor de autogene krimp ε ca ( ), afhankelijk van de druksterkte f ck. 16 14 12 ε ca ( ) [µs] 1 8 6 4 2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 f ck [MPa] waarden die afgeleid werden uit een zeer groot aantal proefresultaten met een variatiecoëfficiënt van ongeveer 3 %. De berekening van ε cd, en β ds komt gedetailleerd aan bod in het kader op pagina 3. 2.3 Voorspelling van de autogene krimp Men kan de autogene krimp berekenen met behulp van de volgende formule (zie afbeelding 6 hierboven) : ε (t) =β (t) ε ( ) (3) ca as ca waarbij : ε ca ( ) = 2,5. (f ck 1). 1-6 (zie afbeelding 6) β as (t) = 1 exp(-,2. t,5 ), met t uitgedrukt in dagen. De autogene krimp verhoogt naarmate de W/C-factor kleiner is en de druksterkte f ck hoger ( 7 ). Deze invloed is vooral belangrijk bij betonsoorten met een hoog cementgehalte. Hoewel de reële W/C-factor niet altijd gekend is door de ontwerper, is de druksterkte dit doorgaans wel, aangezien deze bepaald wordt door het studiebureau. Het is dus aan de hand ( 7 ) f ck geeft de karakteristieke druksterkte van het beton weer, gemeten op een cilinder met een diameter van 15 mm en een hoogte van 3 mm, na 28 dagen. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 4

1,4 1,2 wcf,7 wcf,6 wcf,5 25 l wcf,4 Afb. 7 Invloed van de cementhoeveelheid op de totale krimpwaarde (wcf = W/C-factor) [15]. 1 225 l Krimp [mm/m],8,6 175 l 2 l wcf,3,4 15 l 125 l,2 1 l Waterhoeveelheid in l/m³ beton 15 2 3 4 5 6 7 Cementhoeveelheid in het beton [kg/m³] -1 Afb. 8 Invloed van de druksterkte van het beton op de totale krimp (CEM 42,5 N nabehandeling = 5d RV = 6 % h = 1 mm). -2-3 Krimp [µs] -4-5 C9/15 C9/15 C7/85-6 C12/15 C5/6 C45/55-7 C35/45 C25/3-8 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 C12/15 van deze laatste pragmatische parameter dat men de eindwaarde voor de autogene krimp kan voorspellen volgens de Eurocode 2. We willen erop wijzen dat de autogene krimp onafhankelijk is van de relatieve omgevingsvochtigheid (RV) en de afmetingen van het element (h ). Deze vervorming is bijgevolg homogeen in de massa en levert geen restspanningen op tengevolge van differentiële krimp indien de voorwaarden voor de ondergrond aan alle zijden van het element gelijk zijn. 2.4 Factoren die de krimp beïnvloeden Hierna gaan we dieper in op de invloedsfactoren voor de krimp. Dit gebeurt aan de hand van een aantal praktische voorbeelden. Zoals hiervoor reeds vermeld werd, zijn de W/C-factor en de cementhoeveelheid twee belangrijke factoren die de omvang van de totale betonkrimp bepalen. De invloed van deze factoren wordt weergeven in afbeelding 7. Uit deze grafiek blijkt dat, bij een constante W/Cfactor ( wcf ), de krimp toeneemt naarmate de cementhoeveelheid stijgt. Dit verschijnsel zal des te uitgesprokener zijn naarmate de W/C-factor stijgt. Dit kan men verklaren door het feit dat de krimp teweeggebracht wordt door een grotere hoeveelheid gehydrateerdecementpasta. Bij een gegeven verwerkbaarheid (d.w.z. een quasi constante waterhoeveelheid) wordt de krimp slechts in beperkte mate beïnvloed door de cementhoeveelheid. Zoals hiervoor reeds aangehaald werd, geeft WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 5

-1 AS -1-2 -2 AS Krimp [µs] -3-4 -5-6 DS TS Krimp [µs] -3-4 -5-6 DS TS -7 C25/3 CEM 42,5 N -7 C9/15 CEM 52,5 R -8-8 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 Autogene krimp (AS) Drogingskrimp (DS) Totale krimp (TS) Afb. 9 Evolutie van de verschillende krimpcomponenten, afhankelijk van de tijd (nabehandeling = 5d RV = 6 % h = 1 mm). 