Definitie van het einde van de levensduur van beton
blootgesteld aan wapeningscorrosie en effect hiervan
op de milieuscore van het beton
Renée Callens
Promotor: prof. dr. ir. Nele De Belie
Begeleider: Philip Van den Heede
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in Civil Engineering
Vakgroep Bouwkundige Constructies
Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
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.
Gent, 2 juni 2014
De auteur
Renée Callens
ii
VOORWOORD
Men zegt wel eens dat je studententijd de mooiste tijd van je leven is. Daarover kan ik nog niet
oordelen, maar leerrijk en tegelijkertijd amusant was het in elk geval. Nu mijn studententijd met
rasse schreden aan het naderen is, neem ik graag de tijd om een aantal mensen speciaal te
bedanken.
Mijn begeleider Philip verdient het zeker en vast om in dit dankwoord als eerste vernoemd te
worden. Hij stond gedurende het ganse jaar klaar om mij bij te staan en mijn vragen te
beantwoorden. Zelfs in drukke perioden nam hij de tijd om mijn teksten met een kritische noot
te verbeteren. Kortom, zonder Philip was dit eindresultaat er niet. Daarnaast zou ik ook graag
mijn promotor, prof. dr. ir. De Belie, bedanken omdat zij interesse toonde in de voortgang van
mijn thesis.
Mijn vrienden en studiegenoten verdienen uiteraard ook een plaatsje in dit dankwoord. Aan de
vele legendarische feestjes, gezellige roddelavonden en lopen rond de watersbaan,… zal ik nog
vaak met een glimlach aan terug denken. Twee vrienden zou ik graag in het bijzonder
vernoemen. Ten eerste mijn beste vriendin Jolien. Per toeval kwam ik naast haar te zitten tijdens
de eerste lessen Wiskundige basistechniek in het eerste jaar. Sindsdien zijn we vriendinnen
geworden en heeft Jolien altijd voor mij klaar gestaan. Daarnaast zou ik ook graag mijn
studiegenoot en tegelijkertijd goede vriend Jonas bedanken omdat hij met veel geduld mijn
vragen tijdens examenperiodes beantwoord heeft. Bedankt ook aan mijn medepraesidiumleden
van het VTK. Ik ben trots op de evenementen die we samen georganiseerd hebben. Met de zotte
feestjes in de Vooruit maakten jullie mijn studententijd onvergetelijk!
Mijn ouders verdienen ook zeker en vast een apart dankwoord. Ze boden én bieden me alle
kansen aan om me te ontwikkelen. Ook bedankt aan mijn zus omdat ik steeds bij haar op kot
mocht komen eten en aan mijn broer omdat hij voor mij niet één maar twee fietsen in elkaar
gestoken. Mijn grootvader zou ik ook graag vernoemen omdat hij van kinds af aan interesse
toonde in mijn studies. Hij was altijd zo trots op zijn kleindochter en zou dit waarschijnlijk nu
nog meer dan ooit geweest zijn. Om mijn dankwoord te eindigen zou ik graag mijn vriend,
Stefaan, bedanken omdat ik altijd op hem kon rekenen.
Renée Callens, mei 2014
iii
OVERZICHT
Definitie van het einde van de levensduur van beton
blootgesteld aan wapeningscorrosie en effect hiervan
op de milieuscore van het beton
Renée Callens
Promotor: prof. dr. ir. Nele De Belie
Begeleider: Philip Van den Heede
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in Civil Engineering
Vakgroep Bouwkundige Constructies
Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013- 2014
Samenvatting
In het kader van de opwarming van de aarde is de zoektocht naar methodes om de uitstoot van
broeikasgassen te verminderen meer dan ooit aan de orde. Gezien met de cementproductie een
aanzienlijke CO2-uitstoot gepaard gaat en beton op vandaag wereldwijd met aanzienlijke
hoeveelheden toegepast wordt, wordt er op zoek gegaan naar een potentieel ‘groen beton’, een
beton dat de prestatiemogelijkheden, zoals de druksterkte en levensduur, van traditioneel beton
evenaart maar waarbij het vrijkomen van schadelijke stoffen tijdens het productieproces lager
is.
iv
In dit eindwerk wordt een levensduurvoorspelling, een input bij de levenscylcusanalyse
waarmee de milieu-impact kan bepaald worden, gedaan voor mengsels met gedeeltelijke
vervanging van portlandcement door puzzolanen, meer bepaald door vliegas of silica fume. Aan
vliegas en silica fume, bijproducten bij respectievelijk kolengestookte elektriciteitsproductie en
productie van silicium- en ferrosiliciumlegeringen, wordt immers slechts een deel van de CO2uitstoot tijdens het productieproces toegeschreven, waardoor deze in aanmerking te komen
voor een potentieel ‘groen beton’. Voor het onderzoek werden er twee traditionele
betonmengsels op basis van portlandcement en twee waarbij 50% van het portlandcement
vervangen werd door respectievelijk 50% vliegas en 40% vliegas en 10% silica fume.
Voor een omgeving blootgesteld aan carbonatatie-/chloride-geïnduceerde corrosie zijn in de
literatuur heel wat modellen terug te vinden die een levensduurvoorspelling toelaten waarbij de
tijd tot depassivatie van de wapening, namelijk de initiatietijd, wordt ingeschat. Dit betekent
echter niet dat niet dat het einde van de levensduur van de betonconstructie al bereikt is. De
propagatiefase waarbinnen daadwerkelijk wapeningscorrosie optreedt gevolgd door scheurvorming wordt buiten beschouwing gelaten.
In dit eindwerk wordt de levensduur op probabilistische wijze geschat aan de hand van de
modellen in DURACRETE BE95-1347/R9 (2000) waarbij de propagatieperiode, die geschat
wordt op basis van resistiviteitsmetingen, opgeteld wordt bij de initiatieperiode die volgt uit
versnelde carbonatatie- en chlorideproeven. Er werd vastgesteld dat verdere experimentele
verificatie van de inputparameters tot deze modellen aangewezen is. Uit onderzoek bleek dat de
propagatieperiode in het geval van carbonatatie-geïnduceerde corrosie een aanzienlijke bijdrage
heeft in de levensduur. Daarentegen wordt de levensduur bij chloride-geïnduceerde corrosie
slechts in geringe mate onderschat wanneer enkel de initiatieperiode in acht wordt genomen.
Resistiviteit van beton kan gekoppeld worden aan het corrosieproces omdat de weerstand die
elektrische ladingen ondervinden afhangt van dezelfde factoren als de weerstand die schadelijke
stoffen zoals chloriden en CO2-moleculen ondervinden, namelijk van de poriënstructuur en de
poriënoplossing.
Op een ouderdom van 28 dagen bleek de resistiviteit van het betonmengsel met gedeeltelijke
vervanging van portlandcement door zowel vliegas als silica fume met een factor 3 tot 6 hoger te
zijn dan die voor de andere mengsels. Dit mengsel heeft dan ook een dichtere poriënstructuur
door enerzijds het zogenaamde ‘filler-effect’, dat beschreven wordt als het opvullen van de
poriën met de veel kleinere korrels van het silica fume. Anderzijds is er een zeer hoge puzzolane
activiteit bij silica fume waardoor er meer hydratatieproducten gevormd worden die de
porositeit sterk doen afnemen. Op latere leeftijd, bleek ook de resistiviteit van het mengsel op
basis van portlandcement en vliegas met een factor 3 tot 4 keer hoger te zijn dan voor de
mengsels op basis van alleen portlandcement. De puzzolane reactie van vliegas komt immers
trager op gang dan de hydratatiereactie van portlandcement omdat eerst Ca(OH)2 moet
gevormd worden. Maar eenmaal de puzzolane reactie van vliegas gestart is, worden er echter
hydratatieproducten gevormd die de porositeit sterk doen dalen, wat de sterke toename in
resistiviteit verklaart op latere leeftijd.
Om de milieu-impact te bepalen werd de levenscyclus gemodelleerd in de LCA-software
SimaPro. Indien er rekening gehouden werd met de CO2-uitstoot tijdens de productie, de
druksterkte en de levensduur bleek dat mengsels met puzzolanen een lagere milieu-impact
hebben dan de traditionele betonmengsels wanneer deze toegepast worden in constructies
blootgesteld aan chloride-indringing. Uit het onderzoek kon echter niet vastgesteld worden of de
milieu-impact voor mengsels met puzzolanen al dan niet hoger of lager is dan voor traditionele
betonmengsels voor constructies blootgesteld aan een verhoogde concentratie CO2 of dus met
kans op carbonatatie-geïnduceerde corrosie.
Trefwoorden: Wapeningscorrosie, groen beton, levensduur, levenscyclusanalyse, resistivi
v
Definition of the End of Service Life for Concrete
exposed to Corrosion of the Reinforcing Steel and the
corresponding Effect on the Environmental Impact
Renée Callens
Supervisor(s): prof. dr. ir. N. De Belie, ir. arch. P. Van den Heede
Abstract – This article presents the results of a research
conducted to assess the difference in environmental impact
between potential ‘green’ concretes and traditional concretes.
First, the service life of mixtures with a 50% replacement of
Portland cement with respectively fly ash and fly ash and silica
fume and traditional Portland cement mixtures was estimated.
This service life could be used as input for life cycle assessment to
determine the environmental impact. Further on, the underestimation of service life that results from not including the
propagation period, as estimated from resistivity measurements,
was quantified. This last investigation was done for both
chloride- and carbonation induced corrosion.
Keywords – Corrosion of reinforcing steel, green concrete,
service life, life cycle assessment, resistivity
I. INTRODUCTION
Given the problem of global warming, the search for
methods to reduce CO2 emissions is more than ever an issue.
Since high amounts of CO2 are emitted during the production
of cement, there is a real need for ‘green’ concrete types. By
replacing a part of cement with by-products from other
industries, these emissions can be reduced. Therefore,
concrete mixtures with fly ash or silica fume, by-products
from respectively coal fired electricity production and the
manufacturing of silicon and ferrosilicon alloys, are potential
‘green’ concretes [1].
In literature numerous models can be found which allow an
estimation of the time to depassivation of the reinforcement,
also known as the initiation period. However this time span
does not really correspond with the end of service life. The
propagation period during which active corrosion and
corrosion-induced cracking occurs, is not taken into account.
In this research both the propagation period was estimated
from resistivity measurements. Resistivity of concrete can be
linked to the corrosion process because the resistance the
electric charges encounter is dependent on the amount of
pores and the pore solution of the concrete. The concrete’s
resistance to ingress of harmful substances such as chlorides
and CO2 molecules is dependent on the same parameters [2].
II. MATERIALS AND METHODS
A. Concrete mixtures
For this research 4 different concrete mixtures were made: 2
reference mixtures with Portland cement (CEM I 52.5 N) and
2 mixtures with 50% of the cement replaced by respectively
50% fly ash (F50) and 40% fly ash and 10% silica fume
(F40S10). The mixtures made with Portland cement only, and
a W/CM ratio of 0.45 (T(0.45)) and of 0.55 (T(0.55)) were
used as reference for respectively an environment with
exposure to chloride- and carbonation-induced corrosion.
B. Methods
The service life was quantified probabilistically using the
models given in Duracrete BE95-1347/R9 (2000). The
propagation period, as estimated from resistivity measurements was added to the initiation period, which resulted from
accelerated carbonation- and chloride-tests.
Per concrete mixture, resistivity measurements were executed with a four-point Wenner probe on concrete samples with
a different geometry at different ages.
To determine the environmental impact the life cycle was
modelled in the LCAsoftware SimaPro.
III. RESULTS
A. Resistivity
The bulk resistivity of a cube (side: 200 mm) at the age of 4
and 20 weeks for each mixture is shown in Figure 1 for each
mixture.
Figure 1 – Bulk resistivity of cube at the age of 4 and 20 weeks
Resistivity at the age of 4 weeks — The resistivity of
mixture F40S10 seems to be 4 times as high in comparison
with the other mixtures (see Figure 1). This higher resistivity
is due to the smaller porosity of this mixture. There is a
twofold explanation for this. First of all, there is the filler
effect of the very fine silica fume. As a consequence, a better
particle packing can be achieved. Secondly silica fume is
characterized by a high pozzolanic activity. More hydratation
products are formed and the porosity decreases.
Resistivity at the age of 20 weeks — After 20 weeks the
resistivity of F50 has increased the most (see Figure 1). It
equals about 4 times the resistivity of T(0.45) and T(0.55).
The pozzolanic reaction of the fly ash is known to be slow
because first a sufficient amount of Ca(OH)2, a hydration
product of the remaining Portland cement, has to be present
first. However, once the pozzolanic fly ash reaction has
started, more hydration products will be formed and the
porosity will decrease. This explains the delay in increase of
resistivity for mixture F50.
B. Service life
The initiation and propagation period, together equal to the
total service life, are shown in Figure 2. Exposure to chlorideinduced corrosion submerged marine environment was
considered (exposure class XS2) while for exposure to
carbonation-induced corrosion a sheltered outer environment
(exposure class XC3) was assumed (NBN EN 206-1, 2000).
nation exposed environments as determined with the model
from Duracrete BE95-1347/R9 (2000) is still necessary.
C. Life cycle assessment
With life cycle assessment the environmental impact in
terms of global warming potential (GWP) expressed in kg
CO2,eq was determined (Table 1). Therefore, also the estimated
service life and the compressive strength of the concrete were
taken into account. As functional unit the required volume of
concrete per unit of strength and service life was used.
In case of chloride-induced corrosion the GWP is about 20
times smaller for F50 and F40S10 (6.3 en 3.9 x 10-2 kg CO2,eq)
in comparison with the reference mixture T(0.45) (101 x 10-2
kg CO2,eq). In contrast the difference is less remarkable in case
of carbonation-induced corrosion. The GWP of T(0.55) (5.7 x
10-2 kg CO2,eq) is 18% and 46% higher than the GWP for F50
en F40S10 (4.8 en 3.9.10-2 kg CO2,eq). An important note has
to be made. The service life of F50 and F40S10 (310 and 748
year) were set equal to 100 year, the highest service life
prescribed for important structures (Fib Bulletin 34, 2006).
Table 1 Input and output from LCA-analyse
Figu
re 2 – Initiation- and propagation period: chloride-induced corrosion
(left), carbonation-induced corrosion (right)
Chloride-induced corrosion — The underestimation of the
service life is limited when not considering the propagation
period in case of chloride-induced corrosion (see Figure 2,
left). Furthermore, the service lives of F50 and F40S10 (76
and 99 year) are remarkably higher than the service life of
T(0.45) (5 year). In literature can be found that concrete
mixtures with pozzolanic materials have a higher resistance
against penetration of chlorides due to their lower
permeability. Therefore, these mixtures show also higher
performance in terms of resistance to chloride-induced
corrosion. The lower permeability of the silica fume
containing concrete due to ‘filler effect’ and the high
pozzolanic activity of the by-product also explains the longer
service life for F40S10 than for F50. It should be noted that
there is still a high variation possible with respect to the
duration of initiation period of F50 and F40S10 because
values for the critical chloride content for mixtures with
pozzolanic materials are not available for the moment.
Carbonation-induced corrosion — In case of carbonation
induced corrosion the propagation period contributes most to
the overall service life (see Figure 2). As a consequence, the
service life is seriously underestimated when only the initiation period is taken into account. The service lives of F50 and
F40S10 (310 and 748 year) are remarkably higher than for
T(0.55) (100 year). Quite the opposite behavior is expected
based on literature findings, and this for two reasons. First of
all, there is a reduced binding capacity with CO2 due to of the
fact that there is less Ca(OH)2 available. Secondly, less CaCO3
is formed which takes a larger volume. And thus can establish
a decrease in porosity. It should be noted that further research
on the validity of the longer propagation periods in carbo-
IV. CONCLUSIONS
Resistivity seems to be seriously influenced by pore
structure of the concrete.
Not taking into account the propagation period leads to a
small underestimation of service life in case of chlorideinduced corrosion. In case of carbonation-induced corrosion
this underestimation is substantial.
Higher service lives were found for mixtures with pozzolanic materials for both chloride- and carbonation-induced
corrosion. However, further research on the validity of the
models from Duracrete BE95-1347/R9 (2000) is strongly
recommended.
For structures submerged in seawater (XS2) concrete
mixtures with pozzolanic materials can be considered as
replacement for traditional mixtures. On the other hand, for
structures exposed to a sheltered outer environment (XC3)
were no solid conclusions could be drawn in this perspective.
The reduction in GWP possible for mixtures containing large
amounts of pozzolanic materials is limited. Also not that this
GWP was calculated while assuming a higher service life for
mixtures with pozzolanic materials than what is found in
literature.
REFERENCES
[1]
[2]
[3]
X. Shi, N. Xie, K. Fortune, N. Gong, Durability of steel reinforced
concrete of chloride environments: An overview, Construction and
building materials, nr. 30, 128-138, 2012.
M. Raupach, Models for the propagation phase of reinforcement
corrosion – an overview, Mater and Corros, nr.8, 605-613, 2006.
C. Andrade, R. D’Andrea, Electrical resistivity as microstructural
parameter for the modelling of service life of reinforced concrete
structures, 2nd International Symposium on Service Life Design for
Infrastructures, 379-388, 2010
INHOUD
Voorwoord...........................................................................................................................................................................iii
Overzicht .............................................................................................................................................................................. iv
Inhoud ................................................................................................................................................................................ viii
Lijst met afkortingen .................................................................................................................................................... xiii
I.
Inleiding ....................................................................................................................................................................... 1
II.
Inleidende begrippen ............................................................................................................................................. 3
II.1
Inleiding ............................................................................................................................................................. 3
II.2
Het corrosieproces......................................................................................................................................... 3
II.2.1
Reactiemechanismen .......................................................................................................................... 3
II.2.2
Wapeningscorrosie .............................................................................................................................. 4
II.2.3
Passivatie en depassivatie van de wapening ............................................................................. 5
II.2.4
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie ............................................................................................ 6
II.2.5
Chloride-geïnduceerde corrosie .................................................................................................. 10
III. Groen beton ............................................................................................................................................................. 14
III.1
Inleiding .......................................................................................................................................................... 14
III.2
Milieu-impact van beton........................................................................................................................... 14
III.2.1
Algemeen............................................................................................................................................... 14
III.2.2
Methodes om de milieu-impact te verlagen ........................................................................... 15
III.3
Puzzolanen ..................................................................................................................................................... 15
III.3.1
Puzzolanen in het algemeen .......................................................................................................... 15
III.3.2
Vliegas .................................................................................................................................................... 16
III.3.3
Silica Fume............................................................................................................................................ 18
III.3.4
Invloed van puzzolanen bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie ................................. 20
III.3.5
Invloed van puzzolanen bij chloride-geïnduceerde corrosie .......................................... 21
IV. Elektrische resistiviteit ....................................................................................................................................... 23
IV.1
Inleiding .......................................................................................................................................................... 23
IV.2
Theoretische achtergrond ....................................................................................................................... 23
IV.2.1
Definitie elektrische resistiviteit ................................................................................................. 23
IV.2.2
Resistiviteit en corrosieweerstand............................................................................................. 23
IV.2.3
Resistiviteit en elektrochemisch mechanisme wapeningscorrosie .............................. 24
IV.2.4
Resistiviteit en corrosiesnelheid ................................................................................................. 24
IV.2.5
Waarden voor resistiviteit in beton ........................................................................................... 25
IV.3
Invloedsfactoren .......................................................................................................................................... 25
IV.3.1
Algemeen............................................................................................................................................... 25
viii
IV.3.2
Invloed van de ouderdom ...............................................................................................................25
IV.3.3
Invloed van chloride-indringing...................................................................................................26
IV.3.4
Invloed van carbonatatie.................................................................................................................26
IV.3.5
Invloed van temperatuur ................................................................................................................26
IV.3.6
Invloed van de poriënoplossing ...................................................................................................27
IV.4
V.
Principe van resistiviteitsmetingen......................................................................................................27
IV.4.1
Algemeen ...............................................................................................................................................27
IV.4.2
Elektrische stroom door beton .....................................................................................................27
IV.4.3
Verschillende meettechnieken......................................................................................................28
Modellen voor het corrosieproces ..................................................................................................................29
V.1
Inleiding ...........................................................................................................................................................29
V.2
Algemeen .........................................................................................................................................................29
V.3
Initiatie- en propagatieperiode ..............................................................................................................30
V.4
Verschillende modellen propagatieperiode......................................................................................31
V.4.1
Empirische modellen ........................................................................................................................31
V.4.2
Numerieke modellen.........................................................................................................................32
V.4.3
Analytische modellen........................................................................................................................32
V.5
Besluit ...............................................................................................................................................................33
VI. Meettechnieken ......................................................................................................................................................34
VI.1
Inleiding ...........................................................................................................................................................34
VI.2
Half-cel potentiaalmetingen ....................................................................................................................34
VI.2.1
Gebruik en toepassingen .................................................................................................................34
VI.2.2
Theoretische achtergrond ..............................................................................................................35
VI.2.3
Voor- en nadelen.................................................................................................................................37
VI.3
Polarisatieweerstand methode ..............................................................................................................37
VI.3.1
Gebruik en toepassingen .................................................................................................................37
VI.3.2
Theoretische achtergrond ..............................................................................................................37
VI.3.3
Voor- en nadelen.................................................................................................................................39
VI.4
Resistiviteitsmetingen ...............................................................................................................................39
VI.4.1
Gebruik en toepassingen .................................................................................................................39
VI.4.2
Theoretische achtergrond ..............................................................................................................39
VI.4.3
Voor- en nadelen.................................................................................................................................40
VI.5
Ingebedde sensoren ....................................................................................................................................40
VII. Materialen en testmethoden .............................................................................................................................41
VII.1
Inleiding ......................................................................................................................................................41
ix
VII.2
Materialen.................................................................................................................................................. 42
VII.2.1
Betonsamenstellingen ..................................................................................................................... 42
VII.2.2
Vervaardiging ...................................................................................................................................... 43
VII.3
Testmethoden .......................................................................................................................................... 44
VII.3.1
Druk-, Buig- en Splijtproeven ....................................................................................................... 44
VII.3.2
CTH-test ................................................................................................................................................. 45
VII.3.3
Carbonatatietest ................................................................................................................................. 47
VII.3.4
Resistiviteitsmetingen met Wenner probe ............................................................................. 48
VII.3.5
Half-cel potentiaalmetingen / Galvanostatische pulsmeting .......................................... 52
VII.3.6
Bijkomende metingen chloride-indringing controlecilinders ........................................ 54
VII.3.7
Overzicht testen ................................................................................................................................. 54
VIII. Berekeningsmethoden ........................................................................................................................................ 57
VIII.1
Inleiding...................................................................................................................................................... 57
VIII.1.1
Algemeen .......................................................................................................................................... 57
VIII.1.2
Initiatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie ...................................................... 58
VIII.1.3
Initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie ............................................. 64
VIII.1.4
Propagatieperiode bij chloride-/carbonatatie-geïnduceerde corrosie .................. 67
VIII.2
Levenscyclusanalyse ............................................................................................................................. 73
VIII.2.1
Algemeen .......................................................................................................................................... 73
VIII.2.2
Doel en reikwijdte ........................................................................................................................ 73
VIII.2.3
Analyse van de stoffenlijst......................................................................................................... 73
VIII.2.4
Impactanalyse en interpretatie ............................................................................................... 74
IX. Resultaten en discussie....................................................................................................................................... 75
IX.1
Inleiding .......................................................................................................................................................... 75
IX.2
Druk-, Buig- en Splijtsterkte ................................................................................................................... 75
IX.3
Chloridemigratiecoëfficiënt .................................................................................................................... 76
IX.4
Carbonatatiecoëfficiënt ............................................................................................................................. 78
IX.4.1
Invloed van het type bindmiddel ................................................................................................ 78
IX.4.2
Grootte orde carbonatatiecoëfficiënt ........................................................................................ 79
IX.4.3
Opmerking ............................................................................................................................................ 79
IX.5
Resistiviteitsmetingen ............................................................................................................................... 79
IX.5.1
Resistiviteitsmetingen op 28 dagen ouderdom .................................................................... 79
IX.5.2
Evolutie van resistiviteit en massa met de tijd ...................................................................... 86
IX.5.3
Ouderdomsfactor resistiviteit ...................................................................................................... 88
IX.5.4
Resistiviteit na droging in oven ................................................................................................... 90
x
IX.5.5
Invloed van chloride-indringing op resistiviteit....................................................................91
IX.5.6
Invloed van carbonatatie op resistiviteit ..................................................................................92
IX.6
Half-cel potentiaalmetingen en galvanostatische pulsmetingen .............................................94
IX.6.1
Invloed van het type bindmiddel .................................................................................................94
IX.6.2
Invloed van chloride-indringing...................................................................................................97
IX.6.3
Invloed van carbonatatie.................................................................................................................97
IX.7
Initiatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie .....................................................................98
IX.7.1
Inleiding .................................................................................................................................................98
IX.7.2
Parameterstudie bij referentiemengsel T(0,45)....................................................................99
IX.7.3
Initiatieperiode bij T(0,45) – F50 – F40S10 ......................................................................... 102
IX.8
Initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie ......................................................... 103
IX.8.1
Parameterstudie bij referentiemengsel T(0,55)................................................................. 103
IX.8.2
Initiatieperiode bij T(0,55) – F50 – F40S10 ........................................................................ 104
IX.9
Propagatieperiode bij chloride-/carbonatatie-geïnduceerde corrosie .............................. 104
IX.9.1
Chloride-geïnduceerde corrosie................................................................................................ 104
IX.9.2
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie....................................................................................... 105
IX.10
IX.10.1
Chlride-geïnduceerde corrosie .................................................................................................. 106
IX.10.2
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie....................................................................................... 107
IX.10.3
Invloed van het in rekening brengen propagatieperiode ............................................... 108
IX.11
X.
Levensduur bij chloride-/carbonatatie-geïnduceerde corrosie ....................................... 106
Levenscyclusanalyse ........................................................................................................................... 109
IX.11.1
Invloed productiefase en bijdrage componenten .............................................................. 109
IX.11.2
Invloed druksterkte ........................................................................................................................ 111
IX.11.3
Invloed levensduur ......................................................................................................................... 111
IX.11.4
Besluit................................................................................................................................................... 112
Conclusies en perspectieven .......................................................................................................................... 114
Bijlagen ............................................................................................................................................................................. 121
A.
Betonsamenstellingen ................................................................................................................................. 121
A.1 Korrelverdeling granulaten .................................................................................................................... 121
A.2 Chemische analyses ................................................................................................................................... 121
A.3 Technische gegevens superplastificeerder ...................................................................................... 122
B.
Proefopstellingen sterkteproeven ......................................................................................................... 123
B.1 Proefopstelling driepuntsbuigproef .................................................................................................... 123
B.2 Proefopstelling splijtproef....................................................................................................................... 123
C.
Testprocedure CTH-test .............................................................................................................................. 124
xi
C.1 Bepalen van de spanning en de duur tijdens de CTH-test ..........................................................124
C.2 Werkwijze opmeten indringdiepte chloriden na CTH-test ........................................................124
D.
Printscreens modellen Comrel .................................................................................................................125
D.1 Initiatieperiode chloride-geïnduceerde corrosie...........................................................................125
D.2 Initiatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie..................................................................125
D.3 Propagatieperiode chloride-/carbonatatie-geïnduceerde corrosie ......................................125
E.
Eco-profiel superplastificeerder ..............................................................................................................126
Bibliografie ......................................................................................................................................................................131
xii
LIJST MET AFKORTINGEN
equivalente verhouding water/bindmiddel [-]
pittingfactor voor het in rekening brengen van niet-uniforme corrosiesnelheid van de
wapening [-]
regressieparameter [-]
diameter wapening [mm]
resistiviteit [Ωm]
resistiviteit gemeten op tijdstip
[Ωm]
regressieparameters [-]
regressieparameter [-]
breedte [mm]
‘Tafel slope’ anode [V]
regressieparameter [-]
’Tafel slope’ kathode [V]
constante [V]
Boudary Element Method
beta-verdeling
factor die het effect van de positie van de wapening in rekening brengt [-]
chloridenconcentratie van de katholietoplossing [mol/l]
chloridenconcentratie bij kleuromslag van de chloride-indicator [mol/l]
concentratie CO2 tijdens carbonatatietest [%]
natuurlijke concentratie CO2 [%]
kritiek chloridengehalte [% op massa bindmiddel]
concentratie CO2 aan blootstellingsoppervlak [kgCO2/m³]
chloridenconcentratie aan blootstellingsoppervlak [% op massa bindmiddel]
chloridenconcentratie op diepte x na tijdstip t [% op massa bindmiddel]
Koper-Kopersulfaat-Elektrode
betondekking [mm]
laterale afmetingen proefstuk [mm]
determinisitische waarde
chloridemigratiecoëfficiënt bekomen uit CTH-test [mm²/jaar] of [m²/s]
inverse errorfunctie
corrosiepotentiaal [V]
xiii
corrosiepotentiaal aan de anode [V]
corrosiepotentiaal aan de kathode [V]
karakteristieke waarde
druksterkte [N/mm²]
buigsterkte [N/mm²]
splijtsterkte [N/mm²]
belasting [N]
constante van Faraday [= 9,648.104 J/(V.mol)-1]
invloedsfactor galvanisch effect [-]
invloedsfactor blootstelling chloriden [-]
Finite Element Method
functionele eenheid
gamma-verdeling
gewapend beton
global warming potential
half-cel potentiaal
stroomdichtheid aan de anode [A/cm²]
stroomdichtheid aan de kathode [A/cm²]
corrosiestroomdichtheid [μA/cm²]
invloedsfactor blootstelling chloriden 2 [-]
invloedsfactor relatieve vochtigheid [-]
invloedsfactor temperatuur [-]
invloedsfactor voorbehandeling [-]
invloedsfactor blootstellingsomgeving [-]
constante afhankelijk van het aantal geteste proefstukken voor het bepalen van 5%
fractiel van de normale verdeling
invloedsfactor testmethode [-]
versnelde carbonatatiecoëfficiënt bekomen uit de carbonatatietest [mm/
natuurlijke carbonatatiecoëfficiënt [mm/
] of [mm/
-1
invloedsfactor temperatuur op conductiviteit [°C ]
lengte [mm]
dikte van het proefstuk [m]
Life Cycle Assessment
lognormale verdeling
xiv
]
]
gemiddelde
constante voor corrosiesnelheid versus resistiviteit [μm.Ωm/jaar]
ouderdomsfactor carbonatatieweerstand [-]
ouderdomsfactor chloridemigratiecoëfficiënt [-]
ouderdomsfactor resistiviteit [-]
normale verdeling
delen per miljoen (parts per million)
afname diameter wapening door wapeningscorrosie die een scheur veroorzaakt met
scheurwijdte gelijk aan 0,05 mm [mm]
afname diameter wapening door wapeningscorrosie [mm]
afstand tussen elektroden [cm]
gasconstante [ J/(K.mol)-1]
carbonatatieweerstand bij werkelijke blootstelling [kgCO2/m³ /mm²/jaar]
gemeten weerstand van de bulk [kΩcm]
weerstand bovenste schuimkussen [kΩcm]
weerstand onderste schuimkussen [kΩcm]
polarisatieweerstand [Ωcm² of Ω]
weerstand proefstuk [kΩcm]
standaardafwijking
‘shifted’ lognormale verdeling
Calomel-Elektrode
Zilver-Zilverchloride-Elektrode
Standaard Waterstof Elektrode
tijd [jaar]
referentietijd [jaar]
hydratatietijd [jaar]
duur van voorbehandeling [dagen]
initiatieperiode [jaar]
duur van optimale voorbehandeling voor weerstand tegen carbonatatie [dagen]
temperatuur [°C] of [K]
thermogravimetrische analyse
opgelegde spanning [V]
corrosiesnelheid [mm/jaar]
voorgespannen beton
xv
scheurwijdte [mm]
verhouding water/bindmiddel [-]
invloedsfactor relatieve tijd bevochtiging [-]
afstand tot blootstellingsoppervlak [mm]
carbonatatiediepte op tijdstip t [mm]
penetratiediepte chloriden [m]
absolute waarde van de ionenvalentie [-]
xvi
I. INLEIDING
In dit eindwerk wordt de milieu-impact van twee betonmengsels waarbij een deel van het
portlandcement vervangen werd door puzzolanen vergeleken met de milieu-impact van de
traditionele betonmengsels op basis van alleen portlandcement. Dit om na te gaan of deze
mengsels in aanmerking komen voor een potentieel ‘groen beton’. Verder wordt er onderzocht
in welke mate de levensduur van een betonconstructie onderschat wordt, wanneer de
propagatieperiode buiten beschouwing gelaten wordt. Dit zowel bij chloride- als carbonatatiegeïnduceerde corrosie;
Om de milieu-impact echter op correcte wijze te kunnen begroten is het noodzakelijk dat ook de
verwachte levensduur gekend is. Deze laatste wordt veelal bepaald door wapeningscorrosie
omdat het corroderen van de wapening het meest voorkomende schademechanisme in
betonconstructies is (DE SCHUTTER, 2012). Het eerste hoofdstuk in dit eindwerk wordt dan ook
toegewijd aan wapeningscorrosie. Vooreerst worden enkele algemene begrippen met
betrekking tot wapeningscorrosie toegelicht. Daarna wordt er dieper ingegaan op twee meest
voorkomende types van corrosie namelijk carbonatatie- en chloride-geïnduceerde corrosie.
