Badanie właściwości betonu ze zbrojeniem rozproszonym z włókien niemetalicznych

W zależności od materiału, wymiarów i ilości zastosowanych włókien fibrobeton może po zarysowaniu wykazywać efekt wzmocnienia lub osłabienia [3–6]. W fibrobetonach raczej nie występuje zjawisko kruchego pękania.

Artykuł stanowi kontynuację prac [7–8], w których opisano wyniki badań mieszanki betonowej i próbek betonowych zbrojonych włóknem syntetycznym.

W niniejszej części przeprowadzono klasyfikację wytrzymałości fibrobetonu, określono energię zniszczenia, przeanalizowano zależność pomiędzy wytrzymałością na ściskanie i na rozciąganie przy zginaniu oraz zależności:

• siła – szerokość rozwarcia rysy (F-CMOD),
• siła – szerokość przemieszczenia końcówki rysy (F-CTOD)
• i siła – ugięcie (F-δ).

Badania laboratoryjne

Przeprowadzono badania laboratoryjne zgodnie z normą PN-EN 14651 [9] (test trzypunktowego zginania – 3PBT). Zastosowano beton odpowiadający klasie C40/50 i C45/50 dla odpowiednio mieszanki bez włókien (NC) i z włóknami (FRC) zgodnie z PN 206 [10].

Próbki w kształcie prostopadłościanów o wymiarach 150×150×550 mm przygotowano zgodnie z wymogami PN-EN 14651 [9]. Szczegółowy opis zastosowanych materiałów oraz sposobu przygotowania próbek zamieszczono w części pierwszej opracowania [7], a wyniki badań w części drugiej [8]. Widok stanowiska badawczego pokazano na FOT. 1.

Klasyfikacja wytrzymałości fibrobetonu

W celu sklasyfikowania wytrzymałości fibrobetonu według normy Model Code 2010 [11] zakłada się model liniowo-sprężysty, biorąc pod uwagę charakterystyczną wytrzymałość na zginanie ƒ_R,1k, która odpowiada stanowi granicznemu użytkowania (SGU) i ƒ_R,3k odpowiadającej stanowi granicznemu nośności (SGN). W szczególności rozpatruje się dwa parametry: parametr ƒ_R,1k reprezentujący przedział wytrzymałości oraz stosunek ƒ_R,3k/ƒ_R,1k, oznaczony literą a, b, c, d lub e.

Przedział wytrzymałości określają dwie kolejne liczby w szeregu: 1,0; 1,5; 2,0; 2,5; 3,0; 4,0; 5,0; 6,0; 7,0; 8,0;… [MPa], natomiast przyporządkowanie do liter a, b, c, d lub e zależy od przedziału liczbowego, w jakim znajduje się stosunek wytrzymałości resztkowych:

• a, jeśli 0,5 ≤ ƒ_R,3k/ƒ_{R,1k < 0,7},
• b, jeśli 0,7 ≤ ƒ_R,3k/ƒ_R,1k < 0,9,
• c, jeśli 0,9 ≤ ƒ_R,3k/ƒ_R,1k < 1,1,
• d, jeśli 1,1 ≤ ƒ_R,3k/ƒ_R,1k < 1,3,
• e, jeśli 1,3 ≤ ƒ_R,3k/ƒ_R,1k.

Warto wspomnieć, że wzmocnienie włóknem może całkowicie lub częściowo zastąpić tradycyjne zbrojenie, jeśli zachodzą następujące zależności:

Określenie klasy wytrzymałości resztkowej oraz stosunku ƒ_R,3k/ƒ_R,1k i ƒ_R,1k/ƒ^ƒ_ct,Lk jest więc konieczne do sklasyfikowania wytrzymałości badanej mieszanki betonowej FRC. W celu otrzymania wartości charakterystycznych podanych wytrzymałości wykorzystuje się wzory (1) i (2):

gdzie:

ƒ^ƒ_ct,Lk – charakterystyczna wytrzymałość resztkowa na rozciąganie przy zginaniu w zakresie proporcjonalności liniowej [N/mm²],
ƒ^ƒ_ct,Lm – średnia wytrzymałość resztkowa na rozciąganie przy zginaniu w zakresie proporcjonalności liniowej [N/mm²],
ƒ_R,jk – charakterystyczna resztkowa wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu odpowiadająca CMOD = CMOD_j lub δ = δ_j (j = 1,2,3,4) [N/mm²],
ƒR,jm – średnia resztkowa wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu odpowiadająca CMOD = CMOD_j lub δ = δ_j (j = 1,2,3,4) [N/mm²],
s – odchylenie standardowe próbki [N/mm²], które oblicza się z zależności (3) lub (4):

gdzie:

n – liczba próbek,
k – współczynnik zależny od ilości próbek podany w tabeli 2 w Model Code 2010 [11], dla 3 próbek równy 1,89.

Wyniki obliczeń potrzebnych do klasyfikacji wytrzymałości fibrobetonu widoczne są w TABELI. Na ich podstawie można stwierdzić, że pomimo możliwości przyporządkowania ƒR,j1k do 1,0–1,5 jako pierwszego parametru stosunek ƒ_R,3k/ƒ_R,j1k jest mniejszy od 0,5, zatem nie zalicza się nawet do najniższego parametru a. Dodatkowo stosunek ƒ_R,j1k/ƒ^ƒ_ct,Lk wynosi jedynie 0,33, co oznacza, że zastosowanie badanych włókien syntetycznych w ilości 2,0 kg/m³ nie może zastąpić tradycyjnego zbrojenia konstrukcyjnego. Należałoby tu jednak przeprowadzić dodatkowe badania, w których wykorzystane będą inne zawartości włókien i proporcje poszczególnych składników mieszanki betonowej, aby postawione wnioski były wiążące.

Energia zniszczenia

Energia zniszczenia (G_F–CMOD) jest równa polu powierzchni pod krzywą F-CMOD, w przeprowadzonych badaniach liczona do CMOD = 3,5 mm (G_{F–CMOD = 3,5}). Na RYS. 1 przedstawione są wyniki dla poszczególnych próbek NC i FRC oraz ich średnia (G_MF–CMOD = 3,5), odchylenie standardowe (S_G) i współczynnik zmienności (V_G).

Wynika z nich, że belki zbrojone włóknami charakteryzują się około 20 razy większą energią pękania. Spowodowane jest to faktem, że po pojawieniu się rysy belki FRC nie uległy kruchemu zniszczeniu, tak jak belki bez włókien, ale wciąż przenosiły znaczące obciążenia przy wzrastającym CMOD.

W badaniach przeprowadzonych przez Buratti i in. [12], w zależności od ilości, wymiaru i materiału niemetalicznego włókna, G_F–CMOD liczone do CMOD = 4 mm wzrosło od 3 do 7 razy.

Kiedy w [13] dodano do mieszanki betonowej 4,6 kg/m³ i 5,3 kg/m³ polipropylenowych włókien o długości 40 mm i o przekroju prostokątnym 3,0×0,2 mm, to G_F–CMOD do CMOD = 3 mm wynosiło 825% i 1200% energii pękania betonu bez włókien.

Sivakumar i in. w [14] użyli polipropylenowych włókien o długości 20 mm i o średnicy 0,10 mm w ilości 0,50% i zaobserwowali, że G_F–CMOD do CMOD = 3 mm wzrosło z 1,74 do 7,92 Nm. Wynika stąd, że w przeprowadzonych badaniach różnica między zwykłym betonem a fibrobetonem była znacznie większa niż wartości przedstawione w literaturze i zanotowano istotną poprawę właściwości mechanicznych mieszanki po dodaniu włókien.