1 9 8 7 NSC Krimpaandeel = 91 % HSC Krimpaandeel = 94 % Afb. 1 Aandeel van de autogene krimp ten opzichte van de totale krimp voor twee betontypes, afhankelijk van de tijd (CEM 42,5 N nabehandeling = 5d RV = 6 % h = 1 mm). Krimpaandeel [%] 6 5 4 3 Hogesterktebeton (HSC) 2 1 Traditioneel beton (NSC) 365 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 Totale krimp / totale eindkrimp Endogene krimp / totale krimp de W/C-factor impliciet de ongebonden waterhoeveelheid in het beton weer en bijgevolg ook het krimpvermogen ervan. In de praktijk zal men de druksterkte van het beton een voor de ontwerper gekende waarde die proportioneel samenhangt met de W/C-factor gebruiken om de totale krimp te voorspellen. De invloed van de druksterkte op de totale krimpwaarde wordt geïllustreerd in afbeelding 8. Hieruit blijkt dat er een duidelijk verschil bestaat tussen een lage- (C12/15) en een hogesterktebeton (C9/15). Dit verschil hangt echter af van de drogingsduur : op jonge leeftijd kan een hogesterktebeton gelet op het feit dat dit onderhevig is aan een grotere autogene krimp immers een hogere totale krimp vertonen dan een beton met een lagere sterkte (zie verder). Na ongeveer 3 tot 4 dagen slaat deze tendens om, waardoor het hogesterktebeton uiteindelijk minder totale krimp zal vertonen. Afbeelding 9 geeft het aandeel van de autogene krimp ten opzichte van de totale krimp weer voor een normaal beton (links) en een hogesterktebeton (rechts). Hoewel de totale eindkrimpwaarde identiek is voor beide betontypes (ongeveer 5 µm/m), zijn er aanzienlijke verschillen voor wat betreft het autogene-krimpaandeel (roze curve) : deze bedraagt op het einde immers bijna 5 % voor HSB en minder dan 1 % voor normaal beton. Dit komt duidelijk tot uiting in afbeelding 1 (curves in volle lijn). We merken ook op dat de totale krimp 9 % van zijn eindwaarde bereikt na 1 jaar voor beide betonsoorten. Dit is hoofdzakelijk te wijten aan de zwakke h -waarde (1 mm) die men bij dit voorbeeld hanteerde. Ook de rol van de sterkteklasse van het cement (lage, normale of snelle verharding) mag geenszins onderschat worden. In afbeelding 11 (p. 7) ziet men dat het verschil tussen de diverse cementtypes met de tijd groter wordt en dat de totale eindkrimpwaarde tot 6 % hoger ligt voor een snel cement dan voor een traag cement. We hebben er reeds op gewezen dat de krimp afneemt naarmate het betonelement massiever is. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 6

-1 Afb. 11 Totale krimp, afhankelijk van het cementtype (C25/3 nabehandeling = 5d RV = 6 % h = 3 mm). -2-3 Krimp [µs] -4-5 -6-7 -8-1 -2 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 32,5 S / 32,5 N (klasse S) 32,5 R / 42,5 N (klasse N) 42,5 R / 52,5 N / 52,5 R (klasse R) Afb. 12 Invloed van de gemiddelde straal h op de totale krimp (C25/3 CEM 42,5 N nabehandeling = 5d RV = 6 %). Krimp [µs] -3-4 -5-6 -7-8 h = 1 mm h = 6 mm 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 6 mm 5 mm 4 mm 3 mm 2 mm 1 mm Afbeelding 12 geeft duidelijk aan dat de totale eindkrimpwaarde daalt naarmate de gemiddelde straal (h ) verhoogt. Uit afbeelding 13 (p. 8) kunnen we afleiden dat het aandeel van de totale krimp voor een betonelement C25/3O met een gemiddelde straal h van 1 mm na een blootstelling van een jaar bij een relatieve omgevingsvochtigheid van 6 % kan oplopen tot 91 % van de eindwaarde. Voor een gemiddelde straal van 4 mm daalt dit percentage tot 58 % (slechts iets meer dan de helft). De snelheid van de krimpevolutie speelt een doorslaggevende rol bij de scheurvorming in dubbellagige elementen, d.w.z. elementen die opgebouwd zijn uit een jong beton dat bovenop een oud beton gestort werd. De relatieve vervormingen tussen beide betonlagen kunnen aanzienlijke proporties aannemen vermits het oude beton reeds een groot deel van zijn eindkrimp achter de rug heeft en dus zo goed als gestabiliseerd is. De relatieve vochtigheid is één van de grensvoorwaarden die het hygrische evenwicht in stand houden en in grote mate bepalend zijn voor de omvang van de drogingskrimp en bijgevolg ook van de totale krimp. Afbeelding 14 (p. 8) illustreert deze parameter voor een normaal beton met een gemiddelde straal van 3 mm. De waarde van 5 % is kenmerkend voor een normaal binnenklimaat, terwijl de waarde van 8 % veeleer een weerspiegeling vormt van een buitenklimaat (seizoensafhankelijk). i Nuttige informatie Teneinde het gebruik van de Eurocode te vergemakkelijken, heeft de NA 'Eurocodes' de interactieve ShInt -module ontwikkeld, die gratis kan gedownload worden via www.normen.be/eurocodes (rubriek 'Normen/Rekenmodules'. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 7