In een tweede hoofdstuk, ‘Groen beton’ genaamd, wordt duidelijk gemaakt waarom er nood is
aan methodes die de huidige milieu-impact van beton verlagen. Hiervoor worden er
verschillende methodes aangehaald maar wordt er vooral dieper ingegaan op de methode
waarvan de effectiviteit in dit eindwerk wordt onderzocht, namelijk gedeeltelijk vervanging van
portlandcement door puzzolanen. Er worden enkele algemene kenmerken van puzzolanen
toegelicht, waarna er specifiek wordt in gegaan op de puzzolanen vliegas en silica fume die in dit
onderzoek gebruikt werden als gedeeltelijke vervanging van cement. Van deze twee worden de
belangrijkste eigenschappen besproken en wordt als ook de invloed op beide types corrosie,
respectievelijk carbonatatie- en chloride-geïnduceerde corrosie, toegelicht.
In dit eindwerk zal een levensduurvoorspelling gedaan worden voor elk van de betonmengsels
waarbij de levensduur wordt opgesplitst in de initiatie- en propagatieperiode van
wapeningscorrosie. Hierbij is het model voor de propagatieperiode gebaseerd op de elektrische
resistiviteit van beton. Om de fundamenten van dit model beter te begrijpen is resistiviteit van
beton het onderwerp van het volgende hoofdstuk. In dit hoofdstuk ‘Resistiviteit) genaamd wordt
de link gelegd tussen het corrosieproces en de resistiviteit van beton.
Vervolgens komen de bestaande modellen die het corrosieproces beschrijven in het hoofdstuk
‘Modellen voor het corrosieproces’ aan bod. Er wordt dieper ingegaan op het gebruikte model in
dit eindwerk, het model van Tuutti, waarbij de levensduur van gewapend beton opgedeeld
wordt in de initiatie- en propagatieperiode. Dit hoofdstuk wordt afgesloten met een opsomming
van de minder talrijke modellen die een inschatting van de propagatieperiode toelaten.
Meer en meer zijn technieken vereist waarmee wapeningscorrosie kan ingeschat worden om
vervolgens op basis daarvan het nodige onderhoud, bescherming of herstellingswerken aan
constructies (gebouwen, brugdekken,…) te doen (BERGEOR, et al., 2011). In het laatste
hoofdstuk van de literatuurstudie ‘Meettechnieken’ komen de bestaande elektrochemische
meettechnieken aan bod die op niet-destructieve wijze een inschatting toelaten van
wapeningscorrosie. Hierbij wordt er vooral dieper ingegaan op de meettechnieken die in dit
onderzoek gebruikt zullen worden, namelijk de half- cel potentiaalmetingen, polarisatie
weerstand methode en resistiviteitsmetingen.
Na deze literatuurstudie volgt het hoofdstuk ‘Materialen en methoden’ waarin eerst de
betonsamenstelling gegeven wordt van zowel de traditionele mengsels als van de mengsels met
gedeeltelijke vervanging van het cement door vliegas (en) silica fume die in aanmerking komen
voor een potentieel ‘groen beton’. Nadien volgt de voorbehandeling, testprocedure als ook de
evaluatie van de resultaten van elk van de uitgevoerde testen. De traditionele sterkteproeven
Hoofdstuk I: Inleiding
1
komen aan bod, gevolgd door de versnelde carbonatatie- en chloridetesten waarmee later de
initiatieperiode bij respectievelijk carbonatatie- en chloride-geïnduceerde ingeschat werd.
Vervolgens komen de resistiviteitsmetingen aan bod die verder als input gebruikt werden voor
de inschatting van de propagatieperiode. Dit hoofdstuk wordt afgesloten met de half-cel
potentiaalmetingen en galvanostatische pulsmetingen.
In een volgend hoofdstuk worden de modellen uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) gegeven die
gebruikt werden om respectievelijk de initiatie- en propagatieperiode in te schatten bij zowel
chloride- als carbonatatie-geïnduceerde corrosie. Hiervoor werden de resultaten bekomen uit de
uitgevoerde testen als input gebruikt. Vervolgens volgt een uiteenzetting van hoe de
levenscyclusanalyse, waarbij onder andere de levensduur als input gebruikt werd, uitgevoerd
werd in het softwarepakket SigmaPro. Aan de hand van deze levenscyclusanalyse werd de
milieu-impact van elk van de betonmensels bepaald.
Vervolgens worden de bekomen resultaten van de testmethoden als ook de output van de
modellen uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) en van de levenscyclusanalyse besproken. Hierbij
wordt er geëvalueerd of deze resultaten overeenkomen met wat er verwacht kon worden op
basis van de literatuurstudie in dit eindwerk. Verder wordt er ook indien mogelijk een link
gelegd naar resultaten van testen die in de literatuur terug te vinden zijn waarvan de
testmethode gelijkaardig is aan de uitgevoerde testen voor dit eindwerk.
Dit eindwerk wordt afgesloten met een samenvatting van de besluiten die op basis van het
uitgevoerde onderzoek konden gemaakt worden. In dit laatste hoofdstuk worden ook enkele
kritische opmerkingen als ook perspectieven weergegeven.
Hoofdstuk I: Inleiding
2
II. INLEIDENDE BEGRIPPEN
II.1 INLEIDING
Het corroderen van de wapening is waarschijnlijk het meest voorkomende schademechanisme
in betonconstructies (DE SCHUTTER, 2012). Bijgevolg speelt wapeningscorrosie een belangrijke
rol met betrekking tot de levensduur van betonconstructies en wordt dit ook het onderwerp van
dit hoofdstuk.
Vooreerst worden de reactiemechanismen van corrosie toegelicht waarna enkele specifieke
aspecten van wapeningscorrosie volgen. Hierbij komen ook de chemische reacties die optreden
bij wapeningscorrosie aan bod. Vervolgens wordt besproken onder welke omstandigheden er
risico bestaat voor corrosie. Ook de termen passivatie en depassivatie van de wapening worden
toegelicht aan de hand van het Pourbaix-diagram van staal.
Vervolgens komen de twee grootste oorzaken van wapeningscorrosie aan bod, respectievelijk
corrosie veroorzaakt door indringing van chloriden en door carbonatatie, ook wel carbonatatie
en chloride-indringing corrosie genaamd. Van elk van deze wordt het corrosieproces met de
daarbij horende chemische reacties toegelicht. Daarna worden enkele invloedsfactoren en de
typische schadefenomenen bij beide types wapeningscorrosie besproken.
II.2 HET CORROSIEPROCES
II.2.1 REACTIEMECHANISMEN
II.2.1.1 Algemeen
Staal corrodeert onder normale omstandigheden omdat het thermodynamisch een onstabiel
materiaal is. Tijdens het corrosieproces reageert de hoofdcomponent van staal, ijzer, met water
en zuurstof en worden er oxides gevormd die wel weer thermodynamisch stabiel zijn. Omdat de
reactie van ijzer niet kan doorgaan zonder de aanwezigheid van zuurstof en water worden deze
als de drijvende krachten van het corrosieproces beschouwd. Afhankelijk van de omgeving
waaraan het staal wordt blootgesteld, worden er tijdens het corrosieproces verschillende oxides,
die worden gegeven in formule (1), gevormd (SINTEF Building and Infrastructure, 2008).
(1)
Het corrosieproces is vrij complex en bestaat uit elektrochemische reacties, reacties waarbij
elektrische ladingen getransformeerd en daarna getransporteerd worden. Vereenvoudigd kan
de globale reactie opgedeeld worden in twee deelreacties (SINTEF Building and Infrastructure,
2008). Enerzijds is er de reactie aan de anode waar de elektrochemische oxidatie plaats vindt en
anderzijds is er de reactie aan de kathode waar de elektrochemische reductie doorgaat. Verder
worden de negatief/positief geladen deeltjes getransporteerd doorheen het roestende staal en
de elektrolyt oplossing (DE SCHUTTER, 2012).
II.2.1.2 Oxidatiereactie aan anode en reductiereactie aan kathode
Wanneer het staal in een elektrolytoplossing geplaatst wordt, worden sommige Fe-atomen
geoxideerd tot Fe-ionen (Fe2+) die het staal verlaten en in oplossing gaan. Deze reactie wordt
gegeven in formule (2) waarbij de gevormde elektronen (e-) achter blijven in het staal (RILEM
TC 154-EMC, 2003).
(2)
Deze chemische reactie vindt plaats aan de anode en wordt ook de oxidatiereactie genoemd. De
elektronen verplaatsten zich doorheen het staal naar de kathode waar de kathodereactie of
reductiereactie plaats vindt. Hier worden de vrijgekomen elektronen verbruikt in aanwezigheid
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
3
van water en zuurstof. Bij de kathodereactie, die gegeven wordt in formule (3), wordt zuurstof
gereduceerd van O2 tot OH- (SINTEF Building and Infrastructure, 2008), (RILEM TC 154-EMC,
2003).
(3)
Bij afwezigheid van een voeding die elektronen produceert, moet er bij de reactie aan de anode
aan een zelfde snelheid elektronen geproduceerd worden als aan de snelheid er bij de reactie
aan de kathode verbruikt worden (SINTEF Building and Infrastructure, 2008).
Een klassiek voorbeeld van het corrosieproces is de elektrochemisch macrocel die bestaat uit
twee verschillende metalen die verbonden worden via een geleider en ondergedompeld worden
in een elektrolytoplossing zoals weergegeven wordt op Figuur II.1. Eén van de metalen wordt
de anode. Bij dit metaal gaan de metaalionen in oplossing en begint het metaal te corroderen.
Het andere metaal wordt de kathode en corrodeert niet. Hier reageren de vrijgekomen
elektronen met zuurstof en water waarbij hydroxylionen gevormd worden (DE SCHUTTER,
2012).
e-
Fe
Cu
OH-
Fe2+
O2
H2O
Anode
Kathode
Figuur II.1: Schematische voorstelling corrosieproces in een elektrochemische macrocel (DE SCHUTTER, 2012)
II.2.2 WAPENINGSCORROSIE
In het geval van wapeningscorrosie is het poriënwater van beton de elektrolytoplossing van de
corrosiecel en is er geen sprake van twee verschillende metalen tenzij in het geval van
kathodische bescherming. De anode- en kathodereactie treden met andere woorden op op
hetzelfde staaloppervlak (RILEM TC 154-EMC, 2003). Wanneer beide reacties dicht bij elkaar
doorgaan wordt de term microcelcorrosie (JAGGI, et al., 2007) of ook uniforme corrosie (RILEM
TC 154-EMC, 2003) gebruikt. Bij microcelcorrosie treedt corrosie op over een grote zone van het
staaloppervlak. Wanneer de anode- en kathodereactie van elkaar gescheiden doorgaan wordt de
term macrocelcorrosie gehanteerd. Bij deze vorm is de plaats waar de anodereactie doorgaat
zeer lokaal en klein tegenover de zone waar de kathodereactie doorgaat (passieve wapening er
rond) (RILEM TC 154-EMC, 2003).
Een schematische voorstelling van het corrosieproces in wapening in beton wordt weergegeven
in Figuur II.2. Het corrosieproces kan beschouwd als een elektrisch circuit opgebouwd uit vier
componenten: een anode, een kathode, een ionengeleider (poriënwater) en een elektrische
geleider (wapeningsstaal).
Het gevormde ijzerhydroxide Fe(OH2) slaat neer op het staaloppervlak en kan verder oxideren
tot ijzeroxide Fe2O3. Afhankelijk van de hoeveelheid zuurstof, de hoeveelheid water en de pHwaarde van het poriënwater kunnen ook andere hydroxides en oxides gevormd worden
(SINTEF Building and Infrastructure, 2008).
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
4
Fe2+
Poriënwater met O2
in opgelost in contact
met de wapening
Fe(OH)2
OHO2
H2O
P
Wapeningsstaaf, Fe
e-
Anode
Kathode
Figuur II.2: Schematische voorstelling van wapeningscorrosie (SINTEF Building and Infrastructure, 2008)
II.2.3 PASSIVATIE EN DEPASSIVATIE VAN DE WAPENING
II.2.3.1 Het Pourbaix-diagram
Een wapeningsstaaf zal echter niet altijd corroderen zelfs bij aanwezigheid van voldoende
zuurstof en water om het corrosieproces te laten doorgaan. Dit omdat het poriënwater in het
beton sterk alkalisch is en een veel hogere pH-waarde heeft dan bijvoorbeeld het regenwater
waaraan staal in een buitenomgeving aan blootgesteld wordt. Tijdens het hydratatieproces van
cement wordt er namelijk een grote hoeveelheid calciumhydroxide Ca(OH)2 gevormd die zorgt
voor een hoge pH-waarde van het porienwater (DE SCHUTTER, 2012).
De invloed van de elektrolytoplossing, hier het poriënwater, op het corrosieproces wordt
weergegeven op het Pourbaix-diagram geïllustreerd in Figuur II.3. Een Pourbaix-diagram toont
bij welke combinatie van een elektrochemische spanning met een bepaalde pH-waarde van de
elektrolytoplossing al dan niet corrosie optreedt. Het elektrochemische spanningsverschil op de
y-as in het Pourbaix-diagram, uitgedrukt in Volt (V), is het spanningsverschil tussen de anode en
een referentie-elektrode (zie sectie II.2.3.3).
natuurlijke buitenomgeving
buibuitenomgeving
poriënwater beton
Spanningsverschil(V)
1
Corrosie
Passivatie
0
-1
Corrosie
Immuniteit
0
7
pH-waarde
14
Figuur II.3: Vereenvoudigd Pourbaix-diagram voor ijzer in een waterachtige omgeving
Op het Pourbaix-diagram kan men drie verschillende zones onderscheiden. In een eerste zone
immuniteit, waar het spanningsverschil laag is, blijft het ijzer onafhankelijk van de pH-waarde
immuun voor corrosie (zie zone Immuniteit in Figuur II.3). Wanneer het spanningsverschil
toeneemt zijn twee zones te onderscheiden, namelijk corrosie en passivatie van het ijzer.
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
5
Corrosie treedt op bij lage pH-waarden van de elektrolytoplossing (poriënoplossing), terwijl
passivatie plaats vindt bij hoge pH-waarden (zie zones Corrosie en Passivatie in Figuur II.3).
Het punt corresponderend met de condities van een natuurlijke buitenomgeving bevindt zich in
de zone waar corrosie optreedt indien zuurstof en water voldoende aanwezig zijn. Indien het
staal blootgesteld wordt aan poriënwater van beton met een hogere pH-waarde schuift dit punt
op, zoals geïndiceerd wordt in Figuur II.3, naar de passivatiezone (SINTEF Building and
Infrastructure, 2008).
II.2.3.2 Passivatie en depassivatie
Passivatie van wapeningstaal treedt op bij poriënwater met een hoog gehalte aan OH--ionen die
vrij komen tijdens het hydratatieproces. De Fe-ionen die in oplossing gaan aan de anode
reageren met deze hydroxylionen OH- en ijzerhydroxide Fe(OH2) wordt gevormd. Indien het
poriënwater veel hydroxylionen OH- bevat, slaat het ijzerhydroxide Fe(OH2) neer op het
staaloppervlak en wordt er een dun beschermingslaagje gevormd. Dit laagje wordt ook wel de
passiveringslaag genoemd en voorkomt dat er Fe-ionen in oplossing gaan. Met andere woorden
zorgt de passiveringslaag voor een stopzetting van het corrosieproces.
De wapening blijft al dus beschermd zolang het poriënwater een voldoende hoge pH-waarde
heeft. Wanneer de pH-waarde daalt, wordt de beschermende passiveringslaag echter meer en
meer permeabel totdat het corrosieproces toch kan doorgaan. Dit proces wordt de depassivatie
van de wapening genoemd. De daling van de pH-waarde van de poriënoplossing kan veroorzaakt
wordt door indringing van koolstofdioxide (CO2) en/of chloride-ionen (RILEM TC 154-EMC,
2003), (DE SCHUTTER, 2012). Corrosie veroorzaakt door daling van de pH-waarde na indringing
van CO2 uit de omgeving wordt carbonatatie-geïnduceerde corrosie genoemd en is meestal een
vorm van microcelcorrosie (JAGGI, et al., 2007). Terwijl chloride-geïnduceerde corrosie verwijst
naar corrosie veroorzaakt door daling van de pH-waarde na indringing van chloride-ionen en
meestal een vorm is van macrocelcorrosie (RILEM TC 154-EMC, 2003). Chloride-geïnduceerde
corrosie kan ook een vorm zijn van microcelcorrosie indien het chloridengehalte rond de
wapening hoog is (BERTOLINI, et al., 2004) (zie sectie II.2.2 voor termen micro- en
macrocelcorrosie).
II.2.3.3 Referentie-elektroden
Referentie-elektroden worden gekenmerkt door een stabiel en goed gekende redoxpotentiaal.
De meest gekende referentie-elektrode is de Standaard Waterstof Elektrode (SWE) (0 V). Deze
wordt echter minder gebruikt in de praktijk. Voor veldwerk wordt de Koper-KopersulfaatElektrode (CSE, +0,318 V tov SWE) gebruikt terwijl voor laboratoriumwerk de ZilverZilverchloride-Elektrode (SSCE, +0,199 V tov SWE) en de Calomel-Elektrode (SCE, +0,241 V tov
SWE) gebruikt worden (RILEM TC 154-EMC, 2003).
II.2.4 CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
Vooreerst wordt het carbonatatieproces in het algemeen aan de hand van formules en figuren
toegelicht. Nadien komen enkele factoren die een rol spelen in het al dan niet doorgaan van het
carbonatatieproces aan bod. Vervolgens worden de invloedsfactoren besproken die ervoor
zorgen dat er na carbonatatie van de wapening ook effectief corrosie optreedt. Tot slot worden
de gevolgen en typische schadefenomenen waaraan carbonatatie- geïnduceerde corrosie kan
herkend worden toegelicht.
II.2.4.1 Algemeen
Zoals reeds vermeld in sectie II.2.3 wordt de passiveringslaag aangetast bij een daling van de
pH-waarde van de poriënoplossing met als gevolg dat het corrosieproces de kans krijgt om te
starten, mits er voldoende vocht en zuurstof is. Zoals te zien is op het Pourbaix-diagram (Figuur
II.3) is er een pH-waarde kleiner dan 9 nodig om de wapening te depassiveren. Na indringing
van CO2 treedt carbonatatie van beton op die zorgt voor een daling van de pH-waarde van de
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
6
poriënoplossing. Zo bedraagt de pH-waarde van niet-gecarbonateerd beton ongeveer 13 terwijl
de pH-waarde van gecarbonateerd beton 8 à 9 is (DE SCHUTTER, 2012).
Onder carbonatatie wordt de reactie verstaan tussen koolstofdioxide CO2 uit de lucht en de
alkalische bestanddelen van het beton. Gewoonlijk bedraagt de concentratie koolstofdioxide CO2
in de lucht 0.03 vol%, maar deze waarde kan toenemen tot een waarde van 0.3 vol% in grote
steden (DE SCHUTTER, 2012). Op grond van metingen door de NOAA was de concentratie CO2
0,0397 % of 397 ppm in het jaar 2009 en is er een toename van 0,0002 % of 2 ppm per jaar
door het broeikaseffect (NOAA Research, 2014).
Carbonatatie kan opgedeeld worden in twee verschillende stadia (Cement & Beton Centrum,
2013). In een eerste stadium diffundeert CO2 door de capillaire poriën van het beton. Vervolgens
lost het CO2 op in het poriënwater waarbij er koolzuur H2CO3 gevormd wordt waarvan de
chemische reactie weergegeven wordt in formule (4).
(4)
In een tweede stadium reageert de gevormde koolzuur H2CO3 met de calciumhydroxide Ca(OH)2
die in het poriënwater aanwezig is. Bij deze reactie, die gegeven wordt in formule (5), er wordt
calciumcarbonaat CaCO3 gevormd (Cement & Beton Centrum, 2013).
(5)
Figuur II.4: Schematische voorstelling corrosieproces bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie (PLOYAERT,
2008)
In het geval van portlandcement reageert CO2 in eerste instantie met calciumhydroxide Ca(OH)2
(DE SCHUTTER, 2012). Het calciumcarbonaat CaCO3 dat hierbij gevormd wordt (zie formule
(5)), heeft een groter volume dan Ca(OH)2 waardoor de poriën steeds meer opgevuld worden in
het geval van portlandcement naarmate het carbonatatieproces vordert (SISOMPHON, et al.,
2010). Naast calciumhydroxide Ca(OH)2 kunnen ook andere hydratatieproducten zoals de
gehydrateerde silicaten C-S-H en de gehydrateerde aluminaten C-A-H reageren met CO2. De
reactie met Ca(OH)2, die zorgt voor een voldoende hoge pH-waarde en gekarakteriseerd wordt
door een irreversibele chemische reactie, speelt echter de belangrijkste rol bij het depassiveren
van de wapening (HEWLETT, 1998).
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
7
gecarbonateerd
begin carbonatatie
Ca(OH)2
C-S-H
niet- gecarbonateerd
Ca(OH)2
CARBONATATIEFRONT
CO2-concentratie
In Figuur II.5 wordt de concentratie CO2 en de pH-waarde als functie van de afstand tot het
blootgestelde betonoppervlak weergegeven. Ook het carbonatatiefront, de grens tussen
gecarbonateerd en niet-gecarbonateerd beton, wordt geïndiceerd. Zolang de wapening zich in de
niet-gecarbonateerde zone bevindt, treedt er geen depassivatie op en is er dus geen kans op
corrosie. Corrosie door carbonatatie kan dus voorkomen worden door voldoende betondekking
te voorzien zodat de wapening zich dieper in het beton bevindt dan het carbonatatiefront (DE
SCHUTTER, 2012).
pH-waarde
12 à 13
8à9
afstand tot blootgesteld betonoppervlak
Figuur II.5: Evolutie van het carbonatatiefront in beton: CO2-concentratie en pH-waarden in functie van de
afstand tot het blootgestelde betonoppervlak (DE SCHUTTER, 2012)
II.2.4.2 Invloedsfactoren carbonatatieproces
II.2.4.2.1 Invloed relatieve vochtigheid op carbonatatieproces
De relatieve vochtigheid van de omgeving bepaalt het vochtgehalte van de poriën in het beton en
is een fundamentele parameter voor het carbonatatieproces. Enerzijds mag de relatieve
vochtigheid niet te hoog zijn om de diffusie van CO2 mogelijk te maken. De diffusie van CO2 in
lucht gaat immers met een factor van plusminus 10 000 sneller dan in water. Zo zal verzadigd
beton zeer moeilijk carbonateren gezien er bijna geen diffusie van CO2 mogelijk is doorheen de
verzadigde poriën. Anderzijds vergt carbonatatie voldoende vochtigheid gezien CO2 moet
kunnen oplossen in water om koolzuur H2CO3 te vormen (zie formule (5)) (PLOYAERT, 2008).
Bijgevolg worden de hoogste carbonatatiesnelheden vastgesteld bij een relatieve vochtigheid
tussen 50% en 80% (DE SCHUTTER, 2012). Andere bronnen beweren dat carbonatatie
maximaal plaats vindt bij waarden tussen 40% en 70% (PLOYAERT, 2008).
II.2.4.2.2 Invloed type bindmiddel op carbonatatieproces
Bij betonsamenstellingen op basis van portlandcement zorgt het carbonatatieproces voor een
reductie van de porositeit. Wanneer CO2 namelijk reageert met Ca(OH)2 wordt CaCO3 (zie
formule (4) en (5)) gevormd dat een groter volume heeft dan Ca(OH)2 en neerslaat in de poriën
van het beton (SISOMPHON, et al., 2010). Hierdoor wordt de diffusie van CO2 doorheen de
poriën bemoeilijkt zodat carbonatatiesnelheid afneemt (DE SCHUTTER, 2012).
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
8
Betonsamenstellingen op basis van hoogovencement zijn minder resistent tegen carbonatatie.
Enerzijds door de kleinere hoeveelheid Ca(OH)2 waarmee CO2 kan binden en anderzijds omdat
de porositeit toeneemt naarmate het carbonatatieproces vordert (GRUYAERT, et al., 2013). Dit
komt omdat CO2 ook reageert met andere producten dan Ca(OH)2 waardoor er minder CaCO3
gevormd wordt die door zijn groter volume net zorgt voor een dichtere poriënstructuur
(SISOMPHON, et al., 2010). Door de toename in porositeit naarmate het carbonatatieproces
vordert, wordt de indringing van CO2 vergemakkelijkt waardoor de carbonatatiesnelheden
toenemen (GRUYAERT, et al., 2013). Voor de invloed van betonsamenstellingen met puzzolanen
op het carbonatatieproces wordt er verwezen naar sectie III.3.4.
II.2.4.3 Invloedsfactoren corrosie na carbonatatie
II.2.4.3.1 Algemeen
Het carbonatatieproces op zich heeft niet altijd een nefaste invloed op de duurzaamheid van de
betonstructuur. Integendeel kan de vorming van calciumcarbonaat CaCO3 bij
betonsamenstellingen op basis van portlandcement zelfs zorgen voor een daling van de
porositeit (PLOYAERT, 2008) (zie sectie II.2.4.1). Carbonatatie zorgt echter wel voor de nodige
voorwaarde voor het corrosieproces, namelijk de depassivatie van de wapening.
II.2.4.3.2 Invloed relatieve vochtigheid
Het al dan niet corroderen van de wapening na depassivatie hangt af van de hoeveelheid
zuurstof en water. Zo treedt er geen corrosie op bij ondergedompeld beton, zelfs na depassivatie
van de wapening. Er is namelijk geen diffusie van zuurstof mogelijk. Analoog corrodeert volledig
droog beton niet door gebrek aan water. De grootste corrosiesnelheden worden vastgesteld
wanneer droging en bevochtiging van het beton elkaar voortdurend afwisselen (DE SCHUTTER,
2012).
II.2.4.3.3 Invloed type blootstelling
Er wordt 3 types blootstelling besproken: binnenomgeving, beschutte buitenomgeving en
onbeschutte buitenomgeving. De carbonatatiediepte in functie van de tijd wordt voor elk van de
drie types blootstelling weergegeven in Figuur II.6.
In een binnenklimaat met een relatieve vochtigheid lager dan 60%, droogt beton snel uit.
Bijgevolg zal het carbonatatiefront zich snel naar het inwendige van het beton begeven (Cement
& Beton Centrum, 2013). In deze situatie is er echter weinig gevaar voor corrosie gezien er
onvoldoende water aanwezig is (zie vorige sectie II.2.4.3.2).
In een onbeschutte buitenomgeving is het beton aan weer en wind blootgesteld. Tijdens de
perioden van droogte zal het water uit de poriën verdampen en kan carbonatatie optreden. Maar
omdat de relatieve vochtigheid in een buitenklimaat gemiddeld hoger is dan in een
binnenklimaat, droogt het beton minder snel uit en verloopt het carbonatatieproces langzamer.
In perioden van neerslag worden de poriën weer gevuld met water waardoor het
carbonatatieproces zelfs soms stop gezet wordt (Cement & Beton Centrum, 2013). In een
onbeschutte binnenomgeving duurt het aldus langer vooraleer het beton op grotere diepte en
dus ook het beton rond de wapening gecarbonateerd is. Indien het carbonatatiefront toch de
wapening bereikt heeft, blijft het risico op corrosie echter gering door gebrek aan water op deze
grotere diepte.
In een beschutte buitenomgeving zal het beton uitdrogen, net zoals bij het binnenklimaat, zeker
in periodes met een lage relatieve vochtigheid. Daarentegen zullen de poriën weer gevuld
worden met water in periodes met een hogere relatieve vochtigheid (Cement & Beton Centrum,
2013). Bijgevolg zal de uitdroging in een beschutte buitenomgeving sneller gebeuren dan in een
onbeschutte buitenomgeving maar trager dan in een binnenomgeving. In tegenstelling tot een
binnenomgeving is er in een beschutte buitenomgeving wel voldoende water aanwezig om
corrosie van de wapening te initiëren. Van de drie genoemde types blootstelling is de beschutte
buitenomgeving dan ook de meest kritieke met betrekking tot wapeningscorrosie.
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
9
Figuur II.6: Carbonatatiediepte in functie van blootstellingstijd:
binnenklimaat – beschutte buitenomgeving – onbeschutte buitenomgeving (Cement & Beton Centrum, 2013)
II.2.4.4 Schade door corrosie
Corrosie geïnduceerd door carbonatatie wordt gekenmerkt door een algemene aantasting van
de wapening. De sectie van de wapening neemt geleidelijk aan af en roestproducten worden
gevormd (PLOYAERT, 2008). De vorming van deze roestproducten gaat gepaard met een
expansieve reactie waardoor er trekspanningen ontstaan rondom de wapening. Zo ontstaan er
bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie typisch scheuren parallel met de wapening. In een verder
stadium van het corrosieproces brokkelt de betondekking af (DE SCHUTTER, 2012).
II.2.5 CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
Om te beginnen wordt corrosie geïnduceerd door indringing van chloriden in het algemeen ook
met de corresponderend reactievergelijkingen toegelicht. Nadien volgt een uiteenzetting onder
welke vormen chloriden in beton kunnen aanwezig zijn. Vervolgens wordt er dieper ingegaan op
het kritiek chloridengehalte, dat gerelateerd is aan depassivatie van de wapening. Daarna komen
de invloedsfactoren aan bod die ten eerste de indringing van chloriden in het beton bepalen,
gevolgd door diegene die bepalen of corrosie na indringing van chloriden ook effectief optreedt.
Tot slot worden de typische schadefenomenen bij chloride-geïnduceerde corrosie besproken.
