Fibrobeton jako materiał konstrukcyjny

Fibrobeton z dodatkiem włókien stalowych wykorzystywany jest do wykonywania posadzek przemysłowych, nawierzchni drogowych i lotniskowych, fundamentów pod maszyny oraz innych elementów narażonych na obciążenia dynamiczne. Stosuje się go także w metodzie betonu natryskowego, np. podczas tworzenia obudowy budowli podziemnych lub w pracach remontowych.

Ponadto coraz częściej służy jako materiał elementów konstrukcyjnych, np. stropów zespolonych stalowo-fibrobetonowych (RYS. 1) lub elementów zbrojonych pochłaniających energię zniszczenia w obiektach narażonych na oddziaływania sejsmiczne [1]. 

Przykłady obiektów

Ciekawym przykładem zastosowania tego materiału jest wierzchnia płyta zapory w Longshua w Chinach. Obiekt ten znajduje się w strefie oddziaływań sejsmicznych [2], w środowisku na przemian mokrym i suchym.

Okresowo oddziałują na niego także duże różnice temperatur (w dzień i w nocy). Część paneli zapory wykonana jest z betonu zbrojonego tradycyjnie, a część – z tego samego betonu z dodatkiem włókien stalowych. Najdłuższy panel z fibrą ma 75 m. Warto dodać, że nawet po ostatnim trzęsieniu ziemi nie zaobserwowano na nim wyraźnych rys.

Włókna stalowe w elementach konstrukcyjnych zastosowano także w cienkiej strukturze powłokowej budynków znajdujących się w Europejskim Parku Oceanograficznym w Walencji (FOT. 1). Budowle składające się na ten obiekt są kombinacją betonu zbrojonego tradycyjnie i fibrobetonu.

Inne konstrukcje wykonane z betonu z dodatkiem fibry to: węzły kolejowe, np. stacja kolejowa Shawnessy w Calgary w Kanadzie [3, 4] (FOT. 2) czy stacja kolejowa Papatoetoe w Nowej Zelandii [3], tunele, zbiorniki, baseny, konstrukcje odporne na wybuchy, elementy wzmocnienia wzgórz i zboczy, rury i ściany (FOT. 3) [5, 6], a także kładki dla pieszych i mosty, m.in. kładka dla pieszych Sakata-Mirai w Maeta w Japonii [3, 7] (FOT. 4), kładka dla pieszych Pont du Diable we Francji [8] czy most Shepherds Gully Creek przeznaczony do ruchu pieszego i samochodowego, położony ok. 150 km na północ od Sydney w Australii.

Dodatek włókien stalowych

Istotą dodatku włókien stalowych do matrycy betonowej jest ich siła zakotwienia, dlatego stosuje się włókna o odkształconych końcówkach. Ważne są również parametry geometryczne włókien.

Jeśli porówna się wykres zależności σ – ε betonu bez włókien i z włóknami, można zauważyć, że pole pod krzywą, oznaczające energię potrzebną do zniszczenia elementu, jest większe w materiale z dodatkiem zbrojenia rozproszonego.

Na RYS. 2 przedstawiono wyniki badań ściskanych próbek betonowych z dodatkiem różnej ilości włókien. W pracy „Relationship between impact energy...” [9], z której pochodzi wykres, porównano energię zniszczenia różnych badanych betonów.

Wyniki tych badań dowodzą, że im więcej włókien w próbce, tym więcej potrzeba energii do jej zniszczenia. Stosunek pola pod krzywą fibrobetonu do pola pod krzywą zwykłego betonu obrazuje, czym skutkuje dodanie włókien (RYS. 3) [10]. Efekt zależy od ilości dodanego włókna, jego ­długości i smukłości, a także przyczepności do matrycy. Jednocześnie graniczne odkształcenie – towarzyszące całkowitemu zniszczeniu elementu – jest większe w fibrobetonie [9–14].

Udowodniono, że proces niszczenia betonów zwykłych i wysokowartościowych oraz niektórych betonów specjalnych pod obciążeniem ściskającym ma charakter trójstadialny [11, 14, 15]. Poszczególne stadia niszczenia rozgraniczają naprężenia inicjujące pękanie σ_i i naprężenia krytyczne σ_cr (RYS. 4).

Granicą między stadium stabilnej inicjacji rys a stadium stabilnej propagacji rys są naprężenia si, natomiast naprężenia σcr rozgraniczają stadia stabilnej propagacji rys i katastroficznego niszczenia [11].

Wiedza dotycząca wartości poziomów naprężeń σ_i i σ_cr w funkcji przyrostu naprężeń ściskających jest istotna, ponieważ wiąże się bezpośrednio z problemami trwałości i eksploatacji elementów konstrukcyjnych wykonanych z tych betonów [11]. Przeprowadzono więc badanie mające określić przebieg procesu niszczenia fibrobetonów o różnej zawartości włókien stalowych, w którym wyznaczono wartości poziomów naprężeń badanych próbek.

Badane materiały

Badaniom poddano 3 serie betonów oznaczonych jako BZS, BZ1 i BZ3. Betony te wykonano z cementu portlandzkiego żużlowego CEM II/B-S 32,5R, kruszywa żwirowego, piasku, superplastyfikatora i wody wodociągowej zdatnej do picia. Wielkość maksymalnego ziarna kruszywa wyniosła 16 mm. Składy badanych betonów różniły się jedynie ilością zastosowanego zbrojenia rozproszonego. Skład mieszanki betonowej podano w TABELI 1.

Do betonów serii BZ1 i BZ3 dodano włókna stalowe o wymiarach 1 mm/50 mm w ilości 1% oraz 3% w stosunku do masy betonu. Natomiast beton serii BZS potraktowano jak beton świadkowy, czyli nie zastosowano w nim zbrojenia rozproszonego.

Włókna stalowe dozowano do mieszanki w ostatniej fazie urabiania. Próbki betonowe przechowywano przez 28 dni w komorze klimatycznej w temp. powietrza 18°C (±1°C) i wilgotności względnej powietrza 95% (±5%), a następnie przechowywano je w warunkach powietrzno-suchych do chwili badania.

Procedura badawcza

Przebieg procesu niszczenia fibrobetonu pod obciążeniem ściskającym zbadano za pomocą dwóch metod: emisji akustycznej oraz pomiaru odkształceń. Określono poziomy naprężeń s_i i s_cr w funkcji przyrostu naprężeń ściskających.

Metoda emisji akustycznej

Do badań metodą emisji akustycznej przygotowano próbki prostopadłościenne o wymiarach 50×50×100 mm wycięte z większych elementów próbnych. Badania przeprowadzono za pomocą wieloczujnikowego zestawu aparaturowego do pomiaru emisji akustycznej.

Próbki ściskano z wyeliminowaniem tarcia na styku ich powierzchni z płytami dociskowymi maszyny wytrzymałościowej (FOT. 5–6). W tym celu powierzchnie te zeszlifowano, tak aby zachować ich równoległość z dokładnością do 0,05 μm, a następnie nałożono na nie smar techniczny.

W trakcie doraźnego ściskania próbek rejestrowanymi deskryptorami emisji akustycznej w funkcji czasu były tempo zdarzeń Nzd oraz wartość skuteczna sygnału RMS [16].

Metoda pomiaru odkształceń

Badaniom niszczącym metodą pomiaru odkształceń poddano próbki walcowe o wymiarach 150×300 mm. Pomiary odkształceń wykonano za pomocą systemu pomiarowego składającego się z centralnej jednostki sterującej, półmostkowych tensometrycznych wzmacniaczy multipleksowych oraz oprogramowania służącego do zarządzania systemem, wizualizacji, archiwizacji i obróbki danych.

Pomiar i wymuszenie siły uzyskano za pomocą uniwersalnej hydraulicznej maszyny wytrzymałościowej z ramą czterosłupową i elektroniczną jednostką sterującą (wieżą, konsolą) (FOT. 7). Pomiary odkształceń wykonano za pomocą foliowych przetworników tensometrycznych. Tensometry przyklejano na dwóch przeciwległych ściankach równoległych do osi działania siły ściskającej.

Procedura badawcza polegała na obciążaniu próbki w sposób statyczny przez sterowanie przemieszczeniem tłoka maszyny (FOT. 8–9). Przemieszczenie podawano z prędkością 0,5 mm/s. W wyniku badań otrzymano pomiary z obu przeciwległych ścianek próbki. Następnie pomiary uśredniono (RYS. 5).

Wyniki

Na RYS. 6–8 przedstawiono przebieg tempa zdarzeń N_zd emisji akustycznej zarejestrowanego w funkcji czasu ściskania betonów BZS, BZ1 i BZ3. Natomiast na RYS. 9–11 zamieszczono wyniki przebiegu wartości skutecznej sygnału emisji akustycznej (RMS), zarejestrowanej w funkcji czasu ściskania.

Na wszystkich rysunkach naniesiono także wykres przyrostu względnej wartości naprężeń ściskających σc/fc w funkcji czasu niszczenia t oraz zaznaczono poziomy naprężeń inicjujących pękanie σi i krytycznych σcr. Wyznaczono ponadto poziomy naprężeń inicjujących pękanie σi i naprężeń krytycznych σcr według kryteriów podanych w pracach „Naprężenia inicjujące i krytyczne...” [11] i „Ocena metodami akustycznymi...” [14]. W TABELI 2 zebrano wartości poziomów naprężeń określone dla wszystkich badanych serii.

Na RYS. 12–14 przedstawiono zależności naprężenie – odkształcenie w odniesieniu do wybranych próbek ściskanych z zarobów BZ1 (RYS. 12), BZ3 (RYS. 13) oraz BZS (RYS. 14). RYS. 15 przedstawia wykresy zależności σ–ε wszystkich badanych zarobów (BZ1, BZ3 oraz BZS) z włóknem stalowym o wymiarach 1/50 mm.

Podobnie jak w metodzie emisji akustycznej, poziomy naprężeń inicjujących pękanie si i naprężeń krytycznych σcr wyznaczono według kryteriów podanych w pracach „Naprężenia inicjujące i krytyczne...” [11] i „Ocena metodami akustycznymi...” [14]. Wartości poziomów tych naprężeń zebrano w TABELI 3.

Z wykresów przedstawionych na RYS. 12–15 wynika, że wraz ze wzrostem ilości włókien stalowych w betonie wzrasta naprężenie maksymalne osiągane przez beton, a wraz z nim rośnie graniczne odkształcenie towarzyszące całkowitemu zniszczeniu.

Maksymalne naprężenie zarobu BZS (0% fibry) wyniosło 35,58 MPa, zarobu BZ1 (0,5% fibry) – 37,52 MPa, a zarobu BZ3 (3% fibry) – 41,99 MPa. Im więcej fibry dodanej do matrycy betonowej, tym większe pole pod krzywą, co oznacza, że potrzeba więcej energii do zniszczenia takiego elementu.

Przeprowadzone za pomocą obu metod badania wykazały, że przebieg procesu niszczenia betonów BZ1 i BZ3 (zawierających zbrojenie rozproszone) traci trójetapowość (TABELA 3). Nie jest możliwe ustalenie w tych betonach poziomów naprężeń inicjujących pękanie σi.

Można mówić raczej o tym, że następuje chwilowa stabilna propagacja mikropęknięć przechodząca z kolei w chwilową gwałtowną propagację mikropęknięć. Należy sądzić, że obecność zbrojenia rozproszonego w betonie wpływa hamująco na propagację pęknięć podczas niszczenia i przyczynia się do redukcji koncentracji naprężeń w miejscach występowania defektów i nieciągłości struktury.

Jeżeli chodzi natomiast o naprężenia σcr, które są równe maksymalnej wartości sumarycznych odkształceń objętościowych DV w funkcji przyrostu względnej wartości naprężeń ściskających, to badania wykazały, że w betonach serii BZ1 i BZ3 poziom tych ­naprężeń jest nieco wyższy niż w betonie świadkowym BZS (niezawierającym zbrojenia rozproszonego) i wynosi odpowiednio 0,80 i 0,81 σc/fc w betonach serii BZ1 (RYS. 16) i BZ3 (RYS. 17) oraz 0,78 σc/fc w betonie świadkowym BZS (RYS. 18).

Warto ponadto zauważyć pewną analogię procesu niszczenia fibrobetonu do procesu niszczenia betonu nasączonego metakrylanem metylu, opisanego w pracach „Naprężenia inicjujące i krytyczne...” [11] i „Application de la méthode d’émission acous­tique...” [17].

Podsumowanie

Badania procesu niszczenia ściskanego fibrobetonu i betonu świadkowego (niezawierającego zbrojenia rozproszonego) przeprowadzone z wykorzystaniem metod emisji akustycznej oraz pomiaru odkształceń wykazały, że procesy te znacznie się różnią. Proces niszczenia fibrobetonu ma charakter dwustadialny, natomiast betonu świadkowego – trójstadialny.

Można także stwierdzić, że dodatek włókien stalowych ma wpływ na przebieg zależności σ–ε w betonach ściskanych. Poziom naprężeń krytycznych σcr wzrasta wraz ze wzrostem ilości włókien stalowych dodanych do mieszanki betonowej. Wydłuża się także część zakrytyczna wykresu σ–ε oraz zwiększa się energia potrzebna do zniszczenia elementu.

Podczas niszczenia obecność zbrojenia rozproszonego w betonie wpływa hamująco na propagację pęknięć i przyczynia się do redukcji koncentracji naprężeń w miejscach występowania defektów i nieciągłości struktury. Te parametry znacznie zwiększają właściwości fibrobetonu jako materiału konstrukcyjnego, wiążą się bowiem z polepszeniem nośności, elastyczności oraz wytrzymałości zmęczeniowej.

Literatura

1. J.P. Curtis, D.A. Hills, M.D. Cook et al., „The effect of fibre cross-sectional shape upon shock dissipation by fibrous composites, with potential application to insensitive munitions”, Computational Methods in Structural Dynamics and Earthquake Engineering, COMPDYN 2007 Conference, Crete.
2. G. Vitt, „Crack control with combined reinforcement: From theory into practice”, „Concrete Engineering International”, vol. 9/2005, Issue 4, s. 39–41.
3. S. Montens, „Ultra High Performance Fibre-Reinforced Concretes”, Bouygues-VSL, Eiffage and Vinci companies [prezentacja w programie Microsoft Office PowerPoint, źródło internetowe].
4. V.H. Perry, D. Zakariasen, „First Use of Ultra-High Performance Concrete for an Innovative Train Station Canopy”, „Concrete Technology Today Newsletter”, vol. 25, no. 2, August 2004, Portland Cement Association.
5. E. Bychkov, „Concrete reinforcement: Modern reinforced concrete products in Russia”, „Concrete Engineering International”, vol. 20/2007, Issue 1, s. 20.
6. S. Walis, „Steel fibre developments in South Africa”, „Tunels & Tunelling”, vol. 3/1995, s. 22–24.
7. M. Behloul, J.F. Batoz, „UHPFRC development on the last two decades: an overview”, UHPFRC 2009, Marsylia.
8. M. Behloul, R. Ricciotti, R.F. Ricciotti et al., „Ductal®Pont du Diable footbridge, France”, ed. J.Walraven, „Tailor Made Concrete Structures”, Taylor & Francis Group, London 2008, s. 335–338.
9. K. Marar, O. Eren, T. Celik, „Relationship between impact energy and compression toughness energy of high – strength fiber – reinforced concrete”, „Materials Letters”, vol. 47/2001, s. 297–304.
10. J. Śliwiński, „Beton zwykły. Projektowanie i podstawowe właściwości”, Polski Cement, Kraków 1999.
11. J. Hoła, „Naprężenia inicjujące i krytyczne a destrukcja naprężeniowa w betonie ściskanym”, monografia 33, „Prace Naukowe Instytutu Budownictwa Politechniki Wrocławskiej” nr 76, Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław 2000.
12. Z. Jamroży, „Betony ze zbrojeniem rozproszonym (co projektant wiedzieć powinien)”, XVII Ogólnopolska Konferencja Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji 2002, Ustroń.
13. A. Łapko, „Projektowanie konstrukcji żelbetowych”, Arkady, Warszawa 2000.
14. T. Gorzelańczyk, „Ocena metodami akustycznymi procesu niszczenia betonów samozagęszczonych”, Raport serii PRE nr 9/07, Wrocław 2007.
15. K. Flaga, K. Furtak, „Wpływ rodzaju kruszywa na poziomy naprężeń krytycznych w betonie ściskanym”, „Archiwum Inżynierii Lądowej”, z. 4/1981, s. 653–666.
16. T. Błaszczyński, M. Przybylska, J. Hoła, T. Gorzelańczyk, „Fibrobeton jako materiał konstrukcyjny i naprawczy”, [w:] „Współczesne metody naprawcze w obiektach budowlanych”, red. M. Kamiński, J. Jasiczak, W. Buczkowski, T. Błaszczyński, DWE, Wrocław 2009, s. 96–107.
17. T. Broniewski, J. Hoła, I. Śliwiński, „Application de la méthode d’émission acoustique aux essais du comportement du béton imprégné de polymčre soumis ála compressio”, „Materials and Structures”, vol. 27/1994, s. 331–337.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!