Po zakończeniu testu próbki fibrobetonowe zostały przepołowione (FOT. 2–5). Dzięki temu można było zaobserwować rozkład włókien w przekroju, w którym powstało zarysowanie. Zauważono, że włókna miały pewną tendencję do tworzenia tzw. jeży, które były wynikiem niecałkowitego rozbicia się wiązek włókien podczas mieszania.

W przyszłości większa uwaga powinna zostać poświęcona procesowi mieszania składników mieszanki betonowej. Chodzi m.in. o czas mieszania włókien tylko z kruszywem, który powinien zostać wydłużony, aby rozbiło ono w całości wiązki fibry.

Zależność pomiędzy wytrzymałością na ściskanie i na rozciąganie przy zginaniu

Na RYS. 2 przedstawiono wykres zależności wytrzymałości na ściskanie i na rozciąganie przy zginaniu (ƒ_cm –ƒ_ƒl) dla serii FRC i wyników zawartych w literaturze.

Wynika z niego, że próbki o ƒ_cm ≈ 60,0 MPa charakteryzowały się zwykle wyższym ƒ_ƒl, a często betony z o wiele niższym fcm osiągały podobne lub wyższe ƒ_ƒl.

Mniejsza wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu FRC w porównaniu do opisywanych w innych publikacjach może być skutkiem jeży, które pojawiły się podczas mieszania betonu. Dodatkowo, w kolejnych badaniach, należałoby dążyć do optymalizacji mieszanki betonowej, tak aby fibrobeton, spełniając określone wymagania (docelowe ƒ_cm i ƒ_ƒl), był możliwie ekonomiczny i przyjazny dla środowiska (np. poprzez zmniejszenie ilości zastosowanego cementu czy zastosowanie innych dodatków lub domieszek).

Krzywe F-CMOD; F-δ i F-CTOD

Na RYS. 3–4 zamieszczono wykresy F-CMOD, F-δ i F-CTOD odpowiednio dla serii NC i FRC. Można zauważyć, że kształty krzywych są do siebie bardzo podobne, jednak F-CTOD i F-δ osiągają argumenty mniejsze dla określonej wartości siły niż krzywa F-CMOD. Dodatkowo, do momentu po zarysowaniu i gwałtownym spadku siły, krzywe F-CTOD i F-δ dla FRC znacznie się pokrywają.

Jeśli chodzi o wykresy dla NC, to należy pamiętać, że czas testu był bardzo krótki, a do zarysowania doszło bardzo szybko, dlatego też powinno się wziąć pod uwagę niepewności pomiarowe.

Z wykresu pokazanego na RYS. 5 wynika, że zależności CMOD-CTOD, CMOD-δ i CTOD-δ są liniowe. W przypadku próbek NC, widoczne są pewne odchylenia mogące być skutkiem wspomnianych wcześniej niepewności pomiarowych oraz braku czasu na ustabilizowanie się próbki i czujników.

Warto również zauważyć, iż dla NC szybciej wzrasta CTOD niż δ względem CMOD. Inaczej jest dla próbek FRC, gdzie szybciej wzrasta do wartości CMOD ≈ 0,32 mm – δ, następnie do CMOD ≈ 4 mm – CTOD, a na koniec znów δ względem CMOD.

Na RYS. 5 pokazano również prostą proponowaną w normie PN-EN 14651 [9] dla określenia zależności między δ a CMOD. Prosta ta znacznie odbiega od uzyskanych wyników z badań.

Ciekawa jest też zależność CTOD od δ, gdyż jest ona liniowa, taka że ƒ_(CTOD) ≈ δ. Na przykład dla δ równego 2,5 mm uzyskuje się CTOD równe około 2,5 mm.

Podsumowanie i wnioski

Celem przeprowadzonych badań było wykorzystanie normy PN-EN 14651 [9] przeznaczonej dla belek zbrojonych włóknami metalicznymi i sprawdzenie, czy może być ona zastosowana do badania próbek z włóknami syntetycznymi.

Dodatkowo zbadano płynność i wytrzymałość na ściskanie oraz na rozciąganie przy zginaniu mieszanki betonowej bez włókien i z włóknami. Sprawdzono również, czy zastosowana fibra mogłaby zastąpić tradycyjne zbrojenie prętami stalowymi, a więc czy mogłaby pełnić funkcję nośną.

Z przeprowadzonych badań wyciągnięto następujące wnioski:

• Normę PN-EN 14651 [9] można wykorzystać do badań betonu zbrojonego włóknami syntetycznymi.
• Dodanie 2 kg/m³ włókien syntetycznych do betonu spowodowało znaczne pogorszenie urabialności mieszanki betonowej i jej spadek z klasy S5 do S2. Po przepołowieniu belek zauważono również, że włókna miały pewną tendencję do tworzenia tzw. jeży, które były wynikiem niecałkowitego rozbicia się wiązek włókien podczas mieszania. W kolejnych badaniach czas mieszania włókien tylko z kruszywem powinien być wydłużony, tak aby rozbiło ono w całości wiązki fibry.
• Wytrzymałość na ściskanie betonu bez włókien wynosiła średnio 58,05 MPa, a dla betonu z włóknami 60,87 MPa, a więc wzrosła o niecałe 5%.
  Zastosowanie zbrojenia rozproszonego pozwoliło na zwiększanie klasy betonu o jedną – z C40/50 na C45/55.
  Dodatkowo użycie 0,22% włókien syntetycznych pozwoliło na uzyskanie większej o 13% wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu.
• Belki bez zbrojenia rozproszonego uległy nagłemu, kruchemu zniszczeniu chwilę po przeniesieniu maksymalnego obciążenia. Natomiast próbki fibrobetonowe, pomimo znacznego spadku przenoszonej siły po zarysowaniu, nadal przeciwdziałały obciążeniu przy wzrastającym CMOD, możliwe więc było określenie wytrzymałości resztkowych.
  W zakresie pozasprężystym widoczny był istotny wpływ fibry, dzięki której wzrosła ciągliwość betonu, a próbki zachowały swoją integralność, nie rozpadając się na pół nawet po zakończeniu testu. Energia pękania w przypadku próbek fibrobetonowych zwiększyła się o ok. 20 razy w porównaniu do belek niezbrojonych.
• Rozproszenie krzywych ƒ_(CMOD) w regionie pozaszczytowym FRC było wynikiem zastosowanej metody badania – mały rozmiar powierzchni pęknięcia skutkuje dużą zmiennością statystyczną ilości włókien przecinających tę powierzchnię.
• Kształty krzywych F-CMOD, F-CTOD i F-δ są do siebie bardzo podobne, jednak F-CTOD i F-δ osiągają argumenty mniejsze dla określonej wartości siły niż krzywa F-CMOD. Zależności CMOD-CTOD, CMOD-δ i CTOD-δ są liniowe, a dodatkowo zależność CTOD-δ jest taka, że ƒ_(CTOD) ≈ δ. Prosta proponowana w normie PN-EN 14651 [9] dla określenia zależności między δ a CMOD znacznie odbiega od tych zarejestrowanych podczas testów belek z włóknami.

Literatura

1. Ł. Drobiec, R. Jasiński, W. Mazur, T. Rybarczyk, „Numerical Verification of Interaction between Masonry with Precast Reinforced Lintel Made of AAC and Reinforced Concrete Confining Elements”, „Applied Sciences”, t. 10, nr 16, 2020, doi:10.3390/app10165446.
2. Ł. Drobiec, „FEM model of the masonry made of hollow calcium silicate units”, „Procedia Engineering”, t. 193, 2017, s. 462–469, doi: 10.1016/j.proeng.2017.06.238.
3. I. Löfgren, H. Stang, J.F. Olesen, „The WST method, a fracture mechanics test method for FRC”, „Materials and Structures ”, t. 41, nr 1, 2008, s. 197–211, doi: 10.1617/s11527-007-9231-3.
4. L. Liao, A. Fuente, S. Cavalaro, A. Aguado, „Design procedure and experimental study on fibre reinforced concrete segmental rings for vertical shafts”, „Materials & Design”, t. 92, 2016, s. 590–601, doi: 10.1016/j.matdes.2015.12.061.
5. M.A. Glinicki, „Testing of macro-fibres reinforced concrete for industrial floors”, „Cement Wapno Beton”, t. 13/75, nr 4, 2008, s. 184–195.
6. Ł. Drobiec, J. Blazy, „Współczesne niemetaliczne zbrojenie rozproszone stosowane w konstrukcjach betonowych”, „IZOLACJE” 5/2020, s. 70–84.
7. J. Blazy, Ł. Drobiec, „Badanie właściwości mechanicznych betonu ze zbrojeniem rozproszonym z włókien niemetalicznych – cz. 1”, „IZOLACJE” 4/2021, s. 74–78.
8. J. Blazy, Ł. Drobiec, „Badanie właściwości mechanicznych betonu ze zbrojeniem rozproszonym z włókien niemetalicznych – cz. 2”, „IZOLACJE” 6/2021, s. 78–83.
9. PN-EN 14651+A1:2007, „Metoda badania betonu zbrojonego włóknem stalowym. Pomiary wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu (granica proporcjonalności LOP)”.
10. PN-EN 206+A1:2016-12, „Beton. Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność”.
11. „Model Code for Concrete Structures 2010: International Federation for Structural Concrete”, „Final draft-Volume” 1, 2013.
12. N. Buratti, C. Mazzotti, M. Savoia, „Post-cracking behaviour of steel and macro-synthetic fibre-reinforced concretes”, „Construction and Building Materials”, t. 25, nr 5, 2011, s. 2713–2722, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2010.12.022.
13. M.N. Soutsos, T.T. Le, A.P. Lampropoulos, „Flexural performance of fibre reinforced concrete made with steel and synthetic fibres”, „Construction and Building Materials”, t. 36, 2012, s. 704–710, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2012.06.042.
14. A. Sivakumar, M. Santhanam, „Mechanical properties of high strength concrete reinforced with metallic and non-metallic fibres”, „Cement and Concrete Composites”, t. 29, nr 8, 2007, s. 603–608, doi: 10.1016/j.cemconcomp.2007.03.006.
15. H. Guo, L. Jiang, J. Tao, Y. Chen, Z. Zheng, B. Jia, „Influence of a hybrid combination of steel and polypropylene fibers on concrete toughness”, „Construction and Building Materials”, t. 275, 2021, s. 122132 doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.122132.
16. M. Hsie, C. Tu, P.S. Song, „Mechanical properties of polypropylene hybrid fiber-reinforced concrete”, „Materials Science and Engineering A”, t. 494, nr 1–2, 2008, s. 153–157, doi: 10.1016/j.msea.2008.05.037.
17. A.M. Luna i in., „Experimental mechanical characterization of steel and polypropylene fiber reinforced concrete”, „Revista Técnica de la Facultad de Ingenieria Universidad del Zulia”, t. 37, nr 2, 2014, s. 106–115.
18. A. Richardson, K. Coventry, „Dovetailed and hybrid synthetic fibre concrete-impact, toughness and strength performance”, „Construction and Building Materials”, t. 78, 2015, s. 439–449, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.01.003.
19. M. Carlesso, S. Cavalaro, A. Fuente, „Flexural fatigue of pre-cracked plastic fibre reinforced concrete: Experimental study and numerical modeling”, „Cement and Concrete Composites”, t. 115, 2021, s. 103850, doi: 10.1016/j.cemconcomp.2020.103850.
20. C. Camille, D. Kahagala, O. Mirza, F. Mashiri, B. Kirkland, T. Clarke, „Performance behaviour of macro-synthetic fibre reinforced concrete subjected to static and dynamic loadings for sleeper applications”, „Construction and Building Materials”, t. 270, 2021, s. 121469, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.121469.
21. Z. Hongbo, Z. Haiyun, G. Hongxiang, „Characteristics of ductility enhancement of concrete by a macro polypropylene fiber”, „Materials Science”, 2020, s. 100087, doi: 10.1016/j.rinma.2020.100087.
22. S.A. Altoubat, J.R. Roesler, D.A. Lange, K. Rieder, „Simplified method for concrete pavement design with discrete structural fibers”, „Construction and Building Materials”, t. 22, 2008, s. 384–393, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2006.08.008.
23. V.M. Sounthararajan, S. Thirumurugan, A. Sivakumar, „Reinforcing Efficiency of Crimped Profile of Polypropylene Fibres on the Cementitious Matrix”, „Research Journal of Applied Sciences, Engineering and Technology”, t. 6, nr 14, 2013, s. 2662–2667.
24. K. Behfarnia, A. Behravan, „Application of high performance polypropylene fibers in concrete lining of water tunnels”, „Materials & Design”, t. 55, 2014, s. 274–279, doi: 10.1016/j.matdes.2013.09.075.
25. S. Ismail, M. Ramli, „Effects of Adding Fibre on Strength and Permeability of Recycled Aggregate Concrete Containing Treated Coarse RCA”, „Journal of Civil and Environmental Engineering”, t. 8, 2014, s. 918–924.
26. S.P. Yap, C.H. Bu, U.J. Alengaram, K.H. Mo, M.Z. Jumaat, „Flexural toughness characteristics of steel-polypropylene hybrid fibre-reinforced oil palm shell concrete”, „Materials & Design”, t. 57, 2014, s. 652–659, doi: 10.1016/j.matdes.2014.01.004.
27. D. Altalabani, D.K.H. Bzeni, S. Linsel, „Mechanical properties and load deflection relationship of polypropylene fiber reinforced self-compacting lightweight concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 252, 2020, s. 119084, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119084.
28. C.S. Das, T. Dey, R. Dandapat, B.B. Mukharjee, J. Kumar, „Performance evaluation of polypropylene fibre reinforced recycled aggregate concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 189, 2018, s. 649–659, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.09.036.
29. J. Jeon, W. Kim, C. Jeon, J. Kim, „Processing and Mechanical Properties of Macro Polyamide Fiber Reinforced Concrete”, „Materials (Basel)”, t. 7, nr 12, 2014, s. 7634–7652, doi: 10.3390/ma7127634.
30. J.R. Roesler, D.A. Lange, S.A. Altoubat, K.A. Rieder, G.R. Ulreich, „Fracture of plain and fiber-reinforced concrete slabs under monotonic loading”, „Journal of Materials in Civil Engineering”, t. 1561, 2004, s. 452–460, doi: 10.1061/(ASCE)0899-1561(2004)16.
31. J. Li, J. Niu, C. Wan, X. Liu, Z. Jin, „Comparison of flexural property between high performance polypropylene fiber reinforced lightweight aggregate concrete and steel fiber reinforced lightweight aggregate concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 157, 2017, s. 729–736, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.09.149.
32. F. Shi, T.M. Pham, H. Hao, Y. Hao, „Post-cracking behaviour of basalt and macro polypropylene hybrid fibre reinforced concrete with different compressive strengths”, „Construction and Building Materials”, t. 262, 2020, s. 120108, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120108.
33. A.H.H. Al-Masoodi, A. Kawan, M. Kasmur, R. Hamid, M.N.N. Khan, „Static and dynamic properties of concrete with different types and shapes of fibrous reinforcement, „Construction and Building Materials”, t. 104, 2015, s. 247–262, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.12.037.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!