II.2.5.1 Algemeen
Wanneer een bepaalde hoeveelheid chloride-ionen de wapening bereikt, wordt de
passiveringslaag aangetast waardoor de wapening kan beginnen roesten voor zover ze
blootgesteld is aan water en zuurstof. Bij chloride-geïnduceerde corrosie is de aantasting van de
passiveringslaag echter lokaal in tegenstelling tot bij corrosie door carbonatatie waar er sprake
is van een algemene aantasting (DE SCHUTTER, 2012). Bijgevolg start het corrosieproces van de
wapening ook lokaal en ontstaan er kleine kratertjes in de wapening. De kratertjes worden
steeds groter tot er putten in de wapening gevormd worden. Zo wordt chloride-geïnduceerde
corrosie ook wel pitting corrosie genoemd. De chloride-ionen reageren immers met de
ijzerionen van de wapening en vormen ijzerchloride FeCl2 zoals weergegeven wordt in
reactievergelijking (6) (PLOYAERT, 2008).
(6)
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
10
Vervolgens reageert het gevormde FeCl2 met de hydroxylionen OH- tot ijzerhydroxide Fe(OH)2,
waardoor de pH-waarde in de put daalt en er nog meer chloridenionen aangetrokken worden.
Deze reactie wordt weergegeven in formule (7).
(7)
De chloride-ionen worden in deze reactie weer vrijgegeven zodat het corrosiemechanisme
zichzelf in stand kan houden. Het ijzerhydroxide Fe(OH)2 migreert en oxideert zodat er een
eindje verder roest gevormd wordt zoals weergegeven wordt in formule (8).
(8)
Typerend voor corrosie veroorzaakt door chloriden zijn daarom bruine roestvlekken aan het
betonoppervlak (DE SCHUTTER, 2012). Zoals vermeld in sectie II.2.1.2 is chloride-geïnduceerde
corrosie een vorm van macrocelcorrosie waarbij de kathode en anode reactie niet op een zelfde
plaats op het staaloppervlak doorgaan. In de kleine kratertjes gaat de anode reactie door die
gegeven wordt door vergelijking (8). Rondom deze kratertjes bevinden zich grote zones met
passieve wapening die fungeren als de kathode van de macrocel (RILEM TC 154-EMC, 2003).
Figuur II.7: Schematische voorstelling corrosieproces bij chloride-geïnduceerde corrosie (PLOYAERT, 2008)
II.2.5.2 Totaal chloridengehalte
Chloride-ionen worden meegevoerd met water en kunnen op verschillende manieren in het
beton aanwezig zijn: meegekomen met één van de bestanddelen van het beton (zeezand), erbij
gevoegd tijdens het mengen (chloridenhoudende versnellers) of vanuit de omgeving in het
beton gedrongen. Het totaal chloridengehalte omvat ten eerste de vrije chloriden die zich in een
opgeloste toestand in het poriënwater van het beton bevinden. Ten tweede zijn er ook de
chemisch gebonden chloride-ionen die gebonden zijn aan de cementmatrix. Ten slotte zijn er de
de fysisch gebonden chloride-ionen die geadsorbeerd zijn aan de gehydrateerde silicaten C-S-H.
Volgens Ployaert (2008) spelen alleen de vrije chloride-ionen een rol bij de depassivatie van de
wapening. Enkel deze zouden in staat zijn om te reageren met de ijzerionen van de wapening
zoals in reactie (6) wordt weergegeven. Deze bewering wordt echter tegengesproken door Angst
et al. (2009) die beweert dat er een chemisch evenwicht bestaat tussen de vrije en gebonden
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
11
chloride-ionen. De gebonden chloride-ionen kunnen beschouwd worden als een reservoir en
kunnen terug oplossen door veranderlijke omgevingsvoorwaarden.
II.2.5.3 Kritiek chloridengehalte
Eerst en vooral dient er opgemerkt te worden dat er twee definities zijn voor het kritiek
chloridengehalte (SCHIESSL & RAUPACH, 1990) die in de literatuur vaak door elkaar worden
gehaald. Vanuit wetenschappelijk oogpunt wordt het kritiek chloridengehalte gedefinieerd als
het nodige chloridengehalte voor depassivatie van de wapening. Vanuit een meer praktisch
oogpunt wordt het kritiek chloridengehalte geassocieerd met het nodige chloridengehalte
waarbij visuele schade ten gevolge van corrosie optreedt (ANGST, et al., 2009).
Er zijn verschillende mogelijkheden om het kritieke chloridengehalte waarbij depassivatie start
uit te drukken (DE SCHUTTER, 2012), (ANGST, et al., 2009):
1) de totale hoeveelheid chloriden, uitgedrukt in massapercentage ten op zichte van de
hoeveelheid beton of de hoeveelheid bindmiddel
2) de hoeveelheid vrije chloriden, uitgedrukt in massapercentage ten opzichte van de totale
hoeveelheid beton of de hoeveelheid bindmiddel
3) de verhouding [Cl-]/[OH-], de concentratie chloriden ten op zichte van de concentratie
hydroxylionen in het poriënwater.
Een kritieke waarde voor de laatste uitdrukking, de verhouding [Cl-]/[OH-], blijkt de beste optie
gezien deze ook iets zegt over de zuurtegraad van het poriënwater (ANGST, et al., 2009). Voor de
kritieke waarde voor deze verhouding wordt vaak 0,6 aangenomen (DE SCHUTTER, 2012)
terwijl anderen een waarde tussen 0,6 en 1 pas als kritiek beschouwen (PLOYAERT, 2008).
De kritieke waarde wordt echter meestal uitgedrukt op basis van de totale hoeveelheid
chloriden ten opzichte van de hoeveelheid bindmiddel. De twee hoofdredenen hiervoor zijn dat
het meten van de totale hoeveelheid chloriden ten eerste relatief eenvoudig is en ten tweede
beschreven wordt in normen (ASTM C-1152), (ANDRADE & CASTELLOTE, 2002). Zo wordt een
totale chloridenconcentratie tussen 0,17% en 2,5% van de cementmassa als kritiek beschouwd
(DE SCHUTTER, 2012). De grootte variatie op de waarde voor het kritiek chloridengehalte is te
wijten aan het groot aantal parameters die de kritieke waarde bepalen waar onder: het type
cement, de porositeit, de temperatuur, de samenstelling van het staal, … (PLOYAERT, 2008).
Voor niet gecarbonateerd beton wordt in Europa vaak de waarde 0,4 % als kritiek
chloridengehalte aangenomen (PLOYAERT, 2008), (ENV-206, 1990).
Ook de norm NBN EN 206-1 (2000) geeft waarden voor het maximum chloridengehalte
uitgedrukt in massapercentage ten opzichte van de cementmassa naargelang de toepassing van
het beton. Voor gewapend beton wordt het chloridengehalte beperkt tot 0,2% à 0,4% van de
cementmassa. Terwijl voor voorgespannen beton nog lagere waarden, 0,1 à 0,2%, gehanteerd
worden. Volgens Angst et al. (2009) zijn deze waarden gegeven in NBN EN 206-1 (2000) echter
geen echte kritieke chloridengehaltes maar eerder praktische richtlijnen voor de productie van
vers beton.
II.2.5.4 Invloedsfactoren chloride-indringing
Aantasting door chloride-geïnduceerde corrosie hangt vanzelfsprekend af van de hoeveelheid
chloriden die indringen in de betonstructuur. Bijgevolg is inzicht in het indringingsproces van
chloriden van uitermate belangrijk. Het transport van chloride-ionen is echter een complex
proces, dat bestaat uit diffusie, capillaire zuiging, migratie in een elektrisch veld en stroming
onder druk,... . Bij onderdompeling is indringing van chloriden door diffusie echter het meest
dominant. Dit diffusieproces hangt af van twee factoren. Een eerste factor is de permeabiliteit
van het beton die afneemt naarmate de hydratatiereactie van het cement doorgaat. Een tweede
factor is de concentratie chloriden aan het blootstellingsoppervlak. Deze laatste beïnvloedt de
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
12
concentratie chloriden in de poriënoplossing die verandert bij wanneer er een chemische reactie
doorgaat van chloriden met de hydratatieproducten (AUDENAERT, 2010).
II.2.5.5 Invloedsfactoren corrosie na chloride-indringing
II.2.5.5.1 Algemeen
Het al dan niet optreden van corrosie na indringing van chloriden hangt af van het kritiek
chloridengehalte. De waarde voor het kritiek chloridengehalte is echter afhankelijk van
meerdere parameters (BERTOLINI, et al., 2004): het contactoppervlak beton/wapening, de
concentratie hydroxide-ionen in het poriënwater, de potentiaal van de wapening, het type
bindmiddel, de bindingscapaciteit, minerale toevoegingen,… De drie eerste parameters worden
beschouwd als de meest dominante (BERTOLINI, et al., 2004), (GLASS & BUENFIELD, 1997).
II.2.5.5.2 Invloed pH-waarde poriënoplossing
Bij een voldoende hoge concentratie hydroxide–ionen in de poriënoplossing, die de pH-waarde
van de poriënoplossing bepaalt, blijft de wapening gepassiveerd (zie II.2.3.2). De pH-waarde is
dan ook een belangrijke factor voor het bepalen van de waarde voor het kritiek chloridengehalte
of dus voor het optreden van corrosie na chloride-indringing (HAUSMANN, 1967). Vandaar dat
er ook voorkeur wordt gegeven om het kritiek chloridengehalte uit te drukken in termen van [Cl]/[OH-] (zie sectie II.2.5.3). Bij een toename van de pH-waarde van de poriënoplossing stijgt de
waarde voor het kritiek chloridengehalte (LI & SAGUES, 2001). En dit voor de drie mogelijke
uitdrukkingen van het kritiek chloridengehalte.
II.2.5.5.3 Invloed van de bindingscapaciteit
Zoals vermeld in sectie II.2.5.2 kunnen chloriden in drie vormen aanwezig zijn: vrij in het
poriënwater, chemisch of fysisch gebonden. Indien het terug oplossen van chloride-ionen buiten
beschouwing gelaten wordt, bepalen alleen de vrije chloride-ionen het depassiveren van de
wapening. Het aantal vrije chloride-ionen ten op zichte van het totaal chloride-ionen daalt
naarmate de chemische en fysische bindingscapaciteit toeneemt. De chemische
bindingscapaciteit van C3A en C4AF met de chloride-ionen hangt af de hoeveelheid gevormde
gehydrateerde silicaten C-S-H en ook, maar dan in mindere mate, van de verhouding
water/bindmiddel en de hoeveelheid granulaten (TANG & NILSSON, 1993). Chloridenionen
kunnen ook uit de poriënoplossing verwijderd worden door adsorptie op de
hydratatieproducten C-S-H of dus door fysische binding (ANGST, et al.,2009).
De waarde voor het kritiek chloridengehalte neemt toe met een toenemende bindingscapaciteit.
Dit is het geval indien het kritiek chloridengehalte uitgedrukt wordt in functie van het totaal
chloridengehalte. Logischerwijze heeft de bindingscapaciteit geen invloed op het kritiek
chloridengehalte wanneer deze uitgedrukt wordt in functie van de hoeveelheid vrij chloriden of
in functie van de verhouding [Cl-]/[OH-] (ANGST, et al., 2009).
II.2.5.6 Schade door corrosie
Net zoals bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie zorgt de accumulatie van corrosieproducten in
de poriënstructuur nabij de wapening voor trekspanningen in de omtreksrichting van de
wapening. Het gevolg hiervan is het ontstaan van scheuren in het beton, die op hun beurt de
indringing van vocht, zuurstof en chloride tot aan de wapening begunstigen zodat het
corrosieproces versneld wordt (BERTOLINI, et al., 2004). Maar omdat er bij corrosie
geïnduceerd door chloriden ook putten in de wapening worden uitgevreten, kan de doorsnede
van de wapening lokaal veel kleiner zijn. Na verloop van tijd kan de wapening het volledig
begeven wat catastrofale gevolgen met zich meebrengt (DE SCHUTTER, 2012). Typerend voor
corrosie veroorzaakt door chloriden zijn bruine roestvlekken aan het betonoppervlak zoals
vermeld in sectie II.2.5.1.
Hoofdstuk II: Inleidende begrippen
13
III. GROEN BETON
III.1 INLEIDING
In dit hoofdstuk wordt er eerst vermeld hoeveel beton er jaarlijks wereldwijd geproduceerd
wordt. Omdat dit om grote hoeveelheden gaat, heeft onze huidige betonproductie een
aanzienlijke impact op het milieu. Deze milieu-impact wordt uitgedrukt in termen van
broeikasgassen, meer bepaald in termen van CO2-uitstoot, en is vooral te wijten aan de productie
van portlandcement.
Vervolgens worden verschillende methodes aangehaald om de huidige milieu-impact van
betonproductie te verminderen. In dit eindwerk wordt de effectiviteit van de laatst vernoemde
methode onderzocht, namelijk gedeeltelijke vervanging van cement door puzzolanen.
Puzzolane materialen zijn dan ook het onderwerp van de volgende sectie in dit hoofdstuk. Er
wordt van start gegaan met enkele algemene kenmerken van puzzolanen waarbij ook de
hydratatiereactie van puzzolanen in beton wordt gegeven. Vervolgens wordt er dieper ingegaan
op twee puzzolanen in het bijzonder, namelijk vliegas en silica fume. Er wordt immers
onderzocht of betonsamenstellingen waarbij cement gedeeltelijk vervangen wordt door vliegas
en silica fume in aanmerking voor een potentieel ‘groen’ beton. Er wordt beschreven hoe deze
materialen kunnen bekomen worden, wat de belangrijkste eigenschappen ervan zijn en welke
effecten deze hebben bij gebruik in beton.
Om in aanmerking te komen voor een potentieel ‘groen’ beton moet de levensduur toereikend
zijn. Zoals vermeld in sectie II.1 wordt deze laatste veelal bepaald door wapeningscorrosie.
Daarom wordt de invloed van vliegas en silica fume op beide types corrosie, respectievelijk
carbonatatie- en chloride-geïnduceerde corrosie, besproken. Wat betreft carbonatatiegeïnduceerde corrosie hebben puzzolanen invloed op twee aspecten, namelijk de
bindingscapaciteit met CO2 en de porositeit. Bij chloride-geïnduceerde corrosie wordt er
onderscheid gemaakt tussen de invloed op de indringing van chloriden en de invloed op corrosie
na chloridenindringing. Met betrekking tot indringing van chloriden wordt de invloed van
puzzolanen op de permeabiliteit toegelicht. Nadien volgt de invloed van puzzolanen op de
invloedsfactoren die bepalend zijn voor het al dan niet optreden van corrosie na
chloridenindringing: de pH-waarde van de poriënoplossing, de bindingscapaciteit en het kritiek
chloridengehalte.
III.2 MILIEU-IMPACT VAN BETON
III.2.1
ALGEMEEN
Beton is een van de meest gebruikte materialen in zowat alle bouwsectoren, het wordt gebruikt
bij wegen- en bruggenbouw, voor de constructie van gebouwen maar ook voor veel andere
constructies (LIPPIATT & AHMAD, 2004). Er wordt ook gezegd dat beton hét materiaal
geworden is voor constructies blootgesteld aan extreme omstandigheden (LOMBORG, 2001).
Gemiddeld wordt er dan ook 1 ton beton geproduceerd per jaar per inwoner op aarde
(LIPPIATT & AHMAD, 2004). Andere bronnen spreken zelfs van een nog grotere hoeveelheid. Zo
zou volgens het Cement & Beton Centrum (2013) het totale verbruik van beton in 2000 gelijk
geweest zijn aan ongeveer 5 miljard m³ beton. Deze laatste hoeveelheid komt bij benadering
overeen met 2 ton per inwoner rekening houdend met 6 miljard inwoners in 2000 (Wikipedia,
2014). Ook volgens Verma et al. (2014) zou er 2 ton beton per inwoner per jaar geproduceerd
worden.
Desondanks de verscheidenheid aan bronnen worden, kan men er het toch over eens zijn dat er
jaarlijks aanzienlijke hoeveelheden beton geproduceerd worden. Daarom is het ook aangewezen
om de impact die dergelijke productie met zich meebrengt te bestuderen. Op vandaag wordt de
Hoofdstuk III: Groen beton
14
impact op de omgeving van een materiaal, en dus ook van beton, vaak uitgedrukt in termen van
uitstoot van broeikasgassen en klimaatverandering (MEYER, 2009).
Wat betreft betonproductie blijkt het aandeel portlandcement de grootste bijdrage te leveren.
Met de productie van dit laatste bestanddeel, dat het meest gebruikte type bindmiddel is, gaat
immers een energieopslorpend proces gepaard (METHA, 2001). Zo wordt er 842 kg CO2
uitgestoten bij de productie van 1 ton portlandcement volgens Van den Heede & De Belie (2012).
Deze 842 kg CO2 werd bekomen door het gemiddelde te nemen van waarden van verschillende
literatuurbronnen. Bindmiddel is echter een onmisbaar bestanddeel gezien het zorgt voor het
aan elkaar kitten van de toeslagmaterialen. Dit bestanddeel bedraagt gemiddeld ongeveer 15%
van de massa van beton (Cement & Beton Centrum, 2013).
Wereldwijd zorgt de productie van cement alleen al voor 5 à 7 % van de door mensen
veroorzaakte CO2-uitstoot (HUMPHREYS & MAHASENAN, 2002), (MALTHORA, 2000). Voor
andere broeikasgassen is de bijdrage van de cementindustrie praktische nihil zodat de
cementindustrie verantwoordelijk is voor 3% van de uitstoot van alle broeikasgassen
(DAMTOFT, et al., 2008).
III.2.2
METHODES OM DE MILIEU -IMPACT TE VERLAGEN
Omwille van de aanzienlijke impact van beton op het milieu wordt er op zoek gegaan naar
‘groen’ beton. ‘Groen’ beton wordt gedefinieerd als een cementgebonden materiaal dat de
functionele prestatiemogelijkheden van gewoon portlandcement evenaart of zelfs overtreft door
het gebruik van gerecycleerde materialen te optimaliseren, waardoor het verbruik van
natuurlijke grondstoffen, zoals water en energie vermindert, wat resulteert in een meer
duurzaam bouwmateriaal. Het productieproces van ‘groen’ beton slaagt erin de productie en het
vrijkomen van schadelijke stoffen en broeikasgassen te verminderen of zelfs te elimineren
(CEMBUREAU, 1997).
De milieu-impact van beton kan worden verlaagd door in te spelen op de grondstoffen. In eerste
instantie kunnen de grove granulaten vervangen worden door gerecycleerde granulaten die
afkomstig zijn van bouwpuin. De Belgische norm NBN B15-001 laat een vervanging van 20% van
de grove granulaatfractie door gerecycleerde granulaten van goede kwaliteit toe. Deze norm
geldt voor toepassingen in een niet-schadelijke omgeving (milieuklasse E0) of binnenomgeving
(milieuklasse EI) met een sterkteklasse tot en met C25/30. Mits een goede voorbereiding is het
echter ook mogelijk om 20% recycleerde granulaten in hogere betonsterktes en in andere
omgevingsklassen, bijvoorbeeld in een buitenomgeving, toe te passen, alsook om meer dan 20%
van het grof granulaat te vervangen.
Naast het vervangen van natuurlijke granulaten door gerecycleerde granulaten zijn er ook
andere mogelijkheden om de milieu-impact te verlagen. Zo zijn er ook alternatieve grondstoffen,
zoals bepaalde metaalslakken en gerecycleerde zanden mogelijk. De milieu-impact kan ook
aanzienlijk verlaagd worden door een doordachte cementkeuze gezien cement zorgt voor het
grootste aandeel van de CO2-uitstoot. Zo kan bijvoorbeeld hoogovencement gebruikt worden in
plaats van portlandcement (Betonica, 2013). Volgens het Cement & Beton Centrum (2013)
bedroeg de CO2-uitstoot in 2010 in Nederland 940 kg/ton en 330 kg/ton respectievelijk voor
portlandcement (CEM I) en hoogovencement (CEM III). Verder kan ook een deel van het
cementgehalte vervangen worden door puzzolanen om de milieu-impact te verlagen (SHI, et al.,
2012).
III.3 PUZZOLANEN
III.3.1
PUZZOLANEN IN HET ALGEMEEN
Puzzolanen zijn silica of silica- en aluminarijke materialen en bestaan dus hoofdzakelijk uit SiO2
of uit SiO2 en Al2O3 (SHI, et al., 2012). Deze zijn in tegenstelling tot cement en hoogovenslak geen
Hoofdstuk III: Groen beton
15
hydraulische bindmiddelen. Een hydraulisch bindmiddel is een stof die in aanwezigheid van
water reageert en verhardt en dit zowel onder water als wanneer het aan de lucht blootgesteld
wordt. Verder is de verharding van een hydraulisch bindmiddel onomkeerbaar door wijze dat
het niet meer desintegreert in water. Hoewel een puzzolaan geen hydraulisch bindmiddel is, kan
het wel in fijnverdeelde vorm en in de aanwezigheid van water reageren met calciumhydroxide
Ca(OH)2 en bestanddelen vormen die hydraulische eigenschappen bezitten. De
hydratatiereacties voor portlandcement en puzzolanen worden gegeven door respectievelijk
reactievergelijking (9) en (10) (TAERWE, 2010).
(9)
(10)
In bovenstaande vergelijkingen staat de term C-S-H voor calcium-silicaat-hydraten.
Zoals reeds vermeld in sectie III.2.2 kunnen puzzolanen gebruikt worden om een deel van het
cement in beton te vervangen. Hiervoor komen zowel natuurlijke als kunstmatige puzzolanen in
aanmerking. Kunstmatige puzzolanen kunnen specifiek worden geproduceerd, maar worden
vaker verkregen als afval- of bijproduct. De meest gebruikte puzzolanen zijn industriële
bijproducten zoals bijvoorbeeld vliegas uit steenkoolcentrales voor elektriciteitsproductie en
silica fume uit siliciumproductie. Tegenwoordig is het gebruik van puzzolanen in de meeste
landen reeds geïntroduceerd (DAMTOFT, et al., 2008).
III.3.2
VLIEGAS
III.3.2.1
Productie en eerste toepassing
Vliegas wordt meegevoerd door de rookgassen die vrij komen bij de verbranding van
poederkool in de ovens van de elektriciteitscentrales (TAERWE, 2010). Het wordt mechanisch of
elektrostatisch uit de rookgassen gescheiden (Vliegasunie, 2013). Vroeger werd het als
afvalproduct beschouwd terwijl de laatste decennia een belangrijke fractie ervan gebruikt
wordt. Zo kan vliegas enerzijds dienen als toevoegsel in beton hetzij als gedeeltelijke vervanging
van het cement, hetzij als extra fijne vulstof of als een combinatie van beide voorgaande
(TAERWE, 2010). Anderzijds wordt vliegas ook gebruikt als grondstof voor klinkers en asfalt
(Vliegasunie, 2013).
In 1914 werd ontdekt dat de chemische samenstelling van vliegas een sterke gelijkenis vertoont
met deze van natuurlijke puzzolanen. De chemische werking werd echter pas in 1937 verklaard
en de eerste toepassing van vliegas in beton was voor het bouwen van de Hungry Horse Dam in
de Verenigde Staten (TAERWE, 2010). Sindsdien werd dit bijproduct succesvol toegepast in
zeker niet de minste projecten: de kanaaltunnel in Frankrijk, het logistieke centrum Logport in
Duitsland en de Picassotoren in Madrid zijn slechts enkele voorbeelden (Vliegasunie, 2013).
III.3.2.2
Algemene kenmerken vliegas
Vliegas is een fijn poeder dat hoofdzakelijk uit glasachtige holle bolvormige deeltjes bestaat
zoals te zien is op Figuur III.8 (TAERWE, 2010). De gemiddelde korreldiameter bedraagt tussen
10 en 100 μm (SHI, et al., 2012). De sferische vorm, die verschillend is van de vorm van de
hoekige cementdeeltjes, wordt veroorzaakt doordat de glasdeeltjes in gesmolten toestand een
bolvorm aannemen (Vliegasunie, 2013). Hoewel de vorm verschillend is, is de korrelverdeling
van vliegas wel vergelijkbaar met deze van een cement met sterkteklasse 32.5 of 42.5. Dit wordt
weergegeven in Figuur III.9. De chemische en fysische eigenschappen van vliegas zijn sterk
afhankelijk van de soort steenkool waarvan ze afkomstig zijn en van het oventype (TAERWE,
2010).
Hoofdstuk III: Groen beton
16
Figuur III.8: Opname van vliegas met een elektronenmicroscoop (Vliegasunie, 2013)
Figuur III.9: Korrelverdeling van cement, vliegas en silica fume (TAERWE, 2010)
III.3.2.3
Kenmerken van vliegas gebruikt in beton
III.3.2.3.1
Snelheid van de puzzolane reactie
III.3.2.3.2
Invloed op sterkte-ontwikkeling
Zoals reeds vermeld in sectie III.3 is vliegas een puzzolaan waardoor reactie (10) van toepassing
is. Bij deze reactie kunnen enkele specifieke aspecten genoteerd worden.
De hydratatiereactie bij mengsels met vliegas duurt langer omdat deze reactie pas kan doorgaan
bij een voldoende hoeveelheid calciumhydroxide Ca(OH)2. Calciumhydroxide Ca(OH)2 is echter
een reactieproduct van de hydratatiereactie van portlandcement (zie formule (9)) zodat deze
hydratatiereactie eerst moet doorgaan vooraleer de hydratatiereactie van vliegas kan plaats
vinden (TAERWE, 2010). De snelheid van de puzzolane reactie bepaalt de sterkte-ontwikkeling
als ook de afname in porositeit in de tijd.
Omdat de puzzolane reactie trager doorgaat dan de hydratatiereactie van portlandcement zal de
ontwikkeling van de sterkte bij een beton met vervanging van een zekere hoeveelheid cement
door vliegas trager verlopen (TAERWE, 2010). Hoewel de beginsterkte lager is, is de eindsterke
gelijk of zelfs hoger bij vervanging van een deel van het cement door vliegas. Hierdoor kan er
bespaard worden op de grondstoffen van het beton (Vliegasunie, 2013).
III.3.2.3.3
Invloed op porositeit
Hoofdstuk III: Groen beton
17
De inwerking van vliegas verhoogt de porositeit van beton op jonge leeftijd, maar reduceert wel
de gemiddelde grootte van de poriën (CHINDAPRASIRT, et al., 2007). Naarmate de puzzolane
reactie van Ca(OH)2 met de vliegasdeeltjes, die weliswaar trager verloopt dan bij
portlandcement, doorgaat, worden er echter hydratatieproducten gevormd die de porositeit
sterk doen dalen. Bijgevolg leidt vliegas tot een hogere diffusieweerstand op latere leeftijd
(CHOI, et al., 2006).
III.3.2.3.4
Weerstand tegen sulfaataantasting
III.3.2.3.5
K-waarde bij portlandcement en hoogovencement
III.3.2.3.6
Invloed op verwerkbaarheid
III.3.3
SILICA FUME
III.3.3.1
Productie en eerste toepassing
Ten eerste wordt er bij de puzzolane reactie calciumhydroxide Ca(OH)2 opgebruikt. Dit heeft tot
gevolg dat beton met vliegastoevoeging minder gevoelig is voor onder meer sulfaataantasting
aangezien voor de vorming van ettringiet een zekere hoeveelheid Ca(OH)2 nodig is (TAERWE,
2010). Dit werd aangetoond in vele wetenschappelijke artikelen en onderkend in regelgeving
(Vliegasunie, 2013).
De reactant Ca(OH)2 is als het ware de activator van de puzzolanische reactie. Daarom is vliegas
toegevoegd aan portlandcement actiever dan vliegas toegevoegd aan hoogovencement. Bij de
hydratatiereactie van portlandcement komt namelijk Ca(OH)2 vrij (zie formule (9)) dat kan
gebruikt worden als activator voor de puzzolane reactie. Daarentegen heeft hoogovencement
ook zelf Ca(OH)2 als activator nodig (TAERWE, 2010). Dit verklaart waarom volgens de norm
NBN EN 197-1 een hogere k-waarde gehanteerd mag worden bij betonmengsels op basis van
portlandcement dan bij mengsels op basis van hoogovencement. K-waarden geven weer welk
aandeel van de hoeveelheid puzzolanen er in rekening mag geworden gebracht als bindmiddel
(Vliegasunie, 2013).
Vliegas vergroot de verwerkbaarheid omdat bij de aanwezigheid van vliegas de cementdeeltjes
minder de neiging hebben om samen te vlokken en dus een groter smerend effect hebben
(TAERWE, 2010). Zo kan de verhouding water/bindmiddel gereduceerd worden bij een
gelijkblijvende verwerkbaarheid (Vliegasunie, 2013).
Silica fume wordt ook wel microsilica of gecondenseerd microsilicium-dioxide genoemd
(TAERWE, 2010) en is een bijproduct bij de productie van silicium- en ferrosiliciumlegeringen
(SHI, et al., 2012). Deze metalen worden gebruikt voor meerdere industriële toepassingen, zoals
bijvoorbeeld bij de productie van siliconen en computerchips (Silica Fume Association, 2013).
Tijdens het productieproces van silicium waarvan een schematische voorstelling wordt gegeven
in Figuur III.10, komt een opstijgende damp vrij die zeer fijne siliciumdeeltjes bevat. Deze
deeltjes oxideren en condenseren bij afkoeling in de vorm van uiterst kleine partikels en worden
silica fume genoemd (SHI, et al., 2012).
Hoofdstuk III: Groen beton
18
Silica fume: productie
Grondstoffen
koolstof, cokes, houtsnippers, kwarts
Smeltoven
temperatuur 2000°C
Silicium
Rookgas
Filter
Silica Fume
Figuur III.10: Schematische voorstelling productie van silica fume (Silica Fume Association, 2013)
Silica fume wordt vooral in de betonindustrie gebruikt. Zo wordt het onder meer verwerkt in
hogesterktebeton en in beton waaraan zeer hoge eisen worden gesteld wat betreft de dichtheid
en de slijtvastheid (Cement & Beton Centrum, 2013). In tegenstelling tot vliegas en
hoogovencement die meestal gebruikt worden als vervanging van een deel van het
portlandcement, wordt silica fume eerder gebruikt als toevoegsel om bepaalde eigenschappen
van het beton te verbeteren (Silica Fume Association, 2013).
Het eerste gebruik van silica fume in beton vond plaats in Noorwegen in 1950. Pas vanaf 1970
werd het meer frequent gebruikt hoewel het gebruik beperkt bleef voor speciale toepassingen,
meestal voor beton met hoge sterkte (TAERWE, 2010). Volgens de Silica Fume Association
(2013) duurde de doorbraak van gebruik op grote schaal van silica fume zo lang omdat eerst de
ontwikkeling van een andere technologie nodig was. Pas nadat de technologie om chemische
toevoegsels zoals sterk water reducerende middelen en superplastificeerders op punt stond,
werd de ontwikkeling van silica fume in beton mogelijk. Hiervoor wordt er een verklaring
gegeven in sectie III.3.3.3.1.
III.3.3.2
Algemene kenmerken silica fume
Zoals reeds vermeld bestaat silica fume, zoals te zien op Figuur III.11, uit zeer kleine deeltjes. De
gemiddelde diameter bedraagt plusminus 0,1 μm, wat ongeveer één honderdste is van de
grootte van de deeltjes van vliegas en cement (SHI, et al., 2012). Dit is ook te zien op de
zeefkromme in Figuur III.9. In tegenstelling tot vliegas zijn de deeltjes van silica fume ook hoekig
zoals de cementkorrels. Silica fume bestaat meestal uit meer dan 80% siliciumdioxide SiO2.