Totale-krimpaandeel [%] 1 9 8 7 6 5 4 3 h = 1 mm Krimpaandeel = 91 % h = 2 mm Krimpaandeel = 78 % h = 3 mm Krimpaandeel = 67 % h = 4 mm Krimpaandeel = 58 % Afb. 13 Invloed van de gemiddelde straal h op het totale-krimpaandeel, afhankelijk van de tijd (C25/3 nabehandeling = 5d RV = 6 %). 2 1 365 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6-1 1 % Afb. 14 Invloed van de relatieve omgevingsvochtigheid op de totale krimp (C25/3 nabehandeling = 5d RV = 6 %). -2 Totale krimp [µs] -3-4 -5-6 -7-8 1 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 % 1 % 9 % 8 % 6 % 3 % % 3 Krimp en scheurvorming 3.1 Vrije krimp De vrije betonkrimp wordt doorgaans gemeten volgens de Belgische norm NBN B 15-216. Dit gebeurt op prisma s die bewaard worden onder gecontroleerde voorwaarden voor de temperatuur (2 ± 1 C) en de relatieve vochtigheid (6 ± 1 %). Deze metingen hebben betrekking op de totale betonkrimp na ontkisting. Om het specifieke aandeel van de autogene krimp en de drogingskrimp te achterhalen, gebruikt men twee reeksen proefstukken. De eerste reeks wordt van de buitenlucht afgeschermd door middel van een aluminiumfolie (voor het meten van de autogene krimp), terwijl de tweede gebruikt wordt voor het opmeten van de totale krimp. Vermits de autogene krimp optreedt van zodra het cement in contact komt met water, zal men een bijzondere meetuitrusting moeten hanteren om de omvang ervan gedurende de eerste uren te kunnen evalueren [11]. 3.2 Sc h e u rv e r m o g e n Het scheurvermogen van een betonnen bouwwerk wordt naast de krimp ook beïnvloed door de volgende factoren : de vervormbaarheid (elasticiteitsmodulus) de treksterkte WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 8

Afb. 15 Voorbeelden van betonelementen die onderhevig kunnen zijn aan verhinderde krimp. A. Bedrijfsvloer B. Betonwand in een waterzuiveringsstation C. Overlaging van een betonvloer D. Herstelmortel de warmteontwikkeling tijdens de exotherme hydratatiereacties het vermogen om de spanningen te verminderen (door kruip bij trekbelasting). 3.3 Verhinderde krimp De vervormingen tengevolge van de krimp hoeven niet noodzakelijk negatief te zijn. Ze worden dit pas van zodra ze verhinderd worden en er trekspanningen optreden. Indien deze spanningen een bepaalde drempel overschrijden die de treksterkte benadert, kunnen ze aanleiding geven tot scheurvorming in het beton en bijgevolg ook tot duurzaamheidsproblemen (bv. corrosie), dichtheidsproblemen of esthetische hinder (zie afbeelding 15). De scheurvorming is niet alleen afhankelijk van het vrije-krimpvermogen en het scheurvermogen van het beton. Ook de bijkomende belastingen en de beperkingsgraad van de structuur hebben hierbij een rol te spelen. Wat dit laatste punt betreft, geeft de norm NBN EN 1992-3 meer informatie over de berekening van silo s en reservoirs, twee schoolvoorbeelden aan de hand waarvan de verhinderde krimp geïllustreerd kan worden [1]). na de krimp A. Vrije krimp B. Verhinderde krimp vóór de krimp geen verbinding verbinding Afb. 16 Scheurvorming in een wand door inbedding in de funderingsplaat [7]. BUITEn ε σ BINNEN Reële vervorming Opgelegde vervorming (t, droging, ) beweging (door een inklemming of wrijving, twee 'mechanische' randvoorwaarden, zie afbeelding 16). De tweede oorzaak betreft een interne belasting. De hiervoor vermelde drogingskrimp, die verantwoordelijk is voor het grootste deel van de totale krimp in betonelementen met een normale sterkte, hangt af van de waterverdamping via de contactoppervlakken. De krimp in een gegeven volume van een betonelement zal groter zijn naarmate dit volume zich dichter bij het betonoppervlak bevindt (alwaar een snellere droging optreedt). De betonmassa vertoont met andere woorden een krimpgradiënt die aanleiding geeft tot zelfontspanningen, die ontstaan door de stabilisatie van de vervormingen in elk afzonderlijk vlak van het betonelement. Dit kan men verklaren door het feit dat de vervormingen vlak blijven op plaatsen waar geen scheurvorming optreedt (zie afbeelding 17). 3.5 Vervormbaarheid vóór scheurvorming De vervormbaarheid van beton (zijn elasticiteitsmodulus) evolueert volgens zijn maturiteit en dus zijn ouderdom. De eerste uren na het storten, is het beton nog zeer plastisch (zwakke elasticiteitsmodulus) en kan het aanzienlijke BUITEN Afb. 17 Scheurvorming door verhinderde krimp. Horizontale snede van een wand. 3.4 Oorzaken van verhinderde krimp Men kan twee oorzaken onderscheiden voor het ontstaan van verhinderde krimp. Zelftrekspanningen aan het oppervlak Druk De eerste, meest voor de hand liggende, oorzaak is de volledige of gedeeltelijke verhindering van Snede WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 9

Theoretische (elastische) trekspanning Afb. 18 Principeschema van de scheurvorming door verhinderde krimp. Treksterkte Spanning Trekspanning met kruip Theoretische scheurvorming Reële scheurvorming Tijd vervormingen opvangen. Naarmate het beton verhardt, stijgt zijn elasticiteitsmodulus en vermindert zijn potentieel om vervormingen op te vangen vóór er scheurvorming optreedt. Dit fenomeen vloeit voort uit de wet van Hooke voor elastische materialen. Zo kan een beton C3/37 met een elasticiteitsmodulus E cm van ongeveer 33 MPa na 28 dagen de volgende vervorming opnemen vóór er scheurvorming optreedt : fctm 2,3 ε fiss = = (4). E 33 cm =,9 mm/m = 9 µm/m. Deze vergelijking gaat enkel op indien het betonelement onderworpen wordt aan kortstondige trekspanningen. Indien deze belastingen gedurende een langere periode (weken of maanden) aangehouden worden, zullen er ontspanningsverschijnselen beginnen op te treden. Deze worden doorgaans in rekening gebracht door de elasticiteitsmodulus van het beton virtueel te verminderen met de kruipcoëfficiënt ϕ (zie Eurocode 2) : * Ecm Ecm = (5). 1 +ϕ De verhinderde betonkrimp kan beschouwd worden als een belasting die progressief stijgt en trekspanningen creëert in de structuur. Aangezien deze evolutie tijd vraagt, zal ook de ontspanning slechts progressief optreden. In de praktijk ligt de waarde van de kruipcoëfficiënt tussen 1,5 en 3,5. Indien we als voorbeeld de waarde 2 aannemen, is E* cm = E cm /3. Met de bovenstaande formule (4) kunnen we vervolgens de nieuwe waarde voor ε fis berekenen : ε = f = 2,9 (6). 11 * ctm fiss * Ecm =,26 mm/m = 26 µm/m. Vermits de elasticiteitsmodulus zwakker is, zullen de reële trekspanningen die door de krimp veroorzaakt worden in het (deels) ingeklemde element, lager zijn dan de theoretische elastische spanningen. Dit impliceert een verschuiving van de ouderdom waarop de scheurvorming optreedt (zie afbeelding 18). Rekening houdend met de drogingskinetica en de spanningsontwikkeling, kan een beton C3/37 in de praktijk vervormingen opnemen die variëren van 9 tot 26 µm/m. Indien we deze waarden vergelijken met de krimpwaarden die berekend werden volgens de Eurocode 2, kunnen we besluiten dat elk volledig verhinderd betonelement zou moeten scheuren in een omgeving met minder dan 9 % relatieve vochtigheid. Een volledige verhindering komt gelukkig slechts zelden voor in de realiteit (maar is niet uitgesloten). De ontwerper dient bijgevolg steeds rekening te houden met de verhinderingsgraad van de verschillende onderdelen van een betonconstructie en moet trachten om de impact van de potentiële scheurvorming zoveel mogelijk te beperken (bv. door middel van wapening). Men kan het scheurvermogen van een beton nagaan met de ringtest die beschreven wordt in verschillende normen [2, 3]. Het WTCB voert op dit moment een studie uit naar het scheurvermogen van vezelversterkt beton in het kader van een prenormatief onderzoek. 3.6 Beheersing van de scheurvorming Om het risico op scheurvorming te beperken, dient men aandacht te besteden aan de volgende drie aspecten : de beperking van de betonkrimp de beperking van het scheurvermogen en de gevolgen ervan het voorzien van vervormingsmogelijkheden voor (bepaalde delen van) de constructie. 3.6.1 Beperking van de krimp Men kan het scheurvermogen verminderen door de drogingskrimp als volgt in te perken : toepassing van een minimaal cementpastagehalte ( 8 ) dat toch compatibel is met de duurzaamheids- en sterkte-eisen gebruik van eventuele krimpreducerende toeslagstoffen die vermijden dat er meer ( 8 ) Bij een equivalente W/C-factor zal de krimp verhogen naarmate de cement- of waterhoeveelheid toeneemt [1, 7]. Een beperkte cementhoeveelheid verlaagt bovendien ook het risico op thermische krimp dat samenhangt met de ontwikkeling van de hydratatiewarmte. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 1

t Temperatuur Plastische krimp Autogene krimp Drogingskrimp Afb. 19 Principes voor een ideale nabehandeling [1]. ± 1 dag Meerdere dagen Tijd Verstuivings- of rijpingsmembraan Verstuiving of rijping met water Waterdichte folie Elke waterverdamping vermijden Ervoor zorgen dat de capillaire poriën steeds gevuld zijn met water Vertragen of uitstellen van de drogingskrimp. De autogene krimp gaat verder op hetzelfde ritme als de hydratatie. water wordt toegevoegd dan nodig is voor de hydratatiereacties gebruik van een aangepaste en continue korrelverdeling met een beperkte hoeveelheid fijne stoffen. Voor meer informatie hieromtrent verwijzen we naar de Technische Voorlichting nr. 24 [14] en naar de Nederlandse norm NEN 85 [9]. Gerolde granulaten zorgen voor een goed verwerkbaar mengsel met een kleiner waterverbruik dan bij vergruisde granulaten (waardoor de krimp verder beperkt wordt). Gerolde granulaten worden evenwel steeds minder gebruikt omwille van bevoorradingsproblemen, hun lagere treksterkte en hogere uitzettingscoëfficiënt. Indien ze economisch verantwoord zijn, kunnen bepaalde recent ontwikkelde producten in zekere mate bijdragen tot de beperking van de krimp (vooral bij een HSB) ( 9 ). Bij toepassing van deze technieken dient men de invloed ervan op de andere (bv. mechanische) betoneigenschappen na te gaan. Om de autogene krimp te beperken, moet men erop toezien dat de capillaire poriën van ( 9 ) Verzadigde poreuze granulaten, superabsorberende polymeren [12]. het beton steeds gevuld zijn met water. Op deze manier wordt er een soort reservoir gevormd waaruit de chemische reacties water kunnen putten zonder het volume van de verse cementpasta aan te tasten. Om dit reservoir te creëren, kan men een waterverstuiving of rijping uitvoeren [11]. 3.6.2 Be p e r k i n g va n h e t s c h e u rv e r m o g e n o f va n d e g e v o l g e n e rva n Om het scheurvermogen te beperken, kan men : de vervormbaarheid van het jonge beton stimuleren de snelle ontwikkeling van de treksterkte bevorderen (invloed van de nabehandeling, zie verder) een te grote cementhoeveelheid in de betonsamenstelling vermijden om de thermische krimp te beperken en een sterke drogingskrimp op lange termijn tegen te gaan de overbrugging en spreiding van microscheurtjes bevorderen door gebruik te maken van wapening met een kleine diameter of van vezels die de spanningen beter wegnemen. 3.6.3 Beperking van de belastingen Door elke externe of interne mechanische belasting uit te sluiten, kan men de vrije ontwikkeling van vervormingen in de constructie bevorderen. In dit opzicht dient men de volgende zaken zoveel mogelijk te vermijden : mechanisch niet-onontbeerlijke verbindingen tussen de verschillende delen van het bouwwerk wrijving tussen de delen van het bouwwerk differentiële vervormingen tussen de delen van het bouwwerk (die bijvoorbeeld op verschillende tijdstippen gegoten zijn) differentiële droging van de delen van het bouwwerk (dit kan aanleiding geven tot differentiële krimp en bijgevolg buigspanningen). 3.7 Invloed van de nabehandeling Uit de verschillende rekenmethoden kan men i No r m e n-an t e n n e Dit artikel werd opgesteld in het kader van de NA 'Eurocodes' en de NA 'Beton-Mortel-Granulaten'. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 11

niet onmiddellijk de invloed van de nabehandeling opmaken. De beschikbare proefresultaten leveren bovendien tegenstrijdige conclusies op voor wat betreft de eindwaarde van de totale krimp. Het gaat hier nochtans om een essentiële factor voor de bescherming van het beton. Door het tijdstip waarop het beton begint te drogen uit te stellen, kan men de sterkteontwikkeling optimaliseren en dit vooral in de betonhuid waar de droging maximaal is. Dankzij deze verhoogde sterkte zal het risico op scheurvorming verminderen van zodra de nabehandeling ten einde is. Een nabehandeling is vooral onontbeerlijk wanneer er strenge omgevingsvoorwaarden heersen (bv. wind, zon, vorst). Betonsamenstelligen die bepaalde cementsoorten bevatten, zijn bovendien uiterst gevoelig voor een nabehandeling. In afwachting van de norm NBN EN 1367 betreffende de uitvoering van betonconstructies, kan men katern 4 uit de WTCB-Dossiers nr. 24/1 Beton nabehandelen raadplegen dat onder meer aanbevelingen bevat omtrent de duur van de nabehandeling [12]. Afbeelding 19 (p. 11) geeft de principes weer voor een ideale nabehandeling. n * Literatuurlijst 1. Aïtcin P.-C., Acker P. en Neville A. Les différents types de retrait du béton. Parijs, LCPC, Bulletin des laboratoires des ponts et chaussées, nr. 215, 1998. 2. American Association of State Highway and Transportation Officials AASHTO PP 34-99. Standard practice for estimating the cracking tendency of concrete. Washington, AASHTO, 1998. 3. American Society for Testing and Materials ASTM C 1581-4. Standard test method for determining age at cracking and induced tensile stress characteristics of mortar and concrete under restrained shrinkage. West Conshohocken, ASTM, 24. 4. Bureau voor normalisatie NBN EN 1992-1-1 Eurocode 2 : ontwerp en berekening van betonconstructies. Deel 1-1 : algemene regels en regels voor gebouwen. Brussel, NBN, 24. 5. Bureau voor normalisatie prnbn EN 1992-1-1 ANB Eurocode 2 : ontwerp en berekening van betonconstructies. Deel 1-1 : algemene regels en regels voor gebouwen. Brussel, NBN, 27. 6. Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving Scheurvorming door krimp en temperatuurwisseling in wanden. Gouda, CUR, CUR-Rapport nr. 85, 1978. 7. ERMCO Statistics 27. Brussel, European Ready Mixed Concrete Industry, 28. 8. Nederlands Normalisatie-instituut NEN 85 Nederlandse aanvulling op NEN EN 26-1 Beton. Deel 1 : specificatie, eigenschappen, vervaardiging en conformiteit. Delft, NEN, 2 e editie, 22. 9. Neville A. Propriétés des bétons. Parijs, Eyrolles, 2. 1. Parmentier B. en Vyncke J. Betonnen wanden en platen voor vloeistofdichte toepassingen. Ontwerp en uitvoering volgens Eurocode 2. Brussel, Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf, WTCB-Dossiers, nr. 4, Katern 8, 25. 11. Piérard J. en Dieryck V. De krimp van jong speciaal beton. Brussel, Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf, WTCB-Dossiers, nr. 2, Katern 2, 24. 12. Pollet V. en Jacobs J. Beton nabehandelen. Brussel, Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf, WTCB-Dossiers, nr. 1, Katern 4, 24. 13. Pollet V. en Vyncke J. Krimp- en kruipwaarden van beton. Berekening volgens de norm NBN B 15-2. Brussel, Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf, WTCB-Tijdschrift, nr. 2, 1996. 14. Van Breugel K., van der Veen C., Waalraven J. en Braam C. R. Betonconstructies onder temperatuur- en krimpvervormingen. s-hertogenbosch, Stichting BetonPrisma, Betonpraktijkreeks 2, 1996. 15. Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf Cementgebonden bedrijfsvloeren. Brussel, WTCB, Technische Voorlichting nr. 24, 1997. WTCB-Dossiers Nr. 2/29 Katern nr. 3 pagina 12