Indien het afkomstig is van de productie van zuiver silicium, en dus niet van een
ferrosiliciumlegering, loopt dit gehalte zelfs op tot 95% (TAERWE, 2010).
Figuur III.11: Opname van Portlandcement (links) en silica fume (rechts) met een elektronenmicroscoop
(Silica Fume Association, 2013)
Hoofdstuk III: Groen beton
19
III.3.3.3
Kenmerken van vliegas gebruikt in beton
III.3.3.3.1
Invloed vers beton: segregatie en plastische krimp
Silica fume wordt gebruikt in beton omdat het zowel eigenschappen van zowel vers beton als
verhard beton kan verbeteren.
Wat betreft vers beton heeft de toevoeging van silica fume invloed op twee effecten. Ten eerste
heeft vers beton met silica fume een grotere samenhang waardoor de neiging tot segregatie
afneemt (Silica Fume Association, 2013). Dit heeft echter tot gevolg dat bij gelijkblijvend
watergehalte de betonspecie stugger wordt en dus minder verwerkbaar (TAERWE, 2010). Dit
verklaart waarom de doorbraak van silica fume pas mogelijk was na de ontwikkeling van
chemische toevoegsels waarmee een gelijkblijvende consistentie kan behouden worden terwijl
er minder water wordt toegevoegd. De grotere samenhang is evenwel gunstig bij pompen en
spuiten van beton. Ten tweede heeft een vers beton met silica fume een verminderde neiging tot
uitzweten (Silica Fume Association, 2013). Wegens het geringere uitzweten bestaat er echter
een grotere neiging tot plastische krimp (TAERWE, 2010).
III.3.3.3.2
Invloed verhard beton: mechanische eigenschappen en permeabiliteit
Bij verhard beton heeft de toevoeging van silica fume ook invloed op twee aspecten. Ten eerste
zorgt de toevoeging van silica fume voor verbeterde mechanische eigenschappen. Zo wordt een
beton met een grotere druksterkte en grotere elasticiteitsmodulus bekomen (Silica Fume
Association, 2013). In vergelijking met vliegas vindt de bijdrage tot de sterkte-ontwikkeling
vroeger plaats (TAERWE, 2010). Ten tweede wordt door toevoeging van silica fume een beton
met een kleinere permeabiliteit bekomen. Dit komt door enerzijds het zogenaamde ‘filler-effect’,
dat beschreven wordt als het opvullen van de poriën met de veel kleinere korrels van het silica
fume (HUSSIAN & RASHEEDUZAFAR, 1994). Anderzijds is er een zeer hoge puzzolane activiteit
door de combinatie van het hoge gehalte SiO2 (zie sectie III.3.3.2), de amorfe toestand ervan en
de extreem hoge fijnheid (SHI, et al., 2012) waardoor er meer hydratatieproducten gevormd
worden die de porositeit sterk doen afnemen (SCHIESSL & BREIT, 1996).
III.3.4
INVLOED VAN PUZZOLANEN BIJ CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
Puzzolanen hebben invloed op twee aspecten die in verband staan met weerstand tegen
carbonatatie, namelijk op de bindingscapaciteit met CO2 en met de porositeit (HEWLETT, 1998).
Wat betreft de bindingscapaciteit kunnen de producten Ca(OH)2, C-S-H en C-A-H reageren met
CO2 waarbij Ca(OH)2 de belangrijkste rol speelt bij het depassiveren van de wapening (zie sectie
II.2.4.1). Bij een beton met puzzolanen is de hoeveelheid Ca(OH)2 echter gereduceerd enerzijds
door de kleinere hoeveelheid portlandcement en anderzijds door de puzzolane reactie zelf
waarbij Ca(OH)2 opgebruikt wordt (zie formule (10)). Bijgevolg is de bindingscapaciteit met CO2
kleiner dan bij een beton op basis van portlandcement en worden de carbonatatiesnelheden
groter (THOMAS & MATTHEWS, 1992). Daarnaast reageert CO2 ook met andere producten dan
Ca(OH)2 waardoor er minder CaCO3 gevormd wordt en de porositeit toeneemt bij mengsels met
puzzolanen in tegenstelling tot mengsels op basis van portlandcement waar de porositeit net
afneemt naarmate het carbonatatieproces vordert (SISOMPHON, 2007). Door de toename in
porositeit wordt de indringing van CO2 vergemakkelijkt waardoor de carbonatatiesnelheden
toenemen (GRUYAERT, et al., 2013).
Hoewel deze laatste conclusie vaak geciteerd wordt, geldt deze enkel bij gedeeltelijke
vervanging van cement door puzzolanen (PAPADAKIS, 2000). Bij gedeeltelijke vervanging van
granulaten door puzzolanen worden namelijk net kleinere carbonatatiesnelheden vastgesteld.
De hoeveelheid moleculen die kunnen reageren met CO2 blijft namelijk ongeveer gelijk. Want bij
de puzzolane reactie (zie formule (10) ) wordt enerzijds Ca(OH)2 verbruikt maar wordt er ook CS-H geproduceerd waarmee CO2 kan binden. De bindingscapaciteit wijzigt met andere woorden
nauwelijks maar door vervanging van granulaten door puzzolanen neemt de porositeit sterk af
wat de lagere carbonatatiesnelheden verklaart (PAPADAKIS, 2000).
Hoofdstuk III: Groen beton
20
III.3.4.1
Besluit
III.3.5
INVLOED VAN PUZZOLANEN BIJ CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
III.3.5.1
Invloed van puzzolanen op chloride-indringing
Ter conclusie kan gesteld worden dat mengsels met gedeeltelijke vervanging van cement door
puzzolanen minder bestand tegen carbonatatie-geïnduceerde corrosie terwijl vervanging van
granulaten door puzzolanen leidt tot een grotere weerstand.
Zoals vermeld in sectie II.2.5.4 gebeurt de indringing van chloriden voornamelijk via diffusie, die
afhangt van de permeabiliteit van het beton en van de chloride concentratie aan het
blootstellingsoppervlak. In wat volgt wordt dan ook de invloed van vliegas en silica fume op de
permeabiliteit besproken.
Vliegas zorgt voor een grotere permeabiliteit op jonge leeftijd die dan in verloop van de tijd door
de hydratatieproducten bij de puzzolanische reactie sterk afneemt en zelfs leidt tot een hogere
diffusieweerstand (zie sectie III.3.2.3.3). Ook silica fume zorgt voor een lagere porositeit, en dit
zelfs op jonge leeftijd, enerzijds door het ‘filler-effect’ van de kleinere korrels en anderzijds door
de hoge activiteit bij de puzzolane reactie zelf (zie sectie III.3.3.3.2).
III.3.5.2
Invloed van puzzolanen op corrosie na chloride-indringing
In sectie II.2.5.5 werd vermeld welke factoren er een rol spelen in het al dan niet door gaan van
corrosie na indringing van chloriden of dus ook welke factoren mede de waarde voor het kritiek
chloridengehalte bepalen. Hierbij wordt er dieper ingegaan op de pH-waarde van de
poriënoplossing en de bindingscapaciteit. In wat volgt wordt de invloed van vliegas en silica op
deze aspecten besproken.
Zowel de toevoeging van vliegas als silica fume heeft een negatieve invloed op de pH-waarde van
de poriënoplossing. De pH-waarde daalt namelijk naarmate er vliegas (KAWAMURA, et al., 1988)
en silica fume (PAGE & VENNESLAND, 1983) wordt toegevoegd.
Wat betreft de fysische bindingscapaciteit bevorderen zowel silica fume als vliegas door de
puzzolanische reactie de vorming van C-S-H waardoor er een groter contactoppervlak is voor
fysische adsorptie van chloridenionen (JUSTNES, 1998). De chemische bindingscapaciteit
verbetert door toevoeging van vliegas door het hoge gehalte aluminiumtrioxide en verslechtert
door toevoeging van silica fume (ARYA, 1990).
De invloed van vliegas op het kritiek chloridengehalte is niet eenduidig. Sommige
wetenschappers zoals Thomas (1996) en Oh et al. (2003) stelden immers een kleinere waarde
voor het kritiek chloridengehalte vast bij toevoeging van vliegas, terwijl Schiessl en Breit (1996)
en Alonso et al. (2002) net gelijke of hogere waarden bekwamen. De toevoeging van silica fume
zou volgens Petterson (1990) en Manera et al. (2008) leiden tot een lagere waarde voor het
kritiek chloridengehalte.
De wetenschapper Angst et al. (2009) vergeleek verschillende onderzoeken waarbij het effect
van minerale toevoegingen op het kritiek chloridengehalte bestudeerd werd en stelde ook deze
tegenstrijdige resultaten vast. Hij besloot echter dat er voor waarden voor het kritiek
chloridengehalte voor mengsels met vliegas, silica fume en hoogovencement nog verder
onderzoek dient verricht te worden. Dit enerzijds door de tegenstrijdige resultaten en/of omdat
de resultaten niet gebruikt kunnen worden voor een werkelijke omgeving door onrealistische
omstandigheden waarin de test werd uitgevoerd (ANGST et al., 2009).
III.3.5.3
Besluit
Zowel de toevoeging van vliegas (MANERA, et al., 2008) als silica fume (SHI, et al., 2012)
verminderen het risico op chloride-geïnduceerde corrosie omdat de indringing van chloriden
daalt door de lagere permeabiliteit. Hierbij wordt door het ‘filler-effect’ een nog dichtere
Hoofdstuk III: Groen beton
21
betonstructuur bekomen bij silica fume dan bij vliegas. De verhoogde weerstand tegen corrosie
is desondanks de waarden voor het kritiek chloridengehalte waar nog verder onderzoek voor
vereist is. Zo stelde Thomas (1996) wel lagere waarden vast voor het kritiek chloridengehalte bij
toevoeging van vliegas maar bleek de weerstand tegen corrosie wel groter te zijn. Volgens Yu &
Hartt (2007) zou de reductie van de pH-waarde bij vliegas leiden tot lagere waarden voor het
kritiek chloridengehalte terwijl de verbeterde weerstand tegen diffusie van chloriden zorgt voor
een grotere bescherming tegen corrosie.
Hoofdstuk III: Groen beton
22
IV. ELEKTRISCHE RESISTIVITEIT
IV.1 INLEIDING
De interesse in modellen die de levensduur van constructies voorspellen met betrekking tot
wapeningscorrosie neemt meer en meer toe (ANDRADE & D'ANDREA, 2010). Zoals vermeld zal
worden in sectie V.2 kan de levensduur volgens het model van Tuutti opgesplitst worden in twee
fases, namelijk de initiatie- en propagatiefase. In sectie V.4 komen de verschillende modellen
waarmee de duur van de propagatiefase kan geschat worden aan bod. In dit eindwerk zal er
gebruik gemaakt worden van het empirisch model gebaseerd op elektrische resistiviteit van
beton voor het inschatten van de propagatiefase. Om de fundamenten van dit model beter te
begrijpen is de elektrische resistiviteit van beton het onderwerp van dit hoofdstuk.
In dit hoofdstuk wordt eerst een definitie gegeven van de elektrische resistiviteit van een
materiaal om vervolgens dieper in te gaan op resistiviteit in beton. Het elektrochemisch
mechanisme van wapeningscorrosie wordt nog eens aangehaald om aan te duiden waar
resistiviteit kan gekoppeld worden aan het corrosieproces. Aan de hand daarvan wordt
vervolgens het verband tussen corrosiesnelheid en resistiviteit toegelicht. Er wordt ook een
eerste indicatie gegeven van mogelijk waarden voor resistiviteit in beton.
In een tweede deel van dit hoofdstuk wordt een overzicht gegeven van de verschillende factoren
die bepalend zijn voor de waarden van resistiviteit in beton. Zo komt de invloed van het
vochtgehalte, de betonsamenstelling (poriënstructuur), de ouderdom van beton, de indringing
van chloriden, carbonatatie, de temperatuur en tot slot de invloed van de poriënoplossing op de
resistiviteit aan bod.
Op het einde van dit hoofdstuk wordt kort toegelicht hoe resistiviteit in het laboratorium als in
situ kan gemeten worden. Voor het onderzoek in dit eindwerk werden resistiviteitsmetingen
uitgevoerd op basis de vier- en twee-puntselektrodemethode. De factoren die kunnen leiden tot
verstoorde meetwaarden worden ook vermeld. Voor meer uitleg over resistiviteitsmetingen
wordt er verwezen naar sectie VI.4.
IV.2 THEORETISCHE ACHTERGROND
IV.2.1 DEFINITIE ELEKTRISCHE RESISTIVITEIT
De elektrische resistiviteit van een materiaal geeft weer in welke mate er weerstand geboden
wordt tegen het transport van elektrische ladingen doorheen het materiaal. Deze
materiaaleigenschap is onafhankelijk van de geometrie en beschrijft met andere woorden de
elektrische weerstand. Meer bepaald wordt elektrische resistiviteit gedefinieerd als de
verhouding tussen een opgelegde spanning en de resulterende stroom vermenigvuldigd met een
celconstante (RILEM TC 154-EMC, 2000). De dimensie van resistiviteit is weerstand maal lengte
met als eenheid Ωm. Elektrische conductiviteit is de inverse van elektrische resistiviteit
(WHITING & NAGI, 2003).
IV.2.2 RESISTIVITEIT EN CORROSIEWEERSTAND
In beton wordt elektrische stroom gedragen door de ionen in de poriënoplossing. Zo reflecteert
elektrische resistiviteit in beton enerzijds de eigenschappen van de microstructuur (porositeit)
en anderzijds de eigenschappen van de poriënoplossing (HORNBORSTEL, et al., 2013). De
weerstand van beton tegen corrosie wordt onder meer bepaald door hoe gemakkelijk
schadelijke stoffen zoals bijvoorbeeld chloriden en CO2-moleculen kunnen doordringen in het
beton. De indringing van deze stoffen is afhankelijk van dezelfde parameters die de waarden
voor de resistiviteit bepalen, namelijk van de microstructuur en van de poriënoplossing.
Bijgevolg kan resistiviteit gecorreleerd worden aan de weerstand van beton tegen corrosie
(ANDRADE & D'ANDREA, 2010).
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
23
IV.2.3 RESISTIVITEIT EN ELEKTROCHEMISCH MECHANISME WAPENINGSCORROSIE
Zoals besproken in sectie II.2.2 kan het corrosieproces van wapeningscorrosie beschouwd als
een elektrisch circuit opgebouwd uit vier componenten: een anode, een kathode, een
ionengeleider (poriënwater) en een elektrische geleider (wapeningsstaal). Bij elke component
treedt een ander proces op. Aan de anode en kathode vinden respectievelijk de oxidatie- en
reductie van de wapening plaats. In het beton, meer bepaald via het poriënwater, worden ionen
getransporteerd terwijl het transport van elektrische ladingen plaatsvindt in de wapening
(HORNBORSTEL, et al., 2013).
Indien er een elektrische stroom doorheen het proefstuk gaat, bieden elk van deze componenten
een zekere weerstand. De weerstanden van elk van de componenten staan in serie geschakeld.
Dit wordt geïllustreerd in Figuur IV.12. Bijgevolg wordt de weerstand van het circuit of dus de
weerstand tegen corrosie bepaald door de grootste weerstand van deze vier componenten
waaruit het elektrisch circuit opgebouwd is. De wapening geleidt de elektrische ladingen goed
zodat de weerstand hiervan laag is ten opzichte van de weerstanden van de drie andere
processen. Bijgevolg wordt de weerstand tegen corrosie of daarmee ook de corrosiesnelheid dan
ook gelimiteerd door één van de drie andere processen: de oxidatie aan de anode, de reductie
aan de kathode of het transport van elektrische ladingen door het beton (HORNBORSTEL, et al.,
2013). De weerstanden corresponderend bij laatst genoemde processen hangen af van de
omgeving waarin het proefstuk zich bevindt en de materiaaleigenschappen (FELIUS, et al.,
1989), (BERTOLINI & POLDER, 1997), (JAGGI, et al., 2007).
Oxidatie anode
Ia
Transport van
elektrische
ladingen door
beton
Rb
Iw
Ra
Ia = Ib = Ik = Iw = Icorr
Ib
Rk
Rw
Transport van
elektrische
ladingen door
wapening
Ic
Reductie kathode
Figuur IV.12: Elektrochemisch mechanisme van wapeningscorrosie (BERTOLINI, et al., 2004)
De resistiviteit van beton kan enerzijds rechtstreeks gerelateerd worden aan het corrosieproces
omdat het de weerstand beschrijft die elektrische ladingen ondervinden in het beton bij het
transport tussen de anode en de kathode (Rb op Figuur IV.12). Anderzijds geeft de waarde van
de resistiviteit ook een indicatie wat betreft het vochtgehalte en het ionentransport door de
microstructuur van het beton. Zo kan de resistiviteit ook indirect gecorreleerd worden aan het
corrosieproces omdat het vochtgehalte en het ionentransport de reactiesnelheden aan de anode
en kathode beïnvloeden (HORNBORSTEL, et al., 2013). Zo duidt volgens RILEM TC-154-EMC
(2000) een lage resistiviteit op een toename van de reactiesnelheid aan de anode.
IV.2.4 RESISTIVITEIT EN CORROSIESNELHEID
In vorige sectie IV.2.3 werd uiteengezet hoe resistiviteit verband houdt met het
elektrochemische mechanisme van het corrosieproces. Op basis daarvan kan een relatie
verwacht worden tussen resistiviteit en corrosiesnelheid na depassivatie van de wapening
(RILEM TC 154-EMC, 2000). De corrosiesnelheid wordt namelijk bepaald door respectievelijk
het ionen transport door het beton, de reactiesnelheid aan de anode of de reactiesnelheid aan de
kathode naargelang welk proces de grootste weerstand heeft (FELIUS, et al., 1989), (BERTOLINI
& POLDER, 1997), (JAGGI, et al., 2007). Zoals reeds besproken werd, bestaat er enerzijds een
rechtstreeks verband tussen resistiviteit en het transport van ionen doorheen het beton en kan
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
24
resistiviteit anderzijds ook indirect gecorreleerd worden aan de reactiesnelheden aan de anode
en de kathode. Bijgevolg speelt de resistiviteit ofwel rechtstreeks ofwel onrechtstreeks in op elk
van de drie processen die in aanmerking komen om de corrosiesnelheid te bepalen
(HORNBORSTEL, et al., 2013).
Gebaseerd op het werk van Bazant (BAZANT, 1979) kan een vereenvoudigde benadering
gegeven worden, waarbij de corrosiesnelheid omgekeerd evenredig is met de resistiviteit bij een
constante spanning (ALONSO, et al., 1988), (GLASS., et al, 1991). Er werd echter aangetoond dat
dit verband verschillend is naargelang het type beton (BERTOLINI & POLDER, 1997). In elk
geval zullen zones na depassivatie op een zelfde constructie met een lage resistiviteit een hogere
corrosiesnelheid hebben dan zones met hoge resistiviteit (RILEM TC 154-EMC, 2000).
IV.2.5 WAARDEN VOOR RESISTIVITEIT IN BETON
De range waartussen waarden mogelijk zijn voor resistiviteit is één van de grootste van alle
materiaaleigenschappen (WHITING & NAGI, 2003). Voor beton varieert de resistiviteit volgens
Tuutti (1982) tussen 105 Ωm en 101 Ωm terwijl volgens Whiting (2003) ook waarden tot 106 Ωm
mogelijk zijn. In werkelijke constructies zijn waarden tussen 50 Ωm en 1000 Ωm gebruikelijk
voor beton op basis van louter en alleen portlandcement terwijl ook waarden tot 6000 Ωm
mogelijk zijn voor mengsels met gedeeltelijke vervanging van portlandcement door puzzolanen
(RILEM TC 154-EMC, 2000). Voor deze hogere waarden voor mengsels met puzzolanen zal een
verklaring gegeven worden in sectie IV.3.1.
Omdat er een verband bestaat tussen de resistiviteit en de corrosiesnelheid (zie voorgaande
sectie IV.2.4) kan er met de waarden van de resistiviteit een schatting gemaakt worden van de
graad van corrosie (HORNBORSTEL, et al., 2013). In de literatuur zijn er reeds heel wat criteria
terug te vinden die een indeling van de ernst van corrosie maken op basis van waarden van de
resistiviteit (CAVALIER & VASSIE, 1981), (HOPE, et al., 1985), (LOPEZ & GONZALEZ, 1993),
(MORIS, et al., 2002),… .
Er dient opgemerkt te worden dat de waarden voor de resistiviteit enkel een indicatie kunnen
geven over het risico op corrosie of de corrosiegraad. Resistiviteit zegt echter niets over het al
dan niet actief doorgaan van corrosie (RILEM TC 154-EMC, 2000) .
IV.3 INVLOEDSFACTOREN
IV.3.1 ALGEMEEN
Volgens Felius et al. (1989) en Jäggi et al. (2007) is de waarde van de resistiviteit in beton vooral
afhankelijk van het vochtgehalte van het beton en de betonsamenstelling (poriënstructuur).
Wat betreft het vochtgehalte neemt de resistiviteit af naarmate er zich meer water in de poriën
bevindt, er meer poriën (hogere verhouding water/bindmiddel) en meer grotere poriën zijn. Bij
deze drie aspecten neemt de connectiviteit tussen de poriën immers toe waardoor de elektrische
ladingen een minder kronkelend pad moeten volgen en dus minder weerstand ondervinden
(RILEM TC 154-EMC, 2000).
Wat betreft de betonsamenstelling (poriënstructuur) neemt de resistiviteit (bij een constante
relatieve vochtigheid) toe naarmate de porositeit afneemt: bij een lagere verhouding
water/bindmiddel, een langere nabehandelingsperiode en bij toevoeging van reactieve
mineralen zoals hoogoven-slakken, vliegas en silica fume (RILEM TC 154-EMC, 2000). De lagere
porositeit, die voor vliegas en silica fume reeds besproken werd (zie sectie III.3.5.1) verklaart
dan ook de hogere waarden voor de resistiviteit die gegeven werden voor mengsels met
gedeeltelijke vervanging van cement door puzzolanen (zie sectie IV.2.5).
IV.3.2 INVLOED VAN DE OUDERDOM
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
25
De relatie tussen het vochtgehalte in de poriën, het aantal poriën en de grote poriën die in vorige
sectie IV.3.1 werd aangehaald impliceert een toename van de resistiviteit naarmate het beton
ouder wordt. Enerzijds omdat het beton bij atmosferische blootstelling verder uitdroogt en er
zich dus steeds minder water in de poriën bevindt. Anderzijds zullen de poriën steeds minder
talrijk en kleiner worden naarmate de hydratatiereactie verder doorgaat. Zoals vermeld in sectie
III.3.2.3.1 verloopt de puzzolane reactie bij vliegas trager dan de hydratatiereactie van
portlandcement. Op basis daarvan kan er bij mengsels met vliegas een grotere stijging van de
resistiviteit op latere leeftijd verwacht worden.
Gehlen en Nilsson (1998) geven formule waarmee de resistiviteit [kΩcm] op een later tijdstip
[jaar] kan geschat worden op basis van de resistiviteit
[kΩcm] gemeten op een
referentietijdstip [jaar]. In de originele formule komen er ook correctiefactoren voor die
rekening gehouden met de gebruikte testmethode, de nabehandelingperiode, de temperatuur,
de relatieve vochtigheid en de aanwezigheid van chloriden. Deze worden echter buiten
beschouwing gelaten wat leidt tot de vereenvoudigde formule (11).
(11)
met
resistiviteit op tijdstip [kΩm]
resistiviteit op referentietijdstip [kΩm]
referentietijdstip [jaar]
verouderingsfactor resistiviteit [-]
De tijdsafhankelijk toename van de resistiviteit zou net als de resistiviteit op het
referentietijdstip zelf afhangen van het type bindmiddel, de verhouding water/bindmiddel, de
hoeveelheid bindmiddel,… (DURACRETE BE95-1347/R9, 2000). Op basis van een studie
uitgevoerd door Gehlen en Ludwig (1998) bleek de tijdsafhankelijke toename vooral afhankelijk
te zijn het type bindmiddel en in mindere mate afhankelijk te zijn van de hoeveelheid
bindmiddel en van de verhouding waterbindmiddel.
IV.3.3 INVLOED VAN CHLORIDE-INDRINGING
Volgens Morris et al. (2002) is de resistiviteit onafhankelijk is van het chloridengehalte in het
betonmengsel. Morris et al. (2002) bestudeerde wapeningscorrosie bij vier verschillende
betonmengsels waarbij bij één van de mengsels een zekere hoeveelheid chloriden werd
toegevoegd. Na deze studie bleek enerzijds dat de elektrische resistiviteit van beton een
effectieve parameter is om corrosie van een wapeningsstaaf te evalueren. Anderzijds werd er
ook vastgesteld dat resistiviteit onafhankelijk is van het initieel chloridengehalte in het beton.
IV.3.4 INVLOED VAN CARBONATATIE
De invloed van carbonatatie op resistiviteit is afhankelijk van het type bindmiddel. Het argument
hiervoor is dat zoals besproken werd in sectie II.2.4.2.2 het carbonatatieproces verschillend is
naargelang het type bindmiddel. Ter conclusie kan gesteld worden dat porositeit toeneemt
naarmate het carbonatatieproces vordert bij portlandcement(SISOMPHON, et al., 2010) terwijl
deze net afneemt bij hoogovencement (GRUYAERT, et al., 2013) en bij puzzolanen indien deze
gebruikt werden als bindmiddel (SISOMPHON, 2007) (zie sectie III.3.4 voor invloed van
puzzolanen).
Ten gevolge van de afnemende porositeit bij portlandcement zorgt carbonatatie volgens Glass et
al. (1991) voor een toename in resistiviteit. Deze redenering volgend wordt er bij mengsels
waarbij hoogovencement en puzzolanen gebruikt worden als bindmiddel een afname in
resistiviteit verwacht naarmate het carbonatatieproces vordert.
IV.3.5 INVLOED VAN TEMPERATUUR
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
26
Temperatuursveranderingen hebben een belangrijk effect op de resistiviteit van beton. Een
stijging van de temperatuur zorgt voor een afname van de resistiviteit en vice versa. Dit is het
resultaat van temperatuurinvloeden op de mobiliteit van de ionen, de ion-ion en de ion-vaste
stof interactie. Door de complexiteit van deze interacties zijn empirische benaderingen
aangewezen (BERTOLINI & POLDER, 1997), (BURCHLER, et al., 1996). Als eerste benadering
kan de vergelijking van Arrhenius die gegeven wordt in vergelijking (12) gebruikt worden om
het effect van de temperatuur te beschrijven (RILEM TC 154-EMC, 2000).
(12)
In bovenstaande vergelijking (12) staat voor de conductiviteit [1/Ωm], en
respectievelijk
voor de werkelijke temperatuur [K] en de referentietemperatuur [K] en de term b voor een
empirische factor [K].
IV.3.6 INVLOED VAN DE PORIËNOPLOSSING
De invloed van de chemische samenstelling van de poriënoplossing op de waarden voor de
resistiviteit is gering. Bij hoge pH-waarden of dus voor het optreden van depassivatie van de
wapening (zie sectie II.2.3.2) varieert de resistiviteit van de poriënoplossing tussen 0,3 à 1 Ωm
wat slechts een fractie is van de gebruikelijke waarden voor de resistiviteit van het beton in zijn
geheel (zie IV.2.5). Zoals vermeld in sectie II.2.3.2 treedt depassivatie op bij daling van de pHwaarde door indringing van CO2 of chloride-ionen respectievelijk bij carbonatatie- of chloridegeïnduceerde corrosie. Bij lage pH-waarden veroorzaakt door indringing van CO2 of dus door
carbonatatie, verdunt de poriënoplossing waardoor de resistiviteit van de poriënoplossing
toeneemt en de resistiviteit van de poriënoplossing toch een invloed heeft op de resistiviteit van
beton in zijn geheel. Daarentegen daalt de resistiviteit van de poriënoplossing wanneer er
chloriden opgelost zijn in de poriënoplossing. Deze afname in resistiviteit van de poriënoplossing is echter te gering om een invloed te hebben op de resistiviteit van beton in zijn geheel
(ANDRADE & D'ANDREA, 2010).
IV.4 PRINCIPE VAN RESISTIVITEITSMETINGEN
IV.4.1 ALGEMEEN
De resistiviteit van beton nabij het oppervlak kan op niet-destructieve wijze bepaald worden
door twee elektroden op het betonoppervlak te plaatsen. Deze methode vergt op zijn minst twee
elektroden waarvan één van beide de wapeningsstaaf zelf mag zijn. De verschillende mogelijke
configuraties zullen toegelicht worden in sectie IV.4.3. Vervolgens wordt een spanning opgelegd
tussen de twee elektroden en wordt de resulterende stroom gemeten (of vice versa). De
verhouding van deze grootheden geeft de weerstand. De waarde voor de resistiviteit kan
bekomen worden door deze weerstand te vermenigvuldigen met een bepaalde geometrische
conversiefactor, de celconstante (RILEM TC 154-EMC, 2000).
IV.4.2 ELEKTRISCHE STROOM DOOR BETON
In beton gaat de elektrische stroom door de poriënoplossing. De deeltjes van de granulaten zijn
namelijk inert en bijgevolg is beton geen homogene geleider. Er kunnen plaatselijk verstoringen
optreden bij gewapend beton of bij wanneer er een verschil in vochtigheid of poriënstructuur is
tussen de oppervlaktelaag en het inwendige van het beton. Wapeningsstaven zijn namelijk zeer
goede geleiders waardoor een foutieve waarde voor de resistiviteit kan bekomen worden. De
resistiviteit van beton kan ook variëren over de diepte. Zo kan de oppervlaktelaag
gecarbonateerd zijn waardoor deze een hogere resistiviteit heeft (in het geval van
portlandcement) dan beton dat zich meer naar het midden toe bevindt (zie sectie IV.3.4). Aan de
andere kant kan de oppervlaktelaag ook net een lagere resistiviteit hebben na bijvoorbeeld een
regenbui (MILLARD, 1991).
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
27
Er dient opgemerkt te worden dat er verondersteld wordt dat beton wel degelijk een homogene
geleider is wanneer de waarde voor de weerstand omgerekend wordt naar een waarde voor de
resistiviteit (RILEM TC 154-EMC, 2000). Dit is echter niet zo. De mogelijke redenen hiervoor
kunnen samengevat worden tot: de niet-homogeniteit van beton door de inerte granulaten, de
goede geleidbaarheid van de wapening, het verschil in vochtgehalte of poriënstructuur tussen de
oppervlaktelaag en het inwendige beton.
De effecten van de oppervlaktelaag kunnen verminderd worden door de elektroden op een
grotere afstand van elkaar te plaatsen. Het argument hiervoor is dat de stroomlijnen die getoond
worden op Figuur VII.20 tot op een diepte gaan die gelijk is aan de afstand tussen de elektroden
(RILEM TC 154-EMC, 2000). Zo is het effect van een gecarbonateerde oppervlaktelaag
verwaarloosbaar als de afstand tussen de elektroden groter is dan de diepte van het
carbonatatiefront (MILLARD, 1991). De invloed van de niet-homogeniteit van beton door de
inerte granulaten wordt ook verminderd door de elektroden verder van elkaar te plaatsten
(RILEM TC 154-EMC, 2000). Deze configuratie is echter nadelig met betrekking tot mogelijke
verstoring door wapening (MILLARD, 1991). Hiervoor plaatst men namelijk de elektroden
zodanig dat er geen wapeningsstaaf tussen de elektroden zit. In de praktijk wordt er gekozen
voor een compromis tussen deze tegengestelde vereisten. Zo bedraagt de tussenafstand meestal
30 tot 50 mm (RILEM TC 154-EMC, 2000).
IV.4.3 VERSCHILLENDE MEETTECHNIEKEN
Ten eerste kan de resistiviteit van het oppervlak gemeten worden met de vier-puntselektrodemethode. Bij deze vier-puntsmeting worden er vier elektroden op het oppervlak gedrukt. Er
wordt een wisselstroom met een lage frequentie opgelegd tussen de buitenste twee elektroden
en het potentiaalverschil wordt gemeten met de twee binnenste elektroden (RILEM TC 154EMC, 2000). Deze meetopstelling wordt weergegeven in Figuur VII.19 van sectie VII.3.4.1 waar
deze meettechniek verder wordt toegelicht.
Bij een tweede meettechniek wordt er een metalen plaat, die dient als eerste elektrode, op het
betonoppervlak geplaatst en is de wapeningsstaaf zelf de tweede elektrode (RILEM TC 154-EMC,
2000). Deze meettechniek wordt weergegeven in Figuur IV.13 en wordt ook wel de éénelektrodemethode genoemd ondanks dat de wapening de tweede elektrode is.
Figuur IV.13: Meetopstelling – Eénelektrodemethode (RILEM TC 154-EMC, 2000)
Als laatste kan resistiviteit gemeten worden door een proefstuk tussen twee externe metalen
platen, die dienen als elektroden, te plaatsen (RILEM TC 154-EMC, 2000). Deze meettechniek
wordt logischerwijze de twee-puntselektrodemethode genoemd. In tegenstelling tot de
voorgaande drie methoden kan deze techniek niet toegepast worden in situ. Enkel voor
resistiviteitsmetingen in het laboratorium op proefstukken met beperkte afmetingen kan deze
techniek toegepast worden. Ook deze meettechniek wordt net als de eerste verder besproken in
sectie VII.3.4.1 waar in Figuur VII.21 de meetopstelling geïllustreerd wordt.
Hoofdstuk IV: Elektrische resistiviteit
28
V.MODELLEN VOOR HET CORROSIEPROCES
V.1 INLEIDING
De laatste jaren werden meer en meer modellen ontwikkeld om wetenschappers en ingenieurs
in staat te stellen het corrosieproces van staal in gewapend beton kwantitatief te beschrijven.
Met het oog op ontwerpberekeningen voor nieuwe structuren, onderhoud en beschermingsmaatregelingen van bestaande structuren is er vooral interesse in modellen die een inschatting
van het einde van de levensduur van gewapende betonconstructies toelaten (SINTEF Building
and Infrastructure, 2008).
In dit hoofdstuk worden de bestaande modellen die het corrosieproces beschrijven besproken.
Hierbij wordt er vooral dieper ingegaan op het universeel aanvaarde model van Tuutti waarbij
de totale levensduur opgedeeld wordt in de initiatie- en propagatiefase. De meeste modellen op
vandaag focussen echter enkel op de initiatieperiode. Het einde van de levensduur wordt gelijk
gesteld aan het einde van de initiatieperiode en de propagatieperiode wordt buiten
beschouwing gelaten. Dit hoofdstuk wordt afgesloten met een bespreking van de minder talrijke
modellen die een inschatting van de propagatieperiode toelaten. Er wordt onderscheid gemaakt
tussen de empirische, numerieke en analytische modellen.
In hoofdstuk VIII zal de levensduur van de verschillende betonsamenstellingen worden
ingeschat waarbij het model van Tuutti gevolgd wordt. Voor zowel de inschatting van de
initiatie- als propagatieperiode worden empirische modellen gebruikt. Voor de initiatieperiode
werden versnelde chloride- en carbonatatietesten uitgevoerd terwijl het model voor de
propagatieperiode gebaseerd is op de elektrische resistiviteit.
V.2 ALGEMEEN
Om het corrosieproces van de wapening te modelleren wordt de levensduur van gewapend
beton door wetenschappers opgedeeld in verschillende fases. Meeste wetenschappers baseren
zich hiervoor op het model ontwikkeld door Tuutti (1982) (VERMA et al., 2013). Tuutti’s model
staat gekend als het algemene corrosiemodel voor wapeningsstaal. Tuutti (1982) deelt het
corrosieproces op in twee fases, namelijk de initiatie- en propagatiefase zoals geïllustreerd
wordt in Figuur V.14. Tijdens de initiatiefase dringen CO2-moleculen en chloride-ionen
geleidelijk binnen. De wapening wordt in deze fase nog steeds omhuld door de passiveringslaag
op het staaloppervlak. Bij depassivatie van de wapening gaat de tweede fase, de propagatiefase,
van start (TUUTTI, 1982).
Hoofdstuk V: Modellen voor het corrosieproces
29
Corrosiegraad
Kritieke corrosiewaarde
Propagatie
Initiatie
Tijd
Levensduur
Figuur V.14: Evolutie van het corrosieproces van wapening in beton (TUUTTI, 1982)
Net zoals in het model van Tuutti (1982) deelden ook andere wetenschappers zoals Roelfstra et
al. (2004) en Beek et al. (2003) de levensduur op in twee fasen. Bij deze modellen werd het eind
van de initiatiefase, gelijk aan het begin van de propagatiefase, echter anders gedefinieerd dan in
het model van Tuutti. Daarentegen volgen andere wetenschappers het model van Tuutti (1982)
in het geheel niet. Zo wordt de levensduur volgens Pan & Wang (2011) ingedeeld in drie
periodes: indringing van chemische stoffen, corrosie van de wapening en scheuren van het
betonoppervlak. Ook volgens het model van Bastidas-Arteaga et al. (2009) zijn er drie fases te
onderscheiden: initiatie van corrosie, initiatie van scheurvorming en het ontstaan van scheuren
met een kritieke scheurwijdte.
V.3 INITIATIE- EN PROPAGATIEPERIODE
De initiatie- en propagatiefase gedefinieerd volgens Tuutti worden als universeel aanvaard
beschouwd (RAUPACH, 2006). Daarom wordt er enkel dieper ingegaan op de modellen die het
einde van de levensduur voorspellen op basis van deze twee fases. De meeste van deze modellen
focussen echter enkel op de initiatiefase waarbij het einde van de levensduur gedefinieerd wordt
als het einde van de initiatiefase. Deze benadering is echter conservatief gezien de
propagatiefase waarbinnen daadwerkelijk corrosie optreedt gevolgd door scheurvorming buiten
beschouwing wordt gelaten (RAUPACH, 2006).
De meeste op de dag van vandaag modellen voorspellen de initiatieperiode bij chloride
geïnitieerde corrosie. Modellen om de initiatiefase bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie te
bepalen zijn eerder zeldzaam (RAUPACH, 2006). Volgens de wetenschapper Raupach (2006) is
dit omdat corrosie veroorzaakt door carbonatatie relatief eenvoudig kan voorkomen worden
door bijvoorbeeld voldoende betondekking te voorzien, een beton van hoge kwaliteit te
gebruiken of door een coating aan te brengen. Maatregelen om chloride-geïnduceerde corrosie
te voorkomen zouden echter minder voor de hand liggend. Dit zou volgens Raupach (2006) de
reden zijn waarom er reeds meer modellen ontwikkeld werden die het corrosieproces bij
chloride-geïnduceerde corrosie beschrijven.
Deze zienswijze is echter niet helemaal correct. Het argument hiervoor is dat corrosie
geïnduceerd door chloriden even goed door eenvoudige maatregelen kan voorkomen worden
door bijvoorbeeld een voldoende betondekking te voorzien. In norm NBN EN 1992-1-1 (2010)
worden minimale betondekkingen opgegeven in functie van een vooropgestelde levensduur en
milieu- of omgevingsklasse.
Hoofdstuk V: Modellen voor het corrosieproces
30
Het gegeven dat er op vandaag meer modellen ter beschikking zijn die chloride-geïnduceerde
corrosie beschrijven dan modellen die carbonatatie-geïnduceerde corrosie beschrijven is eerder
te wijten aan de meer agressieve aantasting die deze eerste vorm van corrosie tot gevolg heeft.
Zoals besproken werd in sectie II.2.5.6, is er bij corrosie geïnduceerd door chloriden immers
sprake van een zeer lokale aantasting waardoor de doorsnede van de wapening snel
gereduceerd wordt. Daarom zal bij chloride-geïnduceerde corrosie het eind van de levensduur
snel bereikt worden na initiatie van het corrosieproces. Er worden dan ook langere
initiatieperiodes dan propagatieperiodes vastgesteld bij chloride-geïnduceerde corrosie
(WEYERS, 1998). Daarentegen wordt een grote zone van de wapening bij carbonatatiegeïnduceerde corrosie aangetast. De aantasting bij dit type corrosie is dan ook minder agressief.
In elk geval houden deze modellen geen rekening met de propagatiefase. Enerzijds kan deze
benadering gerechtvaardigd worden omdat zoals reeds vermeld werd de propagatiefase veel
korter is dan de initiatiefase in het geval van chloride-geïnduceerde corrosie (WEYERS, 1998).
Wat betreft constructies blootgesteld aan zee-omgeving wordt de levensduur vooral bepaald
door de initiatieperiode omdat na initiatie de corrosiesnelheden heel hoog kunnen zijn
waardoor de propagatieperiode klein wordt (BROWNE, 1982). Anderzijds is deze benadering te
conservatief. Er kunnen twee redenen aangehaald worden om ook de propagatiefase in rekening
te brengen (RAUPACH, 2006). Ten eerste kan de propagatieperiode, de tijd tussen depassivatie
van de wapening en het ontstaan van een scheur met kritieke scheurwijdte, bij nieuwe
constructies toch enkele jaren duren. Ten tweede is het voor bestaande structuren interessant
de propagatiefase te kunnen modelleren met het oog op herstelling en voorzorgsmaatregelen.
V.4 VERSCHILLENDE MODELLEN PROPAGATIEPERIODE
V.4.1 EMPIRISCHE MODELLEN
Empirische modellen zijn gebaseerd op directe verbanden tussen de corrosiesnelheid en enkele
fundamentele parameters van de betonsamenstelling (verhouding water/bindmiddel, type
bindmiddel,…) en/of het type blootstelling (relatieve vochtigheid, chloridenconcentratie,
temperatuur,… (BJEGOVIC, 2006). De meeste van deze modellen zijn ontwikkeld op grond van
testresultaten van laboratoriumexperimenten en worden onderverdeeld in drie types
(RAUPACH, 2006).
Ten eerste zijn er de Expert Delphic oracle models die de corrosiesnelheid schatten op basis van
ervaring gedurende de afgelopen jaren. Deze modellen zijn echter enkel ontwikkeld voor
carbonatatie-geïnduceerde corrosie omdat het mechanisme bij chloride-geïnduceerde corrosie
hiervoor te complex is.
Een tweede type empirische modellen zijn de fuzzy logic models waarbij veronderstelde
verbanden op basis van de fuzzy set logic theory gebruikt worden om de corrosiesnelheid te
bepalen (RAUPACH, 2006), (GOTTWALD, 2008).
Ten derde zijn er de modellen gebaseerd op elektrische resistiviteit en/of zuurstofdiffusieweerstand van beton. In deze modellen wordt veronderstel dat de resistiviteit en
zuurstofdiffusieweerstand van beton de dominante factoren zijn met betrekking tot het
corrosieproces. Deze modellen houden ook indirect rekening met andere invloedsfactoren zoals
het type blootstelling, de verhouding water/bindmiddel en het type bindmiddel (ANDRADE &
D'ANDREA, 2010), (SCOTT, 2004).
Het grootste nadeel van empirische modellen is dat deze ontwikkeld werden onder specifieke
omstandigheden, voor zowel het beton als voor het corrosieproces, zonder rekening te houden
met andere invloedsfactoren en/of interactie van deze. Bijgevolg moet er kritisch omgegaan
worden met het gebruik van empirische modellen voor het voorspellen van de propagatieperiode en mogen deze enkel toegepast worden bij dezelfde omstandigheden als waarin het
model ontwikkeld werd (OTIENO et al., 2010).
Hoofdstuk V: Modellen voor het corrosieproces
31
V.4.2 NUMERIEKE MODELLEN
Een numeriek model bestaat uit een aantal wiskundige vergelijkingen die als oplossing een
goede benadering geven van de desbetreffende parameter met de tijd (WARKUS et al.,2006).
Deze modellen houden rekening met het polarisatie van de anode en de kathode van het
wapeningsstaal (RAUPACH, 2006). Er wordt onderscheid gemaakt tussen drie types numerieke
modellen (GULIKERS & RAUPACH, 2006).
Ten eerste is er de finite element method (FEM), de eindige elementen methode, die een
benaderende oplossing geeft voor continuümproblemen. Bij deze methode wordt het continuüm
opgedeeld in een eindig aantal elementen waaraan telkens enkele karakteristieken op een
eenvoudige manier kunnen toegekend worden. De oplossing van het continuümprobleem
bestaat uit de assemblage van de elementen (ZIEKIEWICZ, 2005). Wat betreft gewapend beton
kan zowel het beton, het wapeningsstaal en het contactoppervlak tussen het beton en de
wapening gemodelleerd worden. Het grootste nadeel van deze methode is dat voor praktische
toepassingen het aantal elementen te groot wordt, waardoor de FEM een dure en tijdrovende
methode wordt (REDAELLI et al., 2006).
Bij de tweede methode, de boundary element method (BEM) wordt enkel het contactoppervlak
tussen het beton en de wapening gemodelleerd (REDAELLI et al., 2006). Deze methode heeft in
vergelijking met de FEM als voordeel dat het aantal elementen beperkt is en dat
tweedimensionale elementen kunnen gebruikt worden voor een driedimensionaal probleem
(WARKUS et al., 2006).
Ten derde zijn er de resistor networks en transmission line models. In deze modellen wordt het
verband tussen de opgelegde spanning (corrosiepotentiaal) en de weerstanden van het
corrosiesysteem en de elektrische stroom in de macrocel berekend worden op basis van
eenvoudige elektrische circuits (RAUPACH, 1996).
V.4.3 ANALYTISCHE MODELLEN
Analytische modellen zijn gebaseerd op mathematische vergelijkingen waarvan de oplossingen
kunnen gebruikt worden om het systeem te beschrijven en/of waarbij de veranderingen in het
systeem kunnen uitgedrukt worden als analytische functies (WARKUS et al., 2006). Een
gewapende betonstructuur wordt in een analytisch model vaak gemodelleerd als een cilinder
met een dikke wand (zie Figuur V.15). Voorbeelden van modellen die de propagatieperiode op
deze manier voorspellen zijn de modellen opgesteld door Li et al. (2006), Barghava et al (2006)
en Coronelli (2002).
Figuur V.15: Schematische voorstelling van gewapend beton bij analytische modellen (RAUPACH, 1996)
In Figuur V.15 is D de diameter van de wapening, d0 de dikte van een ringvormige band van de
poriënstructuur op het contactoppervlak tussen het beton en de wapening en is C de dikte van
de betondekking (LI et al., 2006), (BHARGAVA, et al., 2006). Dit vereenvoudigd model wordt
zowel gebruikt voor het voorspellen van corrosie geïnduceerde scheurvorming als voor verlies
van hechting tussen het beton en de wapening ten gevolge van corrosie (OTIENO et al., 2010).
Hoofdstuk V: Modellen voor het corrosieproces
32
V.5 BESLUIT
In de literatuur zijn er heel wat modellen voor het voorspellen van de levensduur van beton. Het
model van Tuutti wordt echter het meest gehanteerd. Berekeningsmodellen voor de
initiatieperiode zijn talrijk terwijl er minder modellen beschikbaar zijn die een inschatting van
de propagatieperiode toelaten. Omdat deze periode echter niet onbelangrijk is, is er echter ook
nood aan uitbreiding en/of verbetering van de reeds bestaande modellen voor de
propagatieperiode.
Er werden reeds enkele modellen ontwikkeld voor het voorspellen en/of simuleren van de
propagatiefase bij wapeningscorrosie (OTIENO et al., 2010). Omdat deze modellen echter
gebruik maken van verschillende inputparameters is het echter moeilijk om een keuze te maken.
Desondanks invloedsfactoren voor de corrosiesnelheid in de literatuur terug te vinden zijn, zijn
kwantitatieve studies die de sensitiviteit van de voorspelde corrosiesnelheid op de verschillende
inputparameters weergeven namelijk beperkt (SIAMPHUKDEE, 2013). Siamphukde (2013)
analyseerde echter wel reeds de sensitiviteit van de inputparameters bij 9 verschillende
modellen. Ook andere wetenschappers zoals Raupach (2006) en Otieno et al. (2010) geven een
kritische beoordeling van enkele bestaande modellen.
Ondanks de grote verscheidenheid in de modellen die een inschatting van de levensduur
toelaten, wordt in de meeste modellen dezelfde definitie van de grenstoestand gehanteerd:
scheurvorming van de betondekking (MOLINA et al., 1993), (LIU & WEYERS, 1998), (MORINGA,
1990). Het bereiken van deze grenstoestand wordt dan gelijk gesteld aan het einde van de
levensduur van de betonconstructie. Het feit dat het einde van de levensduur veelal gelijkgesteld
wordt aan scheurvorming komt omdat andere grenstoestanden moeilijk kwantitatief bepaald
kunnen worden in het laboratorium of in situ of in beide omstandigheden (OTIENO et al., 2010).
In dit eindwerk zal het einde van de levensduur gelijkgesteld worden aan het tijdstip waarop
scheuren ontstaan met een wijdte groter dan 1 mm.
Hoofdstuk V: Modellen voor het corrosieproces
33
VI. MEETTECHNIEKEN
VI.1 INLEIDING
Het al dan niet optreden van wapeningscorrosie in gewapende betonconstructies bepaalt veelal
de duurzaamheid (DE SCHUTTER, 2012). Daarom zijn technieken vereist waarmee
wapeningscorrosie kan ingeschat worden om vervolgens op basis daarvan het nodige
onderhoud, bescherming of herstellingswerken aan constructies (gebouwen, brugdekken,…) te
doen (BERGEOR, et al., 2011). Herstellingswerken zonder het kennen van de oorzaak van de
schade kunnen immers hun doel mislopen (VERMA, et al., 2014).
Traditioneel worden er monsters genomen om de oorzaak van wapeningscorrosie aan het licht
te brengen. Omdat het nemen van monsters echter beperkt en niet altijd mogelijk is, zijn nietdestructieve testmethoden vereist (RILEM TC 154-EMC, 2000). Zo kan er gebruik gemaakt
worden van methodes op grond van: galvanostatische puls, lineaire polarisatieweerstand, halfcel potentiaal, tijdsdomein reflectrometer, ultrasoon golven en diffractie van röntgenstralen met
atomische absorptie, … (VERMA, et al., 2013). De meeste van deze niet-destructieve testen zijn
echter gebaseerd op elektrochemische methoden (RILEM TC 154-EMC, 2000). Het corrosieproces zelf is immers ook elektrochemisch van natuur (VEDALASKI & THANGAVEL, 2011).
In dit hoofdstuk komen enkel elektrochemische meettechnieken aan bod. Deze uiteenzetting is
vooral op grond van technische aanbevelingen uit RILEM TC 154-EMC (2000), (2003) en (2004).
Er wordt onderscheid gemaakt tussen volgende meettechnieken waarvan telkens het gebruik,
de theoretische achtergrond en de voor- en nadelen aan bod komen:
– Half-cel potentiaalmetingen
– Testmethoden voor het in situ meten van corrosiesnelheid op basis van de polarisatieweerstandmethode
– Testmethoden voor het in situ meten van resistiviteit van beton
– Ingebedde sensoren voor corrosie
Voor het onderzoek in dit eindwerk werden er metingen uitgevoerd op grond de eerste drie
vermelde meettechnieken. De desbetreffende testprocedure die gehanteerd werd zal besproken
worden in hoofdstuk VII dat handelt over materialen en testmethoden besproken. Zo handelt
sectie VII.3.4 over de testprocedure van de resistiviteitsmetingen. Voor het principe en
verschillende meetopstellingen van de resistiviteitsmetingen wordt er verwezen naar
voorgaande sectie IV.4. Verder komt de testprocedure van de half-cel potentiaalmetingen en
galvanostatische pulsmetingen, een toepassing van de tweede testmethode, aan bod in sectie
VII.3.5. De meettechniek waarbij gebruik wordt gemaakt van ingebedde sensoren werd niet
toegepast in deze studie. Daarom wordt enkel het basisprincipe van deze testmethode toegelicht
in dit hoofdstuk.
VI.2 HALF-CEL POTENTIAALMETINGEN
VI.2.1 GEBRUIK EN TOEPASSINGEN
Half-cel potentiaalmetingen worden door vele wetenschappers als de meest gebruikte methode
voor het detecteren van wapeningscorrosie beschouwd (VERMA, et al., 2014). Deze metingen
worden volgens RILEM TC 154 (2003) aanbevolen en/of gebruikt voor:
1. lokalisatie van corroderende wapening
2. lokalisatie van zones waar verdere onderzoek met destructieve meettechnieken of
ingebedde sensoren vereist is
3. evaluatie van corrosie van de wapening na het uitvoeren van herstellingswerken
4. ontwerp van systemen met kathodische bescherming of elektrochemische herstellingstechnieken
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
34
Half-cel potentiaalmetingen kunnen in kaart gebracht worden wanneer op een bepaald
oppervlak meerdere metingen uitgevoerd worden (VERMA, et al., 2013). Op deze kaarten
kunnen potentiaalcontouren, lijnen met gelijke waarden voor de corrosiepotentiaal, geïndiceerd
worden, waarmee dan zones met een bepaalde kans op corrosie kunnen onderscheiden worden
(VERMA, et al., 2014).
VI.2.2 THEORETISCHE ACHTERGROND
VI.2.2.1
Algemeen
Bij half-cel potentiaalmetingen wordt het potentiaalverschil tussen het wapeningsstaal en een
externe elektrode gemeten met een voltmeter. Het gemeten potentiaalverschil is dan ook
verschillend naargelang de soort referentie-elektrode die als externe elektrode gebruikt werd.
Voor de verschillende soorten referentie-elektroden wordt er verwezen naar sectie II.2.3.3.
In wat volgt wordt uiteengezet hoe dit gemeten potentiaalverschil in verband staat met
wapeningscorrosie. Hierbij wordt er onderscheid gemaakt tussen microcelcorrosie bij
carbonatatie-geïnduceerde corrosie en macrocelcorrosie bij chloride-geïnduceerde corrosie (zie
sectie II.2.3.2).
Potentiaalverschil E [V tov SWE]
Voor microcelcorrosie is het diagram van Evan, dat gegeven wordt in Figuur VI.16, van
toepassing. In het diagram van Evan wordt het potentiaalverschil E (V), waarbij de Standaard
Waterstof Elektrode (SWE) als referentie-elektrode (zie sectie II.2.3.3) gebruikt werd, in functie
van de stroomdichtheid voor zowel de anode- (i0 Me/Me2+) als kathodereactie (i0 O2/OH-)
weergegeven (RILEM TC 154-EMC, 2003). De stroomdichtheid aan de anode/kathode wordt
gedefinieerd als het aantal elektronen die geproduceerd/verbruikt worden per een eenheid van
oppervlak. Indien deze snelheden aan elkaar gelijk zijn kan corrosie actief doorgaan (zie sectie
II.2.1.2). Het punt P waar beide curven snijden in Figuur VI.16 stemt met andere woorden
overeen met de corrosiepotentiaal Ecorr en corrosiestroomdichtheid icorr. Gezien het om
microcelcorrosie is deze potentiaal over het gehele wapeningsoppervlak constant (RILEM TC
154-EMC, 2003).
Stroomdichtheid [A/cm²]
Figuur VI.16: Diagram van Evan voor microcelcorrosie. Ecorr=corrosiepotentiaal, Eeq=evenwichtspotentiaal en
icorr= corrosiestroomdichtheid (RILEM TC 154-EMC, 2003)
In het geval van macrocelcorrosie waarbij de anode- en kathodereactie niet op dezelfde plaats
doorgaan (zie sectie II.2.5.1) is er een groot verschil tussen de potentiaal aan de anode en
kathode en verandert het diagram van Evan zoals aangegeven in Figuur VI.17. De
corrosiepotentiaal Ecorr is nu geen vaste waarde maar schommelt tussen de corrosiepotentiaal
van de anode (Ecorr A) en de kathode (Ecorr C) (RILEM TC 154-EMC, 2003).
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
35
Potentiaalverschil E [V tov SWE]
Stroomdichtheid [A/cm²]
Figuur VI.17: Diagram van Evan voor macrocelcorrosie. Ecorr=corrosiepotentiaal, Eeq=evenwichtspotentiaal en
icorr= corrosiestroomdichtheid (RILEM TC 154-EMC, 2003)
VI.2.2.2
Waarden voor potentiaalverschil
VI.2.2.2.1 Microcelcorrosie
Enkele typische waarden voor gemeten potentiaalverschil in beton bij verschillende
blootstellingsomstandigheden worden weergegeven in Tabel VI.1. In Tabel VI.1 wordt het
potentiaalverschil telkens uitgedrukt ten opzichte van een Koper-Kopersulfaat-Elektrode CSE
(zie sectie II.2.3.3).
Tabel VI.1: Waarden voor potentiaalverschil in gewapend beton (RILEM TC 154-EMC, 2003)
type blootstelling
potentiaalverschil
[mV tov CSE]
verzadigd met water zonder zuurstof
-900 tot -1000
nat met indringing van chloriden
-400 tot -600
vochtig met indringing van chloriden
100 tot -200
vochtig en gecarbonateerd
100 tot -400
droog en gecarbonateerd
200 tot 0
droog
200 tot 0
Uit Tabel VI.1 blijkt dat zones met een zeer kleine kans op corrosie (verzadigd met water zonder
zuurstof) leiden tot zeer negatieve waarden voor het potentiaalverschil (-1000 mV).
Corroderende wapening in beton met chloriden geeft dan weer een potentiaalverschil tussen 400 en -600 mV CSE. Verder stijgt het potentiaalverschil naarmate de pH-waarde van de
poriënoplossing daalt zodat bij gecarbonateerd beton hogere waarden voor het
potentiaalverschil vastgesteld worden. Verder blijkt uit Tabel VI.1 dat het potentiaalverschil
sterk afhankelijk is van de vochtigheid (RILEM TC 154-EMC, 2003). Zo zorgt een toenemende
vochtigheid voor een shift naar meer negatieve waarden voor het potentiaalverschil (VASSIE,
1978). Hierbij dient opgemerkt te worden dat bijvoorbeeld na bevochtiging van het
betonoppervlak alle waarden meer negatief worden maar dat het verschil in waarden voor het
potentiaalverschil tussen verschillende plaatsen behouden blijft (RILEM TC 154-EMC, 2003).
VI.2.2.2.2 Macrocelcorrosie
Zoals reeds aangegeven is de corrosiepotentiaal bij macrocelcorrosie geen vaste waarde maar
schommelt deze tussen de corrosiepotentiaal van de anode en de kathode. Plaatsen met lokale
anodes worden gekenmerkt door meer negatieve waarden voor de corrosiepotentiaal (RILEM
TC 154-EMC, 2003). Zo kunnen plaatsen waar de kratertjes gevormd worden geïndiceerd
worden aan de hand van potentiaalmetingen (zie sectie II.2.5.1) (RILEM TC 60 CSC, 1988).
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
36
VI.2.2.2.3 Kans op wapeningscorrosie
Op basis van half-cel potentiaalmetingen kan enkel een indicatie gegeven worden over de kans
op corrosie (zie Tabel VI.2). Uit Tabel VI.2 blijkt dat de kans op corrosie toeneemt naarmate het
gemeten potentiaalverschil meer negatief wordt.
Tabel VI.2: Indicatie kans op corrosie op basis van het potentiaalverschil (ASTM C878)
kans op corrosie potentiaalverschil
[mV tov CSE]
90%
< -350
50%
-200 tot -350
10%
>-200
VI.2.3 VOOR- EN NADELEN
Het grootste voordeel van half-cel potentiaalmetingen is de eenvoud van de testmethode
(VERMA, et al., 2014).
Wat betreft het uitvoeren van de metingen in de praktijk zijn er twee nadelen aan deze methode.
Een eerste nadeel van half-cel potentiaalmetingen is dat er contact moet gemaakt worden met
het wapeningsstaal. Bij half-cel potentiaalmetingen wordt immers het potentiaalverschil tussen
de wapening en de referentie-elektrode gemeten. Mogelijks moet dus een deel van de
betondekking weggekapt worden. Een tweede nadeel is dat het betonoppervlak voortdurend
bevochtigd moet worden tijdens de metingen omdat er een goed contact is tussen de referentieelektrode en de wapening vereist is (VERMA, et al., 2014).
Er zijn ook enkele nadelen verbonden aan het interpreteren van de meetwaarden bekomen met
de half-cel potentiaalmeting. Ten eerste is de interpretatie van de resultaten vrij moeilijk en is
hiervoor enige ervaring vereist, gezien er geen kwantitatieve informatie verkregen wordt over
de corrosiesnelheid (RILEM TC 154-EMC, 2003), (SADOWSKI, 2013). Verder hangt het gemeten
potentiaalverschil af van onder andere de beschikbaarheid van zuurstof, de betondekking en de
resistiviteit van het beton,… (VERMA, et al., 2014). Daarnaast wordt de gemeten waarde ook
beïnvloed door polarisatie-effecten (SONG & SARASWATHY, 2007). Deze laatgenoemde factoren
die de meetwaarden beïnvloeden worden als tweede nadeel van de half-cel potentiaalmetingen
beschouwd.
VI.3 POLARISATIEWEERSTAND METHODE
VI.3.1 GEBRUIK EN TOEPASSINGEN
Metingen van de corrosiesnelheid op basis van de polarisatieweerstand methode worden
volgens RILEM TC 154 (2004) aanbevolen en/of gebruikt voor:
1. vaststellen van de toestand van corrosie, onderscheid maken tussen zones met
corroderende en niet-corroderende wapening
2. evaluatie van de efficiëntie van de herstellingswerken
3. berekening van de afname van de wapeningssectie ten gevolge van wapeningscorrosie
door integratie van de gemeten corrosiesnelheid over de propagatieperiode
In de literatuur zijn meerdere methoden terug te vinden waarmee de corrosiesnelheid bepaald
wordt aan de hand van de polarisatieweerstandmethode. Zo bestaat onder andere de lineaire
polarisatiemethode, de galvanostatische pulsmethode, de elektrochemische impedantiemethode, de tafel-extrapolatiemethode en de harmonische analysemethode (FELIU &
GONZALEZ, 1989).
VI.3.2 THEORETISCHE ACHTERGROND
VI.3.2.1
Algemeen
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
37
Bij meettechnieken die gebaseerd zijn op de polarisatieweerstandmethode wordt de
polarisatieweerstand gemeten waarmee vervolgens de corrosiedichtheid en de corrosiesnelheid
kan bepaald worden.
De polarisatieweerstand
van wapeningsstaal wordt gedefinieerd als de verhouding tussen
een opgelegde spanning , verandering in spanning ten op zichte van de corrosiepotentiaal
Ecorr (zie sectie VI.2.2), en de verandering van de stroom bij het polariseren van de wapening
(ANDRADE & GONZALEZ, 1978). Deze verhouding wordt gegeven in formule (13).
(13)
De dimensie van de polaristatieweerstand
is Ωcm² of Ω naargelang er al dan niet rekening
gehouden wordt met het oppervlak dat gepolariseerd wordt. Vervolgens kan de ogenblikkelijke
corrosiestroomdichtheid
bepaald worden aan de hand van formule (14) (STERN & GEARY,
1957). Standaard wordt de ogenblikkelijke corrosiedichtheid
uitgedrukt in μA/cm² maar
ook de eenheid mA/m² komt vaak voor.
(14)
In vergelijking (14) wordt de polarisatieweerstand
uitgedrukt in Ωcm². De constante [V]
kan berekend worden op basis van de ‘Tafel slopes’ van de anode [V] en de kathode [V] aan
de hand van formule (15) (RILEM TC 154-EMC, 2004).
(15)
De waarde voor de constante voor wapeningsstaal werd bepaald op basis van metingen van de
afname van de wapeningssectie (ANDRADE & GONZALEZ, 1978). Wat betreft metingen in situ
wordt een waarde van 26 mV voor aanbevolen. Vervolgens kan aan de hand van de
corrosiedichtheid
[μA/cm²] de corrosiesnelheid
[mm/jaar] die gedefinieerd wordt als
de afname van het volume wapening per eenheid van oppervlak en per tijdseenheid, bepaald
worden. Dit door gebruik te maken van enerzijds de wet van Faraday en anderzijds de dichtheid
van het metaal. Bij uniforme corrosie van staal stemt 1 μA/cm² overeen met een
corrosiesnelheid
van 0,0116 mm/jaar zoals aangegeven wordt in formule (16) (RILEM TC
154-EMC, 2004).
(16)
VI.3.2.2
Waarden voor corrosiestroomdichtheid en corrosiesnelheid
Verder wordt in RILEM TC 154 (2003) op basis van de waarden voor de corrosiedichtheid
en de corrosiesnelheid
een indicatie gegeven met betrekking tot de corrosiegraad. Deze
wordt weergegeven in Tabel VI.3.
Tabel VI.3: Indicatie corrosiegraad op basis van stroomdichtheid
154 ,2003)
[μA/cm²]
>1
0,5 - 1
0,1 - 0,5
≤ 0,1
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
en corrosiesnelheid
(RILEM TC
[mm/jaar] corrosiegraad
> 0,010
hoog
0,005 - 0,010
gemiddeld
0,001 - 0,005
laag
≤ 0,001
verwaarloosbaar
38
VI.3.3 VOOR- EN NADELEN
Het grootste voordeel van testmethoden die gebaseerd zijn op de polarisatieweerstandmethode
is dat de corrosiesnelheid kan bepaald worden en er dus wel degelijk kwantitatieve informatie
bekomen wordt. Dit in tegenstelling tot de half-cel potentiaalmetingen waar de interpretatie van
de resultaten dan ook vrij moeilijk is (VEDALASKI & THANGAVEL, 2011).
Verder worden er in de literatuur voor elk van de methodes die opgesomd werden in sectie
VI.3.1 nog enkele voor- en nadelen gegeven. Hier worden enkel diegene van de galvanostatische
pulsmethode en lineaire polarisatiemethode vermeld. Zo heeft de galvanostatische pulsmethode
als voordeel dat tegelijkertijd ook de half-cel potentiaal van de wapening en de elektrische
resistiviteit van het beton gemeten wordt. Een nadeel van deze methode is echter dat de
meetwaarden vaak onstabiel zijn. Met de lineaire polarisatiemethode kan dan weer heel snel
gedetailleerde informatie bekomen worden. Ook zeer lokale aantasting kan met deze methode
gedetecteerd worden. De lineaire polarisatiemethode heeft echter als nadeel dat de metingen
sterk beïnvloed worden door de temperatuur en de relatieve vochtigheid (VERMA, et al., 2014).
VI.4 RESISTIVITEITSMETINGEN
VI.4.1 GEBRUIK EN TOEPASSINGEN
Resistiviteitsmetingen worden volgens RILEM TC 154 (2000) aanbevolen en/of gebruikt voor:
1. verkrijgen van waarden voor de resistiviteit van het beton waarmee het risico op
corrosie kan ingeschat worden
2. lokalisatie van zones met een hogere permeabiliteit waar verder onderzoek vereist is
3. lokalisatie van zones die meer blootgesteld worden aan water en agressieve stoffen
4. kwaliteitscontrole van beton tijdens de productiefase
5. ontwerp van systemen met kathodische bescherming of elektrochemische herstellingstechnieken
Zoals vermeld in sectie IV.2.4 bestaat er een verband tussen resistiviteit en corrosiesnelheid. Op
basis hiervan kunnen waarden voor de resistiviteit een indicatie geven met betrekking tot het
risico op wapeningscorrosie. Maar net zoals bij de half-cel potentiaalmetingen wordt er geen
kwantitatieve informatie bekomen. Op basis van louter en alleen resistiviteitsmetingen kan ook
niet bepaald worden of de corrosie van de wapening al dan niet actief doorgaat. Indien echter
met een andere testmethode wapeningscorrosie vastgesteld werd, kunnen resistiviteitsmetingen wel aantonen waar de aantasting door corrosie het grootst is. Hiervoor worden de de
gemeten waarden voor de resistiviteit in kaart gebracht. Vervolgens kan dan ook op basis van de
variatie in de waarden op deze kaart een keuze gemaakt worden tussen lokale of globale
herstellingswerken (RILEM TC 154-EMC, 2000).
VI.4.2 THEORETISCHE ACHTERGROND
VI.4.2.1
Algemeen
Wat betreft de theoretische achtergrond van resistiviteitsmetingen wordt verwezen naar het
hoofdstuk IV waar achtereen volgens de theoretische achtergrond, de invloedsfactoren en het
principe van resistiviteitsmetingen aan bod kwam.
VI.4.2.2
Waarden voor resistiviteit
In sectie IV.2.5 werd reeds de range waartussen waarden voor resistiviteit gemeten op beton
mogelijk zijn vermeld. In Tabel VI.4 wordt meer specifiek het risico van wapeningscorrosie bij
een bepaalde waarde voor de resistiviteit gegeven. Er dient opgemerkt te worden dat de
waarden in Tabel VI.4 van toepassing zijn op beton op basis van portlandcement en bij een
temperatuur gelijk aan 20°C.
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
39
Tabel VI.4: Indicatie kans op corrosie op basis van de resistiviteit (ALONSO, et al., 1988), (COST 509, 1997)
kans op corrosie resistiviteit [Ωm]
hoog
< 100
gemiddeld
100 - 500
laag
500-1000
verwaarloosbaar
>1000
VI.4.3 VOOR- EN NADELEN
Het grote voordeel van resistiviteitsmetingen is dat resistiviteit gemakkelijker kan gemeten
worden, vooral wat betreft in situ, dan andere parameters met betrekking tot corrosie zoals de
corrosiesnelheid (MILJARD, et al., 1989). In vergelijking met half-cel potentiaalmetingen moet er
bij resistiviteitsmetingen ook geen contact gemaakt worden met de wapening (RILEM TC 154EMC, 2003). Zo geven waarden voor resistiviteit, gebaseerd op het verband tussen resistiviteit
en corrosiesnelheid, een indicatie over de corrosiegraad op een efficiënte en budgetvriendelijke
manier. Dit zou dan ook de reden zijn waarom er de laatste decennia intensief onderzoek wordt
gedaan op het verband tussen resistiviteit en corrosiesnelheid (HORNBORSTEL, et al., 2013).
VI.5 INGEBEDDE SENSOREN
Bij nieuwe constructies kunnen ook sensoren ingebetonneerd worden. Naast het monitoren van
het chloridengehalte meten deze sensoren ook de potentiaal van de wapening, de
corrosiesnelheid en de resistiviteit gedurende de levensduur. Op basis hiervan kunnen deze
ingebetonneerde sensoren een indicatie geven voor het risico op corrosie (RILEM TC 154-EMC,
2000) .
Hoofdstuk VI: Meettechnieken
40
VII.
MATERIALEN EN TESTMETHODEN
VII.1 INLEIDING
In het begin van dit hoofdstuk worden de samenstellingen gegeven van de mengsels die
vervaardigd werden voor dit onderzoek. Bij de traditionele mengsels op basis van
portlandcement, die gebruikt werden als referentiemengsels, worden ook de milieu- en
omgevingsklassen gegeven waarvoor deze mengsels voorgeschreven worden. Nadien komen de
uitgevoerde testen aan bod. Van elke test wordt het meetprincipe, de voorbehandeling en
testprocedure en de evaluatie van de resultaten toegelicht.
Een groot deel van de testen werd uitgevoerd om de levensduur van elk van de mengsels in te
schatten. De testresultaten werden namelijk als input gebruikt in de modellen uit Duracrete
BE95-1347/R15 (2000) die een inschatting van de initiatie- en propagatieperiode bij zowel
chloride- als carbonatatie-geïnduceerde corrosie toelaten.
Voor het bekomen van waarden voor parameters in het model voor de initiatieperiode bij
chloride- en carbonatatie-geïnduceerde corrosie werden er respectievelijk versnelde chlorideen carbonatatietesten uitgevoerd. De indringing van chloriden en CO2 gebeurt namelijk vooral
via diffusie waarbij de drijvende kracht het concentratieverschil is op verschillende dieptes in
het beton. Daarom zijn er heel wat meetmethoden gebaseerd op het diffusiemechanisme. Het
duurt echter zeer lang vooraleer er via diffusie een steady-state toestand bereikt wordt.
Daardoor zijn deze methoden tijdrovend en niet meer praktisch. Het diffusieproces kan echter
op twee manieren versneld worden. Ten eerste kan de dikte van het proefstuk gereduceerd
worden. Als tweede methode kan de drijvende kracht van het diffusiemechanisme namelijk het
concentratieverschil vergroot worden (RAMEZANIANPOUR, 2011). Deze tweede methode werd
hier dan ook toegepast.
Zo werd de CTH-test, waarbij de migratie van chloriden versneld wordt door het aanleggen van
een spanning dwars door het proefstuk, uitgevoerd. Verder werd bij de carbonatatietest de
indringing van CO2 versneld door het proefstuk bloot te stellen aan een omgeving met
verhoogde concentratie CO2. Met deze testen werden de chloridemigratiecoëfficiënt en
carbonatatiecoëfficiënt bepaald.
Voor het bekomen van waarden voor parameters in het model voor de propagatieperiode uit
Duracrete BE95-1347/R15 (2000) werden er resistiviteitsmetingen uitgevoerd met de Wenner
Probe. Voor de meettechniek van deze resistiviteitsmetingen wordt er verwezen naar sectie VI.4.
Er werd ook onderzocht in welke mate de resistiviteit beïnvloed wordt door indringing van
chloriden of carbonatatie. Daarom werden er ook resistiviteitsmetingen uitgevoerd op
proefstukken die voor een bepaalde duur ondergedompeld werden in een Cl-bad of blootgesteld
werden aan een verhoogde concentratie CO2. De metingen op deze proefstukken werden
vervolgens vergeleken met metingen op referentieproefstukken, proefstukken van dezelfde
ouderdom die bewaard werden in ideale omstandigheden.
Verder werden er met het Galva Pulse toestel half-cel potentiaalmetingen en galvanostatische
pulsmetingen uitgevoerd. Hierbij werden waarden voor respectievelijk de half-cel potentiaal, de
weerstand en de corrosiesnelheid bekomen. Deze metingen werden uitgevoerd om de resultaten
van de resistiviteitsmetingen bekomen met de Wenner Probe te verifiëren.
Ten slotte werden ook de klassieke sterkteproeven, met name de druk-, buig-, en splijtproeven,
uitgevoerd. De splijtsterkte werd gebruikt als input in het model voor de propagatieperiode uit
Duracrete BE95-1347/R15 (2000). Daarnaast werd de karakteristieke druksterkte gebruikt
voor het bepalen van de functionele eenheid bij de levenscyclusanalyse waarmee de milieuimpact geschat werd.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
41
VII.2 MATERIALEN
VII.2.1
BETONSAMENSTELLINGEN
In totaal werden er 4 verschillende betonmengsel vervaardigd waarvan er 2 gebruikt werden als
referentiemengsels. Van elk mengsel worden de componenten en consistentieklasse weergegeven in Tabel VII.5.
Tabel VII.5: Samenstelling en consistentieklasse van de gebruikte betonmengsels
Zand 0/4
Granulaat
[kg/m³]
2/8
[kg/m³]
8/16
[kg/m³]
CEM I 52,5 N
[kg/m³]
Water
[kg/m³]
Vliegas (12/119)
[kg/m³]
Silica fume
[kg/m³]
SP (superplastificeerder) [ml/ kg bindmiddel]
w/b
[-]
consistentieklasse
T(0,45) T(0,55) F50
F40S10
715
715
645
791
515
516
465
687
671
672
606
454
340
300
225
170
153
165
157,5
119
225
136
34
4
2
5
14
0,45
0,55
0,35
0,35
S3
S3
S3
S4
De betonsamenstelling T(0,45) werd gebruikt als referentiemengsel voor de weerstand van
beton tegen indringing van chloriden. Dit type mengsel wordt voorgeschreven volgens NBN EN
206-1 (2000) voor de milieuklassen XD3, XS2 en XS3 en bijhorende omgevingsklassen ES4, ES3
en EE4. Analoog werd de betonsamenstelling T(0,55) gebruikt als referentiemengsel voor de
weerstand tegen carbonatatie. Deze laatste wordt voorgeschreven voor de milieuklasse XC3 en
bijhorende omgevingsklasse EE2. De beschrijving van de vermelde milieu- en omgevingsklassen
wordt weergegeven in Tabel VII.6. Merk op dat beide mengsel ook voor andere klassen
voorgeschreven worden, maar dat enkel deze met betrekking op aantasting door chloriden en
carbonatatie worden vermeld.
Bij de 2 overige betonsamenstellingen werden er ook telkens naast het traditionele portlandcement puzzolanen gebruikt als bindmiddel. Zoals besproken werd in sectie III.2.2 is
gedeeltelijke vervanging van cement door puzzolanen een methode om de milieu-impact van de
huidige cementproductie te verlagen. Zo komen deze mengsels met puzzolanen in aanmerking
als potentieel ‘groen’ beton.
Zo bestond het mengsel F50 uit 50% portlandcement en 50% vliegas. Bij het mengsel F40S10
werd er ook nog silica fume toegevoegd. De samenstelling werd dan: 50% portlandcement, 40%
vliegas en 10% silica fume.
De korrelverdeling van het zand en de granulaten die gebruikt werden voor elk van de mengsels
(zie Tabel VII.5) wordt er verwezen naar bijlage A.I. Verder worden de resultaten van de
chemische analyses van het gebruikte cement CEM I 52,5 N, vliegas en silica fume gegeven in
bijlage A.II. De technische gegevens van de gebruikte superplastificeerder Glenium 51 con. 35%
worden opgenomen in bijlage A.III.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
42
Tabel VII.6: Beschrijving van de milieu- en omgevingsklassen voor de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55)
NBN EN 206-1 (2000)
T(0.45), referentiemengsel aantasting door chloriden
milieuklasse beschrijving
voorbeeld
omgevingsklasse
beschrijving
XS2
corrosie door chloriden
uit zeewater, blijvend
ondergedompeld in
zeewater en brakwater
delen van
constructies in
zee
ES4
zeeomgeving:
ondergedompeld
(GB1 en VB2)
XS3
corrosie door chloriden
uit zeewater, getijde-,
spat-, nevelzone
delen van
constructies in
zee
ES3
zeeomgeving:
getijden- en
spatzone (GB
enVB)
XD3
corrosie door chloriden
uit andere bronnen dan
zeewater,
wisselend nat en droog
brugdelen blootgesteld aan
chloridenhoudend
spatwater,
parkeer-plaatsen
voor voertuigen
EE4
buitenomgeving:
vorst en dooizouten (GB en
VB)
T(0.55), referentiemengsel aantasting door carbonatatie
milieuklasse beschrijving
voorbeeld
omgevingsklasse
XC3
VII.2.2
corrosie door
carbonatatie,
matige vochtigheid
beton buiten
beschut tegen
regen
EE2
beschrijving
buitenomgeving:
vorst, geen
contact met
regen(GB en VB)
VERVAARDIGING
Van elk van de 4 betonsamenstellingen werden er 4, 10 en 12 kubussen respectievelijk met zijde
200 mm, 150 mm en 100 mm vervaardigd. Daarnaast werden er 4 prisma’s met een hoogte en
breedte van 150 mm en een lengte van 600 mm en 4 platen met elk 2 wapeningsstaven
vervaardigd.
Omdat het wapeningsstaal in de praktijk nooit helemaal roestvrij is, was ook enige superficiële
corrosie bij de staven die hier gebruikt werden vereist. Hiervoor werd volgende procedure
gevolgd. Om te beginnen werden de wapeningsstaven opgehangen aan een (niet-geleidend)
touw zodanig dat de staven elkaar niet konden raken. Daarna werden ze ondergedompeld in
kraantjeswater op kamertemperatuur gedurende één nacht. Vervolgens werden de
wapeningsstaven gedurende 2 à 3 dagen opgehangen in een emmer die bovenaan afgedekt werd
met een doek en met water op de bodem. Het onderdompelen in kraantjeswater en het
ophangen in de emmer werd herhaald totdat er over het ganse oppervlak een zekere roestlaag
te zien was. Deze methode voor het simuleren van het voorroesten van de wapeningsstaven is
gebaseerd op nog lopend onderzoek van het RILEM TC 235 CTC.
De verdichting van de proefstukken werd uitgevoerd zoals beschreven in de desbetreffende
norm in de Eurocode. Na het vervaardigen werden de proefstukken in een kamer bewaard met
een temperatuur van 20°C en een relatieve vochtigheid gelijk aan 95% (natte kast). Na één dag
werden de proefstukken ontkist en verder bewaard bij dezelfde temperatuur en relatieve
vochtigheid tot een ouderdom van 28 dagen. Na deze ouderdom van 28 dagen was de verdere
bewaring afhankelijk van de desbetreffende proef.
1
2
GB: Gewapend beton
VB: Voorgespannen beton
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
43
VII.3 TESTMETHODEN
VII.3.1
DRUK-, BUIG- EN SPLIJTPROEVEN
VII.3.1.1
Algemeen
Op alle mengsels werden de klassieke sterkteproeven uitgevoerd. Met de druk-, buig-, en
splijtproeven werden respectievelijk de druk-, buig- en splijtsterkte van elk mengsel bepaald.
VII.3.1.2
Voorbehandeling en testprocedure
VII.3.1.3
Evaluatie van de testresultaten
Alle sterkteproeven werden uitgevoerd op een ouderdom van 28 dagen. De drukproeven
werden uitgevoerd op 4 kubussen met een zijde van 150 mm. De 4 prisma’s werden eerst
onderworpen aan een driepuntsbuigproef waarbij de testprocedure beschreven in NBN EN
12390-5 (2009) werd gevolgd. Vervolgens werd een splijtproef uitgevoerd op elk half prisma
dat uit deze buigproef volgt. Hiervoor werd de testprocedure beschreven in NBN EN 12390-6
(2010) gevolgd. De proefopstelling van de driepuntsbuig- en splijtproef worden weergegeven in
bijlages B.1 en B.2.
De druksterkte
kan volgens NBN B 15-220 bepaald worden aan de hand van formule (17).
(17)
met



F
druksterkte [N/mm²]
de maximum belasting [N]
gemiddelde breedte en lengte [mm]
Vervolgens kan de buigsterkte
worden.
volgens NBN EN 12390-5 (2009) met formule (18) berekend
(18)
met




F
buigsterkte [N/mm²]
de maximum belasting [N]
de afstand tussen de twee ondersteuningen, d = laterale afmeting [mm]
laterale afmetingen proefstuk [mm]
Tenslotte kan met formule (19) de splijtsterkte
worden.
volgens NBN EN 12390-6 (2010) bepaald
(19)
met




F
splijtsterkte [N/mm²]
de maximum belasting [N]
de lengte van de contactlijn van het proeftuk [mm]
hoogte van het proefstuk [mm]
Voor elk mengsel werden de druk– en buigproeven uitgevoerd op 4 proefstukken, terwijl de
splijtproef werd uitgevoerd op 8 proefstukken. Telkens werd de gemiddelde waarde m en
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
44
standaardafwijking bepaald waarmee vervolgens de karakteristieke waarde
(20) kan berekend worden.
met formule
(20)
In formule (20) correspondeert de factor
telkens met een waarde zodat de karakteristieke
waarde overeen stemt met het 5%-fractiel van de normale verdeling. De factor
hangt af
van het aantal proefstukken en bedraagt volgens Duracrete BE95-1347/R9 (2000) 2,63 en 2
respectievelijk voor 4 en 8 proefstukken.
VII.3.2
CTH-TEST
VII.3.2.1
Algemeen
De CTH-test wordt gebruikt voor het bepalen van de migratiecoëfficiënt van chloriden in beton
op jonge leeftijd. Bij deze destructieve laboratoriumtest wordt er een spanningsverschil
opgelegd dwars door het proefstuk die de migratie van chloride-ionen versneld. Onmiddellijk
daarna de worden de proefstukken in twee gespleten en wordt de penetratiediepte gemeten. Op
basis hiervan kan de chloridemigratiecoëfficiënt berekend worden door toepassen van de
methode beschreven in Duracrete BE95-1347/R8 (1999).
VII.3.2.2
Voorbehandeling en testprocedure
Voor het uitvoeren van de CTH-test werd de testprocedure volgens NT Build 492 (1991)
gevolgd. Uit de kubussen met zijde 150 mm werden op 3 weken ouderdom kernen met een
diameter gelijk aan 100 mm geboord. Dit werd gedaan voor de mengsels F50 en F40SF10 en
voor het referentiemengsel voor weerstand tegen indringing van chloriden T(0,45). Van elke
kern werd langs beide kanten een schijfje van 10 mm van het oppervlak gezaagd zoals
beschreven wordt in NT Build 492 (1999). Vanaf het verzaagde oppervlak werden cilinders met
een hoogte van 50 mm gesneden. Zo werden er 6 cilindervormige proefstukken per
betonsamenstelling bekomen.
Op een ouderdom van 28 dagen werden de proefstukken vacuüm verzadigd zoals beschreven
wordt in NT Build 492 (1999) in een oplossing met een concentratie Ca(OH)2 gelijk aan 4g/l. Na
een periode van 18 ± 2 uren werden de proefstukken in een rubberen koker geplaatst. De
bovenkant van het proefstuk werd in contact gebracht met de anolietoplossing, natriumhydroxideoplossing met een concentratie van 0,3 M NaOH, of dus met een oplossing die geen
chloriden bevat. De onderkant wordt in contact gebracht met de katholietoplossing, een
natriumchlorideoplossing met een massapercentage van 10%, die wel chloriden bevat. Beide
oplossingen worden op een temperatuur gehouden tussen de 20°C en 25°C. De proefopstelling
wordt weergegeven in Figuur VII.18.
Figuur VII.18: Proefopstelling CTH-test beschreven volgens NT Build 492 (1992)
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
45
Vervolgens werd een spanning van 30 V aangelegd axiaal door de cilindervormige proefstukken.
Deze zorgt voor een versnelde migratie doorheen het proefstuk van de chloride-ionen die zich in
de natriumchlorideoplossing aan de onderkant bevinden. Onmiddellijk na de aanvang van de
test werd de stroom gemeten. De grootte van de initiële stroomsterkte bepaalt de duur van de
test en de spanning die moet opgelegd worden gedurende de test. Deze beide kunnen afgelezen
worden in de tabel gegeven in bijlage C.1.
Na het beëindigen van de test, die meestal 24 u duurt, werden de proefstukken uit de rubberen
koker gehaald en in twee gespleten. Er werd een zilvernitraatoplossing met een concentratie van
0,1M op de breukvlakken gesprayd die afhankelijk van de chloridenconcentratie al dan niet
verkleurd. Vervolgens werd de penetratiediepte vanaf het midden tot aan de hoeken met
tussenafstanden van 10 mm gemeten. Zo werden er 9 indringdieptes per breukvlak gemeten
zoals geïllustreerd wordt in bijlage C.2.
VII.3.2.3
Evaluatie van de testresultaten
Vervolgens kan met de resultaten van de CTH-test de chloridemigratiecoëfficiënt
[m2/s]
bepaald worden aan de hand van formule (21) die gegeven wordt in DuraCrete BE95-1347/R8
(1999).
(21)
met









de non-steady-state migratiecoëfficiënt [m2/s]
temperatuur van de anolietoplossing [K]
dikte van het proefstuk [m]
opgelegde spanning [V]
penetratiediepte [m]
duur van de test [s]
absolute waarde van de ionenvalentie [=1]
constante van Faraday [= 9,648.104 J/(V.mol)-1]
gasconstante [= 8,314 J/(K.mol)-1]
De factor α in formule (21) wordt gegeven door formule (22).
(22)
met



inverse errorfunctie
chloridenconcentratie bij kleuromslag van de chloride-indicator
[mol/l]
chloridenconcentratie van de katholietoplossing [mol/l]
De waarde voor de term wordt gelijk gesteld aan 0,07 mol/l voor portlandcement in
DuraCrete BE95-1347/R8 (1999). Ook voor de betonmengsels F50 en F40SF10 waarbij het
portlancement gedeeltelijk vervangen werd door vliegas en silica fume werd bij benadering
dezelfde waarde voor aangenomen. De waarde voor de term bedraagt 2 mol/l bij een
natriumchlorideoplossing met een massapercentage van 10%.
Van elk proefstuk werd de chloridemigratiecoëfficiënt bepaald. Zo werden er 6 waarden per
betonmengsel bekomen waarmee de gemiddelde waarde m standaardafwijking bepaald werd.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
46
VII.3.3
CARBONATATIETEST
VII.3.3.1
Algemeen
VII.3.3.2
Voorbehandeling en testprocedure
Bij de carbonatatietest worden een bepaald aantal proefstukken blootgesteld aan een verhoogde
concentratie CO2. Vervolgens worden er op geregelde tijdstippen enkele van deze proefstukken
gespleten en wordt de carbonatatiediepte opgemeten. Aan de hand van deze metingen kan de
carbonatatiediepte in functie van de vierkantswortel van de blootstellingstijd uit gezet worden
en kan de carbonatatiecoëfficiënt bepaald worden.
De carbonatatieproef werd uitgevoerd op kubussen met zijde 100 mm van de mengsels F50,
F40S10 en T(0,55). Per mengsel werden er in totaal 12 kubussen beproefd. Na 24 dagen in de
natte kast werden 5 van de 6 zijden van de kubus behandeld met een coating om een
unidirectionele indringing van CO2 te verzekeren. Op 56 dagen ouderdom werden de
proefstukken in een carbonatatiekamer met een verhoogde CO2 concentratie met een
volumepercentage van 10%, een relatieve vochtigheid van 60% en een temperatuur van 20°C
geplaatst. Deze carbonatatiekamer wordt ook wel de CO2-kast genoemd. Om de 4 weken werden
er 3 proefstukken uitgehaald en gespleten. Op de breukvlakken werd de carbonatatiediepte
gevisualiseerd met fenolftalëine met een concentratie van 1%. Per breukvlak werd de indringing
9 maal of dus om de 10 mm opgemeten (zie bijlage C.2).
De kleuromslag treedt op bij een pH-waarde van 8,0 à 9,8 (SENESE, 1997-2010). Het
gecarbonateerde oppervlak blijft kleurloos, terwijl het niet-gecarbonateerde oppervlak paars
wordt. In sectie II.2.4.1 werd echter vermeld dat een pH waarde kleiner dan 9 nodig is voor het
depassiveren van de wapening. Met andere woorden kan het zijn dat door de range van pHwaarden waartussen de kleuromslag gebeurt de werkelijke carbonatatiediepte onderschat
wordt (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2014).
VII.3.3.3
Evaluatie van de resultaten
Na kleuromslag van de fenoftaleïne kon de carbonatatiediepte op het proefstuk gemeten
worden. Vervolgens worden de gemeten carbonatatiedieptes uitgezet in functie van de
vierkantswortel van de blootstellingtijd. Dit levert een lineair verband tussen beide die bekomen
wordt door het integreren van de tweede wet van Fick (SISOMPHON, 2007) en gegeven wordt in
formule (23).
(23)
In formule (23) staan de termen x, k en t respectievelijk voor de carbonatatiediepte [mm], de
carbonatatiecoëfficiënt [mm/
] en de blootstellingtijd [weken].
De carbonatatiecoëfficiënt k die overeenstemt met de richtingscoëfficiënt op de grafiek met de
indringdiepte in functie van de vierkantswortel van de blootstellingstijd correspondeert met een
verhoogde concentratie CO2 gelijk aan 10%. De exacte bepaling van deze term gebeurde hier met
het softwareprogramma SPSS waarbij ook een standaardafwijking op de regressie kon bepaald
worden.
Een concentratie CO2 van 10% komt echter niet overeen met de natuurlijke concentratie CO2 in
de lucht. Zoals reeds aangehaald werd in sectie II.2.4.1 bedraagt de natuurlijke concentratie CO2
rond de 0,03% (DE SCHUTTER, 2012), (NOAA Research, 2014). De bekomen
carbonatatiecoëfficiënt k zou dus kunnen omgerekend worden naar deze lagere concentratie
CO2 van 0,03%. In het Fib-Bulletin 34 (2006) wordt er echter gerekend met een concentratie CO2
van 0,05% om de trend van een toenemende concentratie CO2 in rekening te brengen. Deze
hogere waarde lijkt gerechtvaardigd omdat de concentratie CO2, zoals in sectie II.2.4.1 reeds
werd aangeduid, een stijging kent van 0,0002% of 2 ppm per jaar door het broeikaseffect. Om de
bekomen carbonatatiecoëfficiënt k corresponderend met een concentratie van 10% om te zetten
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
47
naar een concentratie van 0,05% kan de conversieformule (24) van Audenaert (2006) gebruikt
worden.
(24)
In formule (24) staan de termen
en
[mm/
] respectievelijk voor de versnelde
carbonatatiecoëfficiënt bekomen met de carbonatatietest en de natuurlijke carbonatatiecoëfficiënt. De termen
en
[%] staan dan voor de corresponderende concentraties CO2
(10% en 0,05%). De conversieformule gegeven in vergelijking (24) is analoog aan de formule
opgesteld door Simsomphon (2007). Simsomphon (2007) stelt echter dat deze conversieformule
niet geldig is voor elke waarde voor de verhoogde concentratie
. Zo zou de conversieformule
van Audenaert slechts geldig zijn voor waarden voor
tot en met 3% en dus niet voor de
verhoogde concentratie van 10% zoals hier werd gebruikt (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2014).
VII.3.4
RESISTIVITEITSMETINGEN MET WENNER PROBE
VII.3.4.1
Algemeen
Er wordt onderscheid gemaakt tussen oppervlakte- en bulkresistiviteit die beide worden
gemeten met de Wenner probe. Om de oppervlakteresistiviteit te meten wordt gebruik gemaakt
van de vierpuntselektrodemethode waarbij vier elektrodes op het proefstuk gedrukt worden
(Figuur VII.19). Hierbij wordt er een stroom opgelegd tussen de 2 buitenste elektrodes en wordt
het potentiaalverschil gemeten tussen de 2 binnenste elektrodes (Figuur VII.20). De
oppervlakteresistiviteit kan rechtstreeks afgelezen worden op het meettoestel.
Figuur VII.19: Wenner probe - Meetopstelling oppervlakteresistiviteit
Figuur VII.20: Wenner probe – Meetprincipe oppervlakteresistiviteit
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
48
Voor de bulkresistiviteit wordt gebruikt gemaakt van de twee-elektrodenmethode waarbij het
proefstuk tussen 2 metalen platen geplaatst wordt (Figuur VII.21). Deze 2 platen fungeren als
elektrodes en er wordt opnieuw een stroom tussen beide opgelegd. Tussen de platen en het
proefstuk worden er 2 cirkelvormige schuimkussens geplaatst. De Wenner probe meet de
weerstand van de bulk.
Figuur VII.21: Wenner probe – Meetopstelling bulkresistiviteit
Na 28 dagen bewaring in ideale omstandigheden, bij 20°C en een relatieve vochtigheid van 95%,
werden de proefstukken van elke betonsamenstelling beproefd. Zo kon de invloed van de
afmetingen op zowel de oppervlakte- als bulkresistiviteit bestudeerd worden. Nadien werd een
deel van de proefstukken voor één dag vacuüm verzadigd en werden de resistiviteitsmetingen
opnieuw uitgevoerd. Zo kon ook de invloed van het vochtgehalte op de resistiviteit vastgesteld
worden. Gezien voor elk mengsel dezelfde testprocedure gevolgd werd, kon ook de invloed van
het type bindmiddel op de resistiviteit onderzocht worden.
Op oudere leeftijd werden er resistiviteitsmetingen uitgevoerd op referentieproefstukken die
bewaard werden onder ideale omstandigheden en tegelijkertijd op proefstukken die
ondergedompeld werden in een chloridebad/blootgesteld werden aan een verhoogde
concentratie CO2. Op basis hiervan kon de invloed van indringing van chloriden/ carbonatatie op
de waarden van de resistiviteit bestudeerd worden. Daarnaast kon ook het verouderingseffect,
de toename van de resistiviteit met de tijd, zoals besproken werd in sectie IV.3.2, bestudeerd
worden op basis van de resistiviteitsmetingen op de referentieproefstukken op verschillende
tijdstippen. Om de invloed van het vochtgehalte nog verder te bestuderen werden de
proefstukken op het einde van de reeks uitgedroogd in een oven waarna de
resistiviteitsmetingen werden opnieuw uitgevoerd.
VII.3.4.2
VII.3.4.2.1
Voorbehandeling en testprocedure
Voorbehandeling
VII.3.4.2.1.1 Resistiviteitsmetingen op 28dagen
Op een ouderdom van 28 dagen werd de bulkresistiviteit gemeten op de 6 cilindervormige
proefstukken, die nadien gebruikt werden voor de CTH-test (zie sectie VII.3.2.2). Na de vacuüm
verzadiging waarmee de CTH-test aanvangt, zoals beschreven in sectie VII.3.2.2, werd de
resistiviteit een tweede maal gemeten alvorens de cilinders in de rubberen kokers te plaatsen.
Deze resistiviteitsmetingen werden ook uitgevoerd op de cilinders van het mengsel T(0,55) die
nadien niet gebruikt worden voor de CTH-test.
Verder werden er resistiviteitsmetingen uitgevoerd op een ouderdom van 28 dagen op de 4
kubussen met zijde 200 mm en op de 4 platen met elk 2 wapeningsstaven. Van de platen werd
de oppervlakteresistiviteit gemeten, terwijl van de kubussen beide en dus ook de
bulkresistiviteit gemeten werd. Nadien werd de helft van de platen en de helft van de kubussen
voor één dag vacuüm verzadigd en werden dezelfde metingen herhaald.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
49
VII.3.4.2.1.2 Resistiviteitsmetingen invloed chloridenindringing/carbonatatie
Op een ouderdom van 28 dagen werden er van alle 4 de mengsels 2 platen en 2 kubussen verder
bewaard in ideale omstandigheden. Deze proefstukken werden verder gebruikt als referentieproefstukken. De andere helft van de proefstukken, de overige 2 kubussen en 2 platen, van het
mengsel T(0,45) werd blootgesteld aan chloriden terwijl de andere helft van het mengsel
T(0,55) blootgesteld werd aan een verhoogde concentratie CO2. Van de mengsels F50 en F40S10
werd er 1 plaat en 1 kubus blootgesteld aan chloriden en 1 plaat en 1 kubus blootgesteld aan een
verhoogde concentratie CO2.
Vanaf een ouderdom van 28 dagen werden er proefstukken blootgesteld aan chloriden. De
proefstukken werden hiervoor ondergedompeld in een chloridebad met een natriumchlorideoplossing van 33g per liter. De platen werden aan de zijde waar de wapeningsstaven uitsteken
gecoat vooraleer ze ondergedompeld werden in het chloridebad. Dit om aantasting van de
wapening te vermijden. Na 56 dagen werden er ook proefstukken blootgesteld aan een
verhoogde concentratie CO2. Hiervoor werden de proefstukken in een kamer geplaatst met een
concentratie van CO2 van 10%, een relatieve vochtigheid van 60% en een temperatuur van 20°C
(CO2-kast).
Vanaf een ouderdom van 28 dagen werd er parafilm rond de uitstekende wapeningsstaven van
de platen gewikkeld. Dit werd gedaan voor zowel de referentieplaten als voor de platen die
ondergedompeld worden in een chloridebad of blootgesteld werden aan een verhoogde
concentratie CO2. Na respectievelijk 4 en 16 weken onderdompeling in een chloridebad/
blootstelling aan een verhoogde concentratie CO2 werd de resistiviteit van deze proefstukken en
tegelijkertijd van de referentieproefstukken gemeten. Wanneer de resistiviteit gemeten werd op
de proefstukken uit het chloridebad werden de referentieproefstukken eerst voor één dag
vacuüm verzadigd. De referentieproefstukken werden echter niet vacuüm verzadigd wanneer de
resistiviteitsmetingen plaats vinden op de proefstukken blootgesteld aan een verhoogde
concentratie CO2.
VII.3.4.2.1.3 Resistiviteitsmetingen verouderingseffect en vochtgehalte
Zoals besproken werd in sectie IV.3.2 is er een zeker verouderingseffect bij resistiviteit waarbij
de resistiviteit toe neemt met de ouderdom van beton. Om dit effect te bestuderen werd de
resistiviteit gemeten op de referentieproefstukken op een ouderdom van 4, 8, 20 en 24 weken.
Hierbij werden zowel de kubussen als de platen gemeten. Verder werden de proefstukken ook
telkens één dag vacuüm verzadigd zodat ook meetwaarden op verzadigde mengsels bekomen
werden. Voor elke meting, zowel wat betreft de metingen voor en na vacuüm verzadiging, werd
de massa van de proefstukken bepaald. Op het einde van de reeks metingen, respectievelijk na
24 weken, werden de referentiekubussen, en –platen gedurende 2 weken in een oven geplaatst
op een temperatuur van 105°C. Nadien werd de droge massa, de massa na uitdroging bepaald,
en werd de resistiviteit opnieuw gemeten.
VII.3.4.2.2
Testprocedure
Voor zowel de metingen voor de bulk- als oppervlakteresistiviteit bedroeg de afstand tussen de
elektroden 5 cm. Steeds werd het te meten oppervlak bevochtigd alvorens de meting van start
ging. Ook de schuimkussens die gebruikt werden bij de meting van de bulkresistiviteit werden
nat gemaakt.
De oppervlakteresistiviteit van de kubussen werd op elk oppervlak, exclusief het bekistingsoppervlak, 2 maal gemeten. De Wenner probe werd in de richting van de diagonaal geplaatst
voor de eerste meting en wordt geroteerd over 90° voor de tweede meting. Zo werden er 5 maal
2 meetwaarden bekomen voor de oppervlakteresistiviteit per kubus. Wat betreft de platen werd
zowel het blootstellingsvlak als het bekistingsvlak 4 maal gemeten. De Wenner probe werd
tussen 2 metingen telkens geroteerd over 45°. Zo werden er respectievelijk 10 en 8 waarden
voor de oppervlakteresistiviteit bekomen van de kubussen en de platen.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
50
Om de bulkresistiviteit te berekenen werd bij aanvang van elke meting de weerstand van de
schuimkussens bepaald. De weerstand van het bovenste schuimkussen werd gemeten door
enkel het schuimkussen tussen beide platen te plaatsen (Figuur VII.22). Voor de weerstand van
het bovenste schuimkussen werd het te meten proefstuk op de bovenste plaat geplaatst (Figuur
VII.23).
Figuur VII.22: Bulkresistiviteit – Meetopstelling weerstand bovenste schuimkussen
Figuur VII.23: Bulkresistiviteit – Meetopstelling weerstand onderste schuimkussen
Wat betreft de cilinders en de kubussen werden er respectievelijk 1 en 2 meetwaarden voor de
bulkresistiviteit van het proefstuk bekomen. De kubussen werden rond gedraaid zodat telkens 2
andere vlakken tussen de 2 platen worden geplaatst. Het afstrijkvlak werd echter niet als
contactvlak gebruikt.
VII.3.4.3
VII.3.4.3.1
Evaluatie van de resultaten
Oppervlakte- en bulkresistiviteit
De Wenner probe meet rechtstreeks de oppervlakteresistiviteit. Wat betreft de meetopstelling
voor de bulkresistiviteit moet de gemeten weerstand van de bulk
echter omgezet
worden naar een waarde voor de bulkresistiviteit. Hiervoor wordt eerste de term
[kΩcm] bepaald aan de hand van formule (25).
(25)
In
vergelijking
(25) staan de termen
,
[kΩcm]
en
respectievelijk voor de gemeten weerstand, de weerstand van het
bovenste en van het onderste schuimkussen. Vervolgens dient de term
gecorrigeerd
te worden met formule (26).
(26)
In bovenstaande vergelijking (26) is de factor [cm] gelijk aan de afstand tussen de elektroden
(5 cm). Ten slotte kan de bulkresistiviteit [kΩcm] met formule (27) bepaald worden.
(27)
In formule (27) staan de termen [cm²] en [cm] respectievelijk voor het oppervlak van het
proefstuk dat in contact wordt gebracht met de platen en de hoogte van het proefstuk. De term
wordt zowel voor de bulkresistiviteit van de kubussen als van de cilinders gelijk genomen aan
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
51
de oppervlakte van de metalen platen. De hoogte bedraagt 20 cm en 5 cm voor respectievelijk
de kubussen en de cilinders.
VII.3.4.3.2
Ouderdomsfactor resistiviteit
VII.3.5
HALF-CEL POTENTIAALMETINGEN / GALVANOSTATISCHE PULSMETING
VII.3.5.1
Algemeen
Met de resistiviteitsmetingen op de referentieproefstukken op verschillende tijdstippen (zie
sectie VII.3.4.2.1.3) kan de verouderingsfactor
die voorkomt in formule (11) (zie sectie
IV.3.2) experimenteel bepaald worden. De meetwaarden voor de resistiviteit op een ouderdom
van 28 dagen worden gelijk gesteld aan deze voor . Verder worden de waarden voor
uitgezet in functie van
en wordt de ouderdomsfactor
aan de hand van
een lineaire regressie met het softwarepakket SPSS bepaald. Hierbij werd ook de
standaardafwijking op de regressielijn bepaald.
De half-cel potentiaalmetingen (HCP-metingen) en galvanostatische pulsmetingen gebeuren
beide met het zelfde toestel, de Galva Pulse. De meetopstelling is voor beide metingen dezelfde
en wordt gegeven in Figuur VII.24.
Figuur VII.24: Galva Pulse toestel - Meetopstelling half-cel potentiaalmetingen en galvanostatische
pulsmetingen (VERMA, et al., 2014)
Een referentie-elektrode, in het gebruikte toestel een Zilver-Zilverchloride-Elektrode (SSCE,
+0,199V tov SWE) (zie sectie II.2.3.3), wordt op het betonoppervlak geplaatst. Om de weerstand
tussen beide contactoppervlakken te verlagen wordt er een natte spons tussen beide gelegd.
Deze referentie-elektrode wordt geconnecteerd met de wapening via een voltmeter. Er wordt
een klem geplaatst op de wapeningsstaaf die verbonden wordt met de voltmeter.
De half-cel potentiaalmetingen werden uitvoerig besproken in voorgaande sectie VI.2. Kort
samen gevat wordt het potentiaalverschil tussen de referentie-elektrode en de wapening
gemeten. Dit potentiaalverschil wordt namelijk beïnvloed door onder andere de
corrosietoestand van de wapening zoals geïllustreerd wordt in Figuur VII.25.
Figuur VII.25: Galva Pulse toestel - Meetprincipe half-cel potentiaalmetingen (RILEM TC 154-EMC, 2003)
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
52
In sectie VI.3 werden meettechnieken op grond van de polarisatieweerstand besproken. Hier
werd gebruik gemaakt van één van deze methoden namelijk de galvanostatische pulstechniek.
Bij deze techniek, geïllustreerd in Figuur VII.26, wordt een korte puls stroom vanuit de
referentie-elektrode gestuurd naar de wapeningsstaaf. Deze puls zorgt voor polarisatie van de
wapening en dus veranderen van de corrosiepotentiaal. In Figuur VII.26 wordt ook een ‘guard
ring’ aangeduid die kan aan en uitgezet worden en die de zone waarover de wapeningsstaaf
gepolariseerd wordt, afbakent.
Figuur VII.26: Galva pulse toestel – Meetprincipe galvanostatische pulsmeting
VII.3.5.2
VII.3.5.2.1
Voorbehandeling en testprocedure
Voorbehandeling
De half-cel potentiaalmetingen en galvanostatische pulsmetingen werden uitgevoerd op 20
weken ouderdom op alle mengsels en op 24 weken ouderdom op de mengsels T(0,55), F50 en
F40S10. Op 20 weken ouderdom werden de referentieplaten en de platen die ondertussen 16
weken ondergedompeld werden in een chloridebad beproefd. Hiervoor werden de referentieproefstukken eerst een dag vacuüm verzadigd. Op 24 weken werden metingen uitgevoerd op de
referentieplaten en de platen die ondertussen 16 weken blootgesteld werden aan een verhoogde
concentratie CO2.
VII.3.5.2.2
Testprocedure
Voor beide types metingen werd elke plaat 12 maal gemeten. De klem werd geplaatst op de
eerste wapeningsstaaf en vervolgens werden er 3 metingen gedaan. De referentie-elektrode
werd telkens geplaatst tussen de 2 wapeningsstaven en werd verplaatst evenwijdig aan de
richting van de staven zodat de referentie-elektrode nooit boven een wapeningsstaaf
gepositioneerd werd. Vervolgens werd de klem op de tweede wapeningsstaaf bevestigd en
werden er opnieuw 3 metingen uitgevoerd. Zowel het bekistingsvlak als het afstrijkvlak werden
opgemeten zodat er 2 maal 6 waarden bekomen werden.
De spons die geplaatst wordt tussen het contactoppervlak van de referentie-elektrode werd
steeds nat gemaakt. Om het contact nog te verbeteren, de weerstand te verlagen, werd het
betonoppervlak bij aanvang van elke meting bevochtigd.
Wat betreft de galvanostatische pulsmeting werd telkens een puls opgelegd van 23 μA
gedurende 10 s en wordt de ‘guard ring’ aangezet.
VII.3.5.3
Evaluatie van de resultaten
Wat betreft de HCP-metingen werden er 12 waarden per plaat bekomen voor zowel het
potentiaalverschil [mV] als voor de weerstand [kΩ]. Met de galvanische pulsmetingen werd een
zelfde aantal waarden bekomen voor het potentiaalverschil [mV], de corrosiedichtheid [μA/cm²]
en de weerstand [kΩ]. Telkens werd de gemiddelde waarde en bijhorende standaardfout
bepaald.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
53
VII.3.6
BIJKOMENDE METINGEN CHLORIDE-INDRINGING CONTROLECILINDERS
Zoals vermeld in sectie VII.3.4.2.1 werd er onderzocht in welke mate indringing van chloriden
invloed heeft op de waarden van de resistiviteit. Dit door resistiviteitsmetingen te doen op
proefstukken die respectievelijk 4 en 16 weken ondergedompeld werden in een chloridebad en
deze meetwaarden te vergelijken met resistiviteitsmetingen op referentieproefstukken die
bewaard werden onder ideale omstandigheden.
Het is echter interessant om een indicatie te hebben over wat de indringing van chloriden is na
respectievelijk 4 en 16 weken onderdompeling. Daarom werden er ook telkens 6 cilinders
samen met de kubussen en platen waarop de resistiviteit gemeten werd, ondergedompeld in het
chloridebad. Deze conctrolecilinders werden geboord uit kubussen met zijde 150 mm en hebben
dezelfde afmetingen als de cilinders gebruikt voor de CTH-test (zie sectie VII.3.2.2). Na 4 en 16
weken onderdompeling werden er telkens 3 cilinders uitgehaald. Deze werden gespleten en de
indringdiepte werd opgemeten analoog als bij het beëindigen van de CTH-test (zie sectie
VII.3.2.2).
VII.3.7
OVERZICHT TESTEN
In Tabel VII.7 wordt een overzicht gegeven van de uitgevoerde testen op elk van de
proefstukken. Eerst komen de proefstukken waarop de algemene sterkteproeven uitgevoerd
worden aan bod. Voor deze testen was het aantal proefstukken voor elke betonsamenstellingen
identiek.
Nadien worden alle metingen op de proefstukken van de betonmengsels F50, F40S10 en van het
referentiemengsel voor de weerstand tegen indringing van chloriden T(0,45) gegroepeerd. Deze
werden gebruikt voor het bepalen van de indringing van chloriden van beton (CTH-test en
controlecilinders) en voor het bestuderen van de invloed van chloride-indringing op de
resistiviteitsmetingen en op de metingen met de Galva Pulse. Volgens Tabel VII.7 wordt er één
plaat en één kubus ondergedompeld in het chloridebad. Dit was het geval voor de mengsels F50
en F40S10 terwijl er voor het referentiemengsel T(0,45) telkens van elk twee werden
ondergedompeld. Hoewel dit niet opgenomen is in Tabel VII.7 werden de resistiviteitsmetingen
op 20 weken ouderdom ook uitgevoerd op de referentieproefstukken van het mengsel T(0,55).
Ten slotte worden de metingen op de proefstukken van de mengsels F50, F40S10 en van het
referentiemengsel voor de weerstand tegen carbonatatie T(0,55) gegeven. Deze werden
gebruikt voor het bepalen van het carbonatatiefront en voor het bekijken van de invloed van
indringing van CO2 op resistiviteit en op de metingen met de Galva Pulse. Uit Tabel VII.7 blijkt
dat er één plaat en één kubus blootgesteld wordt aan een verhoogde concentratie CO2 wat het
geval was voor de mengsels F50 en F40S10 terwijl dit er van elk twee zijn voor het mengsel
T(0,55). Ook op ouderdom van 24 weken werd de resistiviteit op de referentieproefstukken van
het mengsel T(0,45) gemeten.
Op het einde van de reeks, respectievelijk na 24 weken, werden alle kubussen en platen, van elk
van de vier betonmengsels in de oven geplaatst gedurende 2 weken. Dit wordt niet opgenomen
in Tabel VII.7. Nadien werd de droge massa bepaald en werden de resistiviteitsmetingen
opnieuw uitgevoerd. Ook voor en na elke vacuüm verzadiging, respectievelijk op 4, 8, 20 en 24
werden de proefstukken gewogen.
Hoofdstuk VII: Materialen en testmethoden
54
Tabel VII.7: Overzicht testen
start
Na 3 weken
Na 4 weken
Na 8 weken
Na 12 weken
Na 16 weken
Na 20 weken
ALGEMEEN
Balken
(b = 150mm,
h = 150mm,
l = 450mm)
Kubussen
na
ontkisten
bewaring
in natte
kast3
- 4 balken:
driepuntsbuigproef, op elke helft
splijtproef
- 4 kubussen:
drukproef
(z = 150mm)
T(0,45) – F50 – F40S10
Cilinders
(vervaardigd
uit kubussen,
d=100mm,
h=±45mm)
Platen
(met 2
wapeningsstaven)
Kubussen
(z = 200mm)
3
na
ontkisten
bewaring
in natte
kast
- 12 cilinders
boren uit
kubussen
(z=150mm)
na
ontkisten
bewaring
in natte
kast
-1 plaat
coaten
- 6 cilinders
coaten
- 6 cilinders:
resistiviteit meten
+ CTH-test
-6 gecoate
cilinders in
Cl-bad
- 1 plaat (gecoate
plaat) + 1 kubus:
in Cl -bad
- 3 cilinders na 4
weken uit Cl-bad:
splijten +
Cl-indringing
meten
- 3 cilinders na 16
weken uit Cl-bad:
splijten +
Cl-indringing meten
- plaat + kubus na
4 weken uit Clbad: resistiviteit
meten
- plaat + kubus na 16
weken uit Cl-bad:
resistiviteit meten +
metingen Galva Pulse
- 2 platen + 2
kubussen uit natte
kast: resistiviteit
meten
- 2 platen + 2 kubussen
uit natte kast:
resistiviteit meten +
metingen Galva Pulse
Natte kast: bewaring onder ideale omstandigheden (kamer met temperatuur van 20°C en relatieve vochtigheid van 95%)
Na 24 weken
start
Na 3 weken
Na 4 weken
Na 8 weken
Na 12 weken
Na 16 weken
Na 20 weken
Na 24 weken
- 3 kubussen na 8
weken CO2-kast:
splijten+
carbonatatiefront
meten
- 3 kubussen na 12
weken CO2-kast:
splijten +
carbonatatiefront
meten
- 3 kubussen na 16
weken CO2-kast:
splijten+
carbonatatiefront
meten
T(0,55) – F50 – F40S10
Kubussen
(z = 100mm)
Platen
(met 2
wapeningsstaven)
Kubussen
(z = 200mm)
na
ontkisten
bewaring
in natte
kast
na
ontkisten
bewaring
in natte
kast
-12 kubussen
coaten
- 12 kubussen
(gecoate
kubussen) in
CO2-kast
-3 kubussen na 4
weken CO2-kast:
splijten +
carbonatatiefront
meten
- 1 plaat + 1
kubus in CO2kast
- plaat + kubus na
4 weken uit CO2kast:
resistiviteit meten
- 2 platen + 2
kubussen uit natte
kast:
resistiviteit meten
- plaat + kubus na
16 weken uit CO2kast: resistiviteit
meten + metingen
Galva Pulse
- 2 platen + 2
kubussen uit natte
kast: resistiviteit
meten + metingen
Galva Pulse
VIII. BEREKENINGSMETHODEN
VIII.1
INLEIDING
In een eerste deel van dit hoofdstuk worden de berekeningsmethoden gegeven die gebruikt
werden om de levensduur van elk van de vier mengsels in te schatten. Hiervoor werd het model
van Tuutti gehanteerd waarbij de levensduur bestaat uit de initiatie- en propagatiefase (zie
sectie V.2). Het einde van de initiatieperiode is gelijk aan het tijdstip waarop depassivatie van de
wapening optreedt terwijl het einde van de levensduur bereikt wordt bij het ontstaan van een
scheur met wijdte van 1 mm aan het betonoppervlak ten gevolge van wapeningscorrosie.
De resultaten van de sterkteproeven, CTH-test, carbonatatietest en resistiviteitsmetingen die
beschreven werden in hoofdstuk IX worden als input gebruikt om de initiatieperiode en
propagatieperiode bij zowel chloride- als carbonatatie-geïnitieerde corrosie in te schatten. De
initiatie- en propagatieperiode werd probabilistisch berekend met de First Order Reliability
Method in het softwarepakket Comrel aan de hand van de modellen uit Duracrete BE951347/R9 (2000). Printscreens van de ingevoerde modellen in Comrel worden gegeven in bijlage
D.1 tot D.3.
Vooreerst werd een parameterstudie uitgevoerd bij de referentiemengsels, respectievelijk
T(0,45) bij chloride-geïnduceerde en T(0,55) bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie. De invloed
van enkele parameters en het type blootstelling op respectievelijk de initiatie- en
propagatieperiode werd bestudeerd. Op basis van de resultaten van deze parameterstudies, die
gegeven worden in sectie IX, werd gekozen voor welk type blootstelling en met welke waarden
er verder gewerkt werd. Zo werd het type blootstelling onderdompeling in zeewater en een
beschutte buitenomgeving verondersteld voor de levensduurvoorspelling bij respectievelijk
chloride- en carbonatatie-geïnduceerde corrosie. Voor deze types blootstelling werd de initiatie-,
propagatieperiode en levensduur vervolgens ook ingeschat voor de mengsels met puzzolanen
F50 en F40S10.
In een tweede deel van dit hoofdstuk wordt uiteengezet hoe de levenscylcus gemodelleerd werd.
De geschatte levensduur en druksterkte van de betonsamenstellingen werden onder andere als
input gebruikt in de levenscyclusanalyse. Aan de hand van deze levenscylcusanalyse werd de
milieu-impact in termen van de GWP (global warming potential) bepaald voor elk van de vier
betonmengsels. Deze berekening gebeurde met de LCA- software (Life Cycle Assessment) in
Sima Pro waarbij de vier stappen gespecificeerd in ISO 14040 – 14044 gevolgd werden (ISO
14040, 2006), (ISO 14044, 2006).
VIII.1.1
ALGEMEEN
De initiatie- en propagatieperiode werd probabilistisch berekend waarbij elke parameter
gekenmerkt werd door een bepaalde waarschijnlijkheidsverdeling zodat er rekening werd
gehouden met variaties op de desbetreffende waarden.
Voor het bepalen van de faalkans werd er uitgegaan van gevolgklasse CC2 die voorgeschreven
wordt voor woon- en kantoorgebouwen en openbare gebouwen waar de gevolgen van het
bezwijken beperkt zijn (NBN EN 1990, 2002). In het Fib Bulletin (2006) wordt voor deze
gevolgklasse een faalkans van 10% (corresponderend met een betrouwbaarheidsindex gelijk
aan 1,3) vooropgesteld voor nazicht van GGT (gebruiks-grenstoestand) voor zowel de
milieuklassen XC als XS die hier van toepassing zijn (zie Tabel VII.6). Met andere woorden, het
tijdstip waarop de kans 10% bedraagt op het overschrijden van het kritiek chloridegehalte/het
carbonatatiefront werd gelijkgesteld aan respectievelijk de initiatieperiode bij chloride-/
carbonatatie-geïnduceerde corrosie. Het einde van de propagatieperiode werd gelijkgesteld aan
het tijdstip waarop de kans dat de werkelijke scheurwijdte de kritieke scheurwijdte overschrijdt
gelijk is aan 10%.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
57
VIII.1.2
INITIATIEPERIODE BIJ CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
VIII.1.2.1
Algemeen model
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) schrijft een uitdrukking, gegeven in formule (28), voor
waarmee de chloridenconcentratie [% op massa bindmiddel4] op een bepaalde afstand x
[mm] van het blootstellingsoppervlak kan bepaald worden.
(28)
met
chloridenconcentratie op diepte x na tijdstip t [% op massa bindmiddel]
chloridenconcentratie aan oppervlak [% op massa bindmiddel]
afstand tot blootstellingsoppervlak [mm]
chloridemigratiecoëfficiënt bekomen uit CTH-test gemeten op
tijdstip [mm²/jaar]
tijdstip beproeven (=referentietijdstip) [jaar]
tijd [jaar]
ouderdomsfactor chloridemigratiecoëfficiënt [-]
invloedsfactor omgeving [-]
invloedsfactor testmethode waarmee
bepaald werd [-]
invloedsfactor voorbehandeling [-]
Aan de hand van vergelijking (28) kan vervolgens met formule (29) de initiatieperiode bij
chloride-geïnduceerde corrosie bepaald worden. De initiatieperiode [jaar] stemt immers
overeen met het tijdstip waarop de chloridenconcentratie ter hoogte van de wapening gelijk
wordt aan het kritiek chloridegehalte
[% op massa bindmiddel].
(29)
In vergelijking (28) werd de afstand tot het blootstellingsoppervlak [mm] vervangen door de
betondekking [mm]. De chloridenconcentratie aan het blootstellings-oppervlak
[% op
5
massa bindmiddel] kan verder bepaald worden met formule (30) .
(30)
met
regressieparameters [-]
verhouding water/bindmiddel6 [-]
Het chloridengehalte wordt uitgedrukt als massapercentage relatief tot de hoeveelheid bindmiddel. Wat
betreft de mengsels F50 en F40S10 wordt ook het vliegas en de silica fume meegerekend als bindmiddel
waarbij er geen rekening gehouden wordt met het k-waarden concept en de volledige hoeveelheid in
rekening wordt gebracht.
5 Formule (30) geldt enkel voor blootstelling in een zee-omgeving. Indien corrosie door chloriden
geïnitieerd wordt door indringing van dooizouten dient de term
anders bepaald te worden.
6 Bij de mengsels F50 en F40S10 wordt een equivalente verhouding water/bindmiddel bepaald. Hierbij
worden de totale hoeveelheden vliegas en silica fume meegerekend als bindmiddel waarbij er dus geen
rekening gehouden wordt met het k-waarden concept.
4
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
58
VIII.1.2.2
VIII.1.2.2.1
Berekening
Algemene parameters
Het referentiemengsel voor de weerstand tegen chloriden T(0,45) moet een minimale
levensduur van 50 jaar hebben (Belgische norm NBN B15-001, BIN 2004, Europese norm NBN
EN 206-1, 2000). Gebouwen en andere constructies ontworpen voor een levensduur van 50 jaar
behoren tot constructieklasse S4 waarvoor norm NBN EN 1992-1-1 (2010) minimum
betondekkingen voorschrijft van 40 mm en 50 mm, respectievelijk voor gewapend en voor
voorgespannen beton voor omgevingsklasse XS2, waarvoor het mengsel T(0,45) standaard
wordt voorgeschreven. Zo werd de gemiddelde waarde van de betondekking [mm] gelijk
gesteld aan 40 mm voor het mengsel T(0,45) bij het bepalen van de initiatieperiode. Gezien de
initiatieperiode van de mengsels F50 en F40S10 diende vergeleken te worden met het
referentiemengsel T(0,45) werd dezelfde waarde voor de betondekking gehanteerd bij deze
mengsels (zie Tabel VIII.8).
Aan de chloridemigratiecoëfficiënt
[mm²/jaar] werd een normale verdeling toegekend. De
gemiddelde waarde en standaardafwijking die bekomen werden uit de CTH-test werden
rechtstreeks gebruikt. Gezien deze test uitgevoerd werd op 28 dagen ouderdom bedraagt
0,0767 jaar en werd een gemiddelde waarde gelijk aan 0,832 voor de verdeling van de term
aangenomen.
De waarde voor de invloedsfactor voor de voorbehandeling diende overeen te komen met een
voorbehandeling van 28 dagen. In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) wordt een beta-verdeling
voorgeschreven voor de term met als gemiddelde waarde, standaardafwijking, onder- en
bovengrens, respectievelijk gelijk aan 4,445, 2,333, 0,4 en 1. De gegeven waarde voor de
bovengrens, respectievelijk gelijk aan 1, is echter te klein waardoor een probabilistische
berekening van de initiatieperiode in Comrel onmogelijk werd met deze verdeling. Daarom werd
er terug gevallen op de constante waarde die gegeven wordt uit Duracrete BE95-1347/R15
(2000) waar de initiatieperiode semi-probabilistisch bepaald wordt (zie Tabel VIII.8).
De water/bindmiddelverhouding voor de referentiemengsels en equivalente water/bindmiddelverhouding voor de mengsels F50 en F40S10 werd reeds tijdens de vervaardiging van de
proefstukken vastgelegd.
De overige parameters die voorkomen in vergelijking (29) zijn afhankelijk van de type
blootstelling en/of het type bindmiddel. Een overzicht van de reeds toegekende waarden en hun
verdeling wordt gegeven in Tabel VIII.8.
Tabel VIII.8: Statistische grootheden en verdeling - initiatieperiode chloride-geïnitieerde corrosie:
Algemene parameters (Duracrete BE95-1347/R9, 2000)
type
verdeling
parameter
- bekomen uit CTH-test (resultaten zie
IX.3)
- betondekking voor levensduur 50 jaar
- getest op 28 dagen ouderdom
- testmethode
– 28 dagen voorbehandeling
VIII.1.2.2.2
[mm²/jr]
N7
[mm]
[jaar]
[-]
[-]
[-]
LN8
D9
N
D
D
T(0,45)
F50
m=254,5 m=369,6
s=27,9
s=48,6
m=40mm, s=10mm
0,0767
m=0,832, s=0,024
0,79
0,45
0,35
F40S10
m=174,6
s=19,6
0,35
Parameterstudie bij referentiemengsel T(0,45)
Normale verdeling
Lognormale verdeling
9 Deterministische waarde
7
8
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
59
VIII.1.2.2.2.1 Type blootstelling
De parameters die voorkomen in vergelijking (29) waaraan nog geen waarde werd toegekend in
Tabel VIII.8 zijn afhankelijk van het type blootstelling en het type bindmiddel. In Duracrete
BE95-1347/R9 (2000) wordt er onderscheid gemaakt tussen vier types blootstelling bij
chloride-geïnduceerde corrosie: ondergedompeld in zeewater, getijdezone, spatzone en
atmosferische blootstelling. De waarden voor de overige parameters worden voor elk van deze
types blootstelling weergegeven in Tabel VIII.9. De waarden in Tabel VIII.9 zijn van toepassing
op portlandcement.
Tabel VIII.9: Statistische grootheden en verdeling – initiatieperiode chloride geïnitieerde corrosie:
Parameterstudie referentiemengsel (Duracrete BE95-1347/R9, 2000)
[-]
type
verdeling
Beta10
[-]
Gamma11
parameter
ncl
[% op massa
bindmiddel]
N
D
ondergedompeld
m=0,30
s=0,05
a=0
b=1
m=1,325
s=0,223
m(A)=10,348
s(A)=0,714
= 2,971
getijdespatzone
zone
m=0,37
s=0,07
a=0
b=1
m=0,924 m=0,265
s=0,155
s=0,045
m(A)=7,758
s(A)=1,360
= 0,819
atmosferisch
m=0,65
s=0,07
a=0
b=1
m=0,676
s=0,114
m(A)=2,565
s(A)=0,356
= 6,106
VIII.1.2.2.2.2 Kritiek chloridengehalte
Zoals reeds aangehaald in sectie II.2.5.3 zijn er twee definities mogelijk voor het kritiek
chloridengehalte
die in de literatuur vaak door elkaar worden gebruikt (ANGST et al., 2009):
Definitie 1: Het chloridengehalte waarbij depassivatie van het staaloppervlak van de wapening
begint en de ijzerionen in oplossing gaan.
Definitie 2: Het chloridengehalte waarbij corrosie van de wapening leidt tot degradatie of
schade van de betonstructuur.
Ook Duracrete BE95-1347/R9 (2000) maakt onderscheid tussen deze twee definities.
Naargelang de gehanteerde definitie worden bijgevolg verschillende waarden voorgeschreven
voor het kritiek chloridengehalte
In sectie II.2.5.3 werden er drie mogelijkheden gegeven om
het kritiek chloridengehalte uit te drukken (DE SCHUTTER, 2012), (ANGST, et al., 2009). Er werd
besloten dat in de praktijk de voorkeur gaat naar een uitdrukking in functie van de totale
hoeveelheid chloriden. Ook in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) slaat het kritiek chloridengehalte
op de totale hoeveelheid chloriden die uitgedrukt wordt als massapercentage relatief
tot de hoeveelheid bindmiddel.
In Tabel VIII.10 worden de grootheden voor de verdeling van
volgens Definitie 1 uit
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) gegeven. Deze verdeling is geldig voor elk van de vier types
blootstelling die beschouwd worden bij chloride-geïnduceerde corrosie en is onafhankelijk van
het type beton.
Tabel VIII.10: Statistische grootheden en verdeling voor Ccr volgens Definitie 1:
alle types blootstelling (Duracrete BE95-1347/R9, 2000)
parameter
[% op massa bindmiddel]
10
11
type verdeling
N
m=0,48, s=0,15
Beta-verdeling
Gamma-verdeling
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
60
In deze paragraaf wordt kort de herkomst van de waarde voor
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) toegelicht.
volgens Definitie 1 uit
Petterson (1990), Hansson & Sorensen (1990) en Breit (1997) voerden testen uit om de invloed
van het betontype, verhouding water/bindmiddel en puzzolane toevoegingen op de waarde voor
volgens Definitie 1 te bestuderen. Er werd vastgesteld dat de waarde voor
volgens
Definitie 1 onafhankelijk was de betontechnologische parameters. Op basis van deze vaststelling
wordt er geen onderscheid gemaakt in waarden voor
volgens Definitie 1 naargelang de
betonsamenstelling in Duracrete BE95-1347/R9 (2000).
De gemiddelde waarde voor
volgens Definitie 1 van 0,48 uit Duracrete BE95-1347/R9
(2000) (zie Tabel VIII.10) werd gebaseerd op onderzoek door Breit (1997) en door Hansson en
Sorensen (1990). Deze stelden een totaal chloridengehalte tussen 0,2 en 0,8 [% op massa
bindmiddel] vast bij aanvang van corrosie. De gemiddelde waarde voor
volgens Definitie 1 in
Tabel VIII.10 komt overeen met de reeds eerder vermelde waarde van 0,4 [% op de massa
bindmiddel], die het meest gebruikt wordt in Europa (zie sectie II.2.5.3) (PLOYAERT, 2008),
(ENV-206, 1990).
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) worden verschillende waarden gegeven voor
volgens
Definitie 2 naargelang het type blootstelling en de verhouding water/bindmiddel. Op basis van
interpolatie van deze waarden kan
bepaald worden voor een water/bindmiddel verhouding
gelijk aan 0,45 die geldig is voor het referentiemengsel T(0,45) (zie Tabel VIII.11).
Tabel VIII.11: Statistische grootheden en verdeling voor Ccr volgens Definitie 2 (Duracrete BE95-1347/R9,
2000)
parameter
- w/b = 0,45
[% op massa
bindmiddel]
type
verdeling
N
verzadigd
m=1,85
s=0,20
constant vochtig/ frequent
wisselende vochtigheid
m=0,65
s=0,10
In deze paragraaf en de hierop volgende paragraaf worden de waarden uit Duracrete BE951347/R9 (2000) voor
volgens Definitie 2 in Tabel VIII.11 besproken. Ten eerste blijkt dat de
waarden voor
volgens Definitie 2 steeds hoger zijn dan deze volgens Definitie 1 (zie Tabel
VIII.10). Dit is logisch gezien schade door corrosie pas optreedt een zekere tijd na depassivatie
of dus bij een hoger chloridengehalte.
Verder blijkt de gemiddelde waarde voor
volgens Definitie 2 afhankelijk te zijn van het type
blootstelling. Volgens het Comité Euro-International du Béton (1989) vertoont droog of volledig
verzadigd beton dan ook bijna geen wapeningscorrosie. Corrosie kan immers pas doorgaan
wanneer voldoende vocht en zuurstof tegelijkertijd aanwezig zijn (zie sectie II.2.4.3.2). Dit
verklaart waarom de hogere waarde van 1,85 [% op massa bindmiddel] voor
volgens
Definitie 2 gegeven wordt bij een verzadigde blootstelling in vergelijking met de waarde 0,65 [%
op massa bindmiddel] voor een blootstelling met een constante of frequent wisselende
vochtigheid.
De waarden gegeven in Tabel VIII.11 voor verzadigd corresponderen met het type blootstelling
onderdompeling in zeewater. De waarden voor een blootstelling met een constante of frequent
wisselende vochtigheid komen overeen met respectievelijk de types blootstelling getijde- en
spatzone.
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) worden er geen waarden gegeven voor
volgens Definitie
2 voor een atmosferische blootstelling. In een paper van Angst et al. (2009), waar een overzicht
wordt gegeven van verschillende waarden voor
uit de literatuur, worden er echter wel
waarden voor een atmosferische blootstelling gegeven en dit voor verschillende verhoudingen
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
61
water/bindmiddel. De waarden voor verhoudingen water/bindmiddel in de buurt van 0,45,
corresponderend met het mengsel T(0,45), worden gegeven in Tabel VIII.12.
Tabel VIII.12: Waarden voor Ccr voor atmosferische blootstelling (ANGST, et al., 2009)
[% op massa bindmiddel]
w/b 0,4 à 0,6
w/b =0.4
w/b =0,4 à 0,6
w/b = 0,5 à 0,7
0,4 à 1,3
0,4 à 0,8
0,5 à 1,8
0,5 à 1
referentie
(MORRIS, et al., 2002)
(LOCKE & SIMAN, 1980)
(PETTERSON, 1990)
(SCHIESSL & BREIT, 1996)
De waarden voor
voor een atmosferische blootstelling in Tabel VIII.12 zijn zeer
uiteenlopend. In de papers waarin deze waarden gepubliceerd worden, wordt er ook niet
vermeld of deze waarden gelden voor het kritiek chloridengehalte
volgens Definitie 1 of
Definitie 2. Omwille van deze twee redenen werd er besloten de waarden voor
uit Tabel
VIII.12 niet te gebruiken voor het bepalen van de initiatieperiode?
In de CUR-leidraad (2007) worden de beperkingen van het model uit Duracrete BE95-1347/R9
(2000) voor de initiatieperiode van chloride geïnitieerde corrosie aangehaald. Met betrekking
tot het kritiek chloridengehalte wordt er opgemerkt dat waarden voor andere bindmiddelen dan
portlandcement ontbreken. Verder is het volgens de CUR-leidraad (2007) onpraktisch om het
kritiek chloridengehalte afhankelijk te maken van de verhouding water/bindmiddel, zoals het
geval is voor de waarden van
volgens Definitie 2. Daarom wordt één enkele waarde gebruikt
in de CUR-leidraad (2007). Rekening houdend met diverse onzekerheden en op grond van het
onderzoek van Breit (1997) wordt een gemiddelde waarde van 0,60 [% op massa bindmiddel]
voor
gegeven in de CUR-Leidraad (2007). Bij het bepalen van deze waarde werd rekening
gehouden met een omgevingstemperatuur van 10°C. Indien deze laatste bepaald werd bij een
omgevingstemperatuur van 20°C zou een iets lagere waarde bekomen worden. In de CURleidraad (2007) wordt er een lognormale verdeling voor
verondersteld waarvan de
statistische grootheden worden weergegeven in Tabel VIII.13.
Tabel VIII.13: Statistische grootheden en verdeling voor Ccr: alle types blootstelling (CUR-leidraad, 2007)
parameter
[% op massa bindmiddel]
type verdeling
LN
m=0,60, s=0,20
De waarden in Tabel VIII.13 zijn onafhankelijk van de verhouding water/bindmiddel en zijn ook
geldig voor andere bindmiddelen dan portlandcement, zoals hoogovencement en vliegas. In de
CUR-leidraad (2007) wordt er wel opgemerkt dat deze waarden eerder conservatief zijn. Dit zou
zou in het bijzonder het geval zijn voor beton met een lagere waarde voor de verhouding
water/bindmiddel dan 0,50.
VIII.1.2.2.3
Initiatieperiode bij T(0,45)– F50 – F40S10
Op basis van de resultaten van de parameterstudie zal in sectie IX.7.2.3 een keuze voor verdere
de berekening gemaakt worden. De initiatieperiode zal vanaf nu berekend worden voor de
blootstelling ondergedompeling in zeewater. Verder zullen steeds de waarden voor het kritiek
chloridengehalte
volgens Definitie 2 uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) gebruikt worden.
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) worden echter enkel waarden voor
volgens Definitie 2
gegeven voor portlandcement. Zoals reeds vermeld in sectie III.3.5.2 dient er namelijk nog
verder onderzoek verricht te worden voor dergelijke waarden voor de bindmiddelen vliegas en
silica fume (ANGST, et al., 2009). Daarom werd voor de mengsels F50 en F40S10 de waarden
voor
voor portlandcement uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) gehanteerd. Er werd
geïnterpoleerd tussen de gegeven waarde om een waarde voor
corresponderend met een
water/bindmiddelverhouding van 0,35.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
62
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) worden er waarden gegeven voor de ouderdomsfactor
en voor de waarden voor het bepalen van de chloridenconcentratie aan het oppervlak
voor
de bindmiddelen vliegas en silica fume. Er wordt echter geen onderscheid gemaakt naargelang
de hoeveelheid vliegas en/of silica fume. Voor het mengsel F40S10 dat zowel vliegas als silica
fume bevat worden de waarden voor silica fume uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) gebruikt.
Tabel VIII.14: Statistische grootheden en verdeling – initiatieperiode chloride-geïnitieerde corrosie:
type blootstelling onderdompeling in zeewater
ncl
parameter
[% op massa
bindmiddel]
[-]
[% op massa
bindmiddel]
type verdeling
N
Beta
N
D
T(0,45)
m=1,85
s=0,20
m=0,30
s=0,05
a=0
b=1
m(A)=10,348
s(A)=0,714
= 2,971
F50
m=2,20
s=0,20
m=0,69
s=0,07
a=0
b=1
m(A)=10,843
s(A)=0,316
= 1,772
F40S10
m=2,20
s=0,20
m=0,62
s=0,05
a=0
b=1
m(A)=12,462
s(A)=1,537
= 0,521
Voor de invloedsfactor van de omgeving ke worden in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) ook
enkel waarden gegeven voor portlandcement en hoogovencement. In Duracrete BE951347/R15 (2000) wordt deze term aan de hand van formule (31) bepaald.
(31)
met
invloedsfactor type blootstelling [-]
invloedsfactor type bindmiddel [-]
Voor elk van de 4 types blootstelling wordt er in Duracrete BE95-1347/R15 (2000) een waarde
gegeven voor de parameter
. Voor de blootstelling onderdompeling in zeewater wordt de
parameter
gelijkgesteld aan 1,32. Verder wordt de waarde voor
gelijkgesteld aan 1 en
2,9 respectievelijk voor portlandcement en hoogovencement.
In de CUR-leidraad (2007) worden zoals reeds vermeld de tekortkomingen van het model uit
Duracrete aangehaald waaronder ook het ontbreken van waarden voor andere bindmiddelen
voor
. In de CUR-leidraad (2007) worden er waarden gekozen voor de parameter
voor
bindmiddelen met vliegas die tussen de waarden voor portlandcement en hoogovencement
liggen. Het argument hiervoor is dat portland-vliegascombinaties voor een groot deel uit
portlandcement bestaan. Zo wordt de parameter
gelijk gesteld aan 1,96 in de CUR-leidraad
(2007) voor mengsels met 20 à 30%. Er dient echter kritisch omgegaan te worden met deze
waarde omdat deze enerzijds geenszins experimenteel bepaald werd. Anderzijds is ook het
argument dat gegeven wordt om de waarde voor
gelijk te stellen aan een waarde gelegen
tussen deze voor portlandcement en hoogovencement niet gefundeerd. De besproken waarden
voor de term
worden samengevat in Tabel VIII.15.
Tabel VIII.15: Waarden voor de invloedsfactor voor de omgeving
parameter
– ondergedompeld
[-]
– portlandcement
[-]
– 20 à 30 % vliegas (geschatte waarde!) [-]
– hoogovencement
[-]
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
referentie
1,32
1,00
1,96
2,9
(DURACRETE BE95-1347/R9, 2000)
(DURACRETE BE95-1347/R9, 2000)
(CUR-Leidraad 1, 2007)
(DURACRETE BE95-1347/R9, 2000)
63
VIII.1.3
INITIATIEPERIODE BIJ CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
VIII.1.3.1
Algemeen model
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) schrijft formule (32) voor waarmee het carbonatatiefront
[mm] op tijdstip t [jaar] kan bepaald worden.
(32)
met
carbonatatiediepte op tijdstip t [mm]
invloedsfactor omgeving [-]
invloedsfactor testmethode [-]
invloedsfactor voorbehandeling [-]
concentratie CO2 aan blootstellingsoppervlak [kgCO2/m³]
carbonatatieweerstand bij werkelijke blootstelling [kgCO2/m³
/mm²/jaar]
tijdstip beproeven (=referentietijdstip) [jaar]
tijd [jaar]
ouderdomsfactor carbonatatieweerstand [-]
De term
[kgCO2/m³/mm²/jaar] kan normaal berekend worden met de term
[kgCO2/m³/mm²/jaar] aan de hand van formule (33). De term
kan bekomen worden uit de
versnelde carbonatatietest die beschreven wordt in Duracrete BE95-1347/R8 (1999).
.
(33)
In vergelijking (33) staat de term [-] voor een regressieparameter om de invloed van de
gebruikte testmethode - hier de versnelde carbonatatietest - in rekening te brengen. Omdat de
hier toegepaste carbonatatietest (zie sectie VII.3.3 voor de testprocedure) niet overeenkomt met
de carbonatatietest uit Duracrete BE95-1347/R8 (1999) kan formule (33) niet gebruikt worden
om
te bepalen. Daarom wordt de term
in vergelijking (32) gelijkgesteld aan de
term
die berekend werd met formule (24) (zie sectie VII.3.3.3). De term
moet echter
wel nog omgezet worden van mm/
naar mm/
zodat deze dezelfde eenheid heeft
als de term
. Een analoge vervanging werd toegepast door Van den Heede & De Belie
(2014). Formule (34) is dan ook gelijk aan formule (32).
(34)
Aan de hand van vergelijking (34) kan vervolgens de initiatieperiode bij carbonatatiegeïnduceerde corrosie bepaald worden. De initiatieperiode [jaar] stemt immers overeen met
het tijdstip waarop het carbonatatiefront de wapening bereikt. De carbonatatiediepte [mm] in
formule (32) wordt gelijkgesteld aan de betondekking d [mm] waardoor de initiatieperiode
[jaar] bepaald kan worden met formule (35).
(35)
VIII.1.3.2
VIII.1.3.2.1
Berekening
Algemene parameters
Het referentiemengsel voor de weerstand tegen carbonatatie T(0,55) moet analoog aan het
referentiemengsel T(0,45) een minimale levensduur van 50 jaar hebben (Belgische norm NBN
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
64
B15-001, BIN -2004, Europese norm NBN EN 206-1, 2000). Eurocode 2 schrijft voor de
corresponderende constructieklasse S4 minimum betondekkingen voor van 25 mm en 35 mm,
respectievelijk voor gewapend en voor voorgespannen beton voor omgevingsklasse XC3
waarvoor het mengsel T(0,55) standaard wordt voorgeschreven. Zo werd de gemiddelde
waarde van de betondekking [mm] gelijk gesteld aan 25 mm voor het mengsel T(0,55) bij het
bepalen van de initiatieperiode. Ook voor de mengsels F50 en F40S10 werd deze waarde
gebruikt.
Aan de carbonatatiecoëfficiënt
[mm/
] werd een normale verdeling toegekend. De
gemiddelde waarde en standaardafwijking wordt berekend op basis
[mm/
] door
gebruik te maken van formule (24) in sectie VII.3.3.3.
Gezien de proefstukken vanaf een ouderdom van 8 weken blootgesteld werden aan verhoogde
concentratie CO2 werd de term gelijk gesteld aan 0,1534 jaar. De term [-] die de invloed van
de voorbehandeling in rekening brengt, moet overeenstemmen met deze periode van 8 weken.
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) geeft echter enkel waarden en bijhorende verdelingen voor
voor voorbehandeling tot en met 28 dagen. In het Fib Bulletin 34 (2006) wordt echter formule
(36) gegeven waarmee de waarde voor kan bepaald worden voor voorbehandelingen langer
dan 28 dagen.
(36)
met
duur van voorbehandeling [dagen]
duur van optimale voorbehandeling voor weerstand tegen
carbonatatie, gelijk aan 7 dagen [dagen]
regressieparameter [-]
Formule (36) veronderstelt dat een voorbehandeling van 7 dagen volstaat voor het bereiken van
een optimale weerstand tegen carbonatatie. Uit onderzoek verricht door Van den Heede (2014)
bleek dat deze veronderstelling niet correct is. Van den Heede (2014) voerde versnelde
carbonatatietesten uit op verschillende mengsels waaronder op mengsels op basis van enkel
portlandcement en op mengsels waarbij er naast portlandcement ook vliegas als bindmiddel
gebruikt werd.
Er werd vastgesteld dat voor mengsels met vliegas een veel langere voorbehandelingstijd
namelijk een periode van 91 dagen, nodig is voor het bereiken van een optimale weerstand
tegen carbonatatie. Voor voorbehandelingen korter dan 91 dagen bleek de carbonatiecoëfficiënt
af te nemen met een toenemende duur van de voorbehandeling. Daarentegen bleek de
carbonatiecoëfficiënt voor langere voorbehandelingperiodes dan 91 dagen niet veel meer af te
nemen.
Wat betreft het referentiemengsel in de studie van Van den Heede (2014) - mengsel T(0,55) met
dezelfde samenstelling als het mengsel T(0,55) in dit onderzoek - bleek de carbonatiecoëfficiënt
minder af te nemen voor langere voorbehandelingperiodes dan 28 dagen. Dit wijst erop dat voor
een beton op basis van portlandcement de hydratatiereactie quasi afgelopen is op een ouderdom
van 28 dagen. De hydratatiereactie bij mengsels met vliegas duurt langer omdat deze reactie pas
kan doorgaan nadat er een voldoende hoeveelheid calciumhydroxide Ca(OH)2 geproduceerd
werd bij de hydratatiereactie van het portlandcement (zie sectie III.3.2.3.1).
Op basis van deze resultaten bekomen door Van den Heede (2014) lijkt het aangewezen de term
in formule (37) gelijk te stellen aan 91 dagen voor het bepalen van de waarde
voor . Na het vervangen van de term in vergelijking (35) door vergelijking (36) kan de
initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie aan met formule (37) bepaald worden.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
65
(37)
De proefstukken werden blootgesteld aan verhoogde concentratie CO2 op een ouderdom van 8
weken. De waarden voor de termen en werden dan ook gelijk gesteld aan 8 weken. Er dient
opgemerkt worden dat de eenheid van deze parameters verschillend is. Aan de
regressieparameter [-] werd een normale verdeling toegekend. De statistische grootheden
van de algemene parameters worden gegeven in Tabel VIII.16.
Tabel VIII.16: Statische grootheden en verdeling - initiatieperiode carbonatatie-geïnitieerde corrosie:
Algemene parameters
parameter
– berekend op basis van
(resultaten zie sectie IX.4)
- betondekking voor levensduur 50
jaar
– 8 weken voorbehandeling
- regressieparameter
VIII.1.3.2.2
type
verdeling
N
T(0,55)
F50
F40S10
[mm]
LN
m=1,4
m=2,1 m=1,5
s=0,04
s=0,07 s=0,05
m=25mm, s=8mm
[jaar]of [dagen]
[dagen]
[-]
D
D
N
0,1534 of 56
91
m=-0,567, s=0,024
[mm/
]
Parameterstudie bij referentiemengsel T(0,55)
In vergelijking (28) waarin een formule voor de initiatieperiode gegeven wordt komen nog twee
termen voor waaraan nog geen waarden werden toegekend. De termen [-] en nca [-] zijn
namelijk afhankelijk van het type blootstelling en het type bindmiddel. In Duracrete BE951347/R9 (2000) wordt er onderscheid gemaakt tussen drie types blootstelling. Deze
onderverdeling is echter geheel verschillend aan de vier types blootstelling die gegeven worden
voor chloride-geïnduceerde corrosie en luiden als volgt: beschutte buitenomgeving, onbeschutte
buitenomgeving en bewaring in het laboratorium. Ook in norm NBN EN 206-1 (2000) wordt er
onderscheid gemaakt tussen dezelfde types blootstelling, een beschutte en een onbeschutte
buitenomgeving, voor het bepalen van de milieuklassen bij blootstelling aan carbonatatie
geïnduceerde corrosie.
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) wordt voor zowel een beschutte als een onbeschutte
buitenomgeving dezelfde gemiddelde waarde 0,86 gegeven voor de term . Gezien de term
net de invloedsfactor voor de omgeving lijkt dit foutief te zijn. Er wordt immers een
verschillende waarde voor deze twee types blootstelling verwacht. Daarom werd er terug
gevallen op de kleinere waarde, gelijk aan 0,48, voor voor een onbeschutte buitenomgeving
uit Duracrete BE95-1347/R15 (2000). Mits deze correctie worden de statistische grootheden en
verdeling uit Duracrete BE95-1347/R15 (2000) voor de termen [-] en nca [-] voor het
referentiemengsel T(0,55) gegeven in Tabel VIII.17.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
66
Tabel VIII.17: Statistische grootheden en verdeling - initiatieperiode carbonatatie-geïnitieerde corrosie:
Parameterstudie referentiemengsel
[-]
type
verdeling
D of Beta
[-]
D of LN
parameter
nca
laboratorium
0
1
beschutte
buitenomgeving
m=0,10
s=0,06
a=0
b=0,5
m=0,85
s=0,26
onbeschutte
buitenomgeving
m=0,40
s=0,13
a=0
b=0,5
m=0,48
s=0,23
Voor bewaring in het laboratorium worden enkel waarden gegeven voor de parameters [-] en
nca [-] voor een relatieve vochtigheid van 65% gegeven in Duracrete BE95-1347/R15 (2000) en
BE95-1347/R9 (2000). Deze laatste verschilt echter weinig van de relatieve vochtigheid van
60% in het laboratorium in dit onderzoek. De waarden voor [-] en nca [-] in Tabel VIII.17 voor
een buitenomgeving corresponderen met een relatieve vochtigheid van 81%. Op basis van
metingen door het KMI van 1921 tot 2010 varieert de gemiddelde relatieve vochtigheid in België
immers tussen de 72% en 88% afhankelijk van de beschouwde maand in het jaar (KMI, 2014).
VIII.1.3.2.3
Initiatieperiode bij T(0,55)– F50 – F40S10
Op basis van de parameterstudie op het referentiemengsel voor carbonatatie wordt er in sectie
IX.8.1.3 besloten om voor verdere berekening uit te gaan van de meest kritieke blootstelling, een
beschutte buitenomgeving. Verder werd er gekozen om de term
in formule (32) die het
verouderingseffect van de carbonatatiecoëfficiënt in rekening brengt, buiten beschouwing te
laten. Enerzijds omdat de initiatieperiodes vrij hoog waren voor het referentiemengsel T(0,55).
Anderzijds omdat er geen waarden voor de ouderdomsfactor nca gegeven worden in Duracrete –
noch in Duracrete BE95-1347/R15 (2000) noch in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) - noch in
de literatuur terug te vinden zijn voor mengsels met vliegas en/of silica fume.
Bij het bepalen van de initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie zijn de
ouderdomsfactor nca , die reeds buiten beschouwing wordt gelaten, en de invloedsfactor voor de
omgeving de enige factoren die afhankelijk zijn van het type bindmiddel. Omdat er enkel
waarden voor de term gegeven worden voor mengsel op basis van portlandcement en/of
hoogovencement worden de waarden voor portlandcement ook gebruikt voor de mengsels F50
en F40S10. Bij het bepalen van de initiatieperiodes voor de verschillende mengsels is dus enkel
de waarde voor de parameter
verschillend.
VIII.1.4
PROPAGATIEPERIODE BIJ CHLORIDE-/CARBONATATIE -GEÏNDUCEERDE
CORROSIE
VIII.1.4.1
Algemeen model
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) wordt een verband, gegeven in formule (38), vooropgesteld
tussen de scheurwijdte [mm] en de afname van de diameter van de wapening veroorzaakt
door wapeningscorrosie
[mm] (RODRIGUEZ, 1998).
(38)
met
scheurwijdte [mm]
factor die het effect van de positie van de wapening in rekening
brengt [-]
afname diameter wapening door wapeningscorrosie [mm]
afname diameter wapening door wapeningscorrosie die een
scheur veroorzaakt met scheurwijdte gelijk aan 0,05 mm [mm]
(op basis van experimenteel onderzoek werd het ontstaan van
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
67
scheuren met wijdte 0,05 mm beschouwd als scheurinitiatie
omdat deze de eerste ‘zichtbare’ scheuren zijn)
Uit experimenteel onderzoek door Institute E. Torroja and Geacisa in Brite project BE92-4062
bleek dat scheurinitiatie door corrosie voornamelijk afhangt van enerzijds de verhouding tussen
de betondekking [mm] en de diameter van de wapening [mm] en anderzijds de splijtsterkte
van het beton
[MPa]. Op basis hiervan kan de term
[mm] in formule (38) aan de hand
van formule (39) bepaald worden.
(39)
met
regressieparameters [-]
betondekking [mm]
diameter wapening [mm]
splijtsterkte [MPa]
De afname van de diameter van de wapening veroorzaakt door wapeningscorrosie
in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) verder berekend met formule (40).
wordt
(40)
met
corrosiesnelheid [mm/jaar]
pittingfactor voor het in rekening brengen van niet-uniforme
corrosiesnelheid van de wapening [-]
tijd [jaar]
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) worden drie mogelijkheden gegeven voor het bepalen van
de corrosiesnelheid
. In deze studie werd er gekozen voor het empirisch model van Gehlen
en Nilsson (1998) waar formule (41) gegeven wordt die het verband geeft tussen de
corrosiesnelheid
[mm/jaar] en de resistiviteit [Ωm].
(41)
met
resistiviteit [Ωm]
constante voor corrosiesnelheid versus resistiviteit [μm.Ωm/jaar]
invloedsfactor relatieve tijd bevochtiging (fractie van het jaar
waarbij corrosie actief kan doorgaan) [-]
invloedsfactor blootstelling chloriden [-]
invloedsfactor galvanisch effect [-]
Ten opzichte van het origineel model van Gehlen en Nilsson (1998) werd de term
[-] die de
invloed weergeeft van de beschikbaarheid van zuurstof vervangen door de term . Voor de
waarden voor
wordt er namelijk enkel onderscheid gemaakt tussen twee gevallen:
ondergedompeld en alle andere types blootstelling. Daarom wordt er gekozen om de
corrosiesnelheid
te bepalen met de term
waarbij er wel onderscheid gemaakt wordt
tussen verschillende types blootstelling. Dezelfde vervanging van de term
door de term
wordt gedaan bij het bepalen van de propagatieperiode in Duracrete BE95-1347/R15 (2000).
De resistiviteit in formule (37) kan bepaald worden op basis van de resistiviteit [Ωm]
gemeten op een bepaald tijdstip [jaar] en verder gebruik makend van correctiefactoren voor
de testmethode, de leeftijd, de nabehandeling en het type blootstelling met formule (42).
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
68
(42)
met
resistiviteit gemeten op tijdstip [Ωm]
referentietijd [jaar]
hydratatietijd [jaar]
ouderdomsfactor resistiviteit [-]
invloedsfactor testmethode [-]
invloedsfactor voorbehandeling [-]
invloedsfactor temperatuur [-]
invloedsfactor relatieve vochtigheid [-]
invloedsfactor blootstelling chloriden 2 [-]
De term
[-] die de invloed van de temperatuur weergeeft kan verder bepaald worden met
formule (43).
(43)
met
invloedsfactor temperatuur op conductiviteit [°C-1]
temperatuur [°C]
In Duracrete BE95-1347/R15 (2000) wordt de kritieke scheurwijdte waarmee het einde van de
levensduur overeenstemt, gelijk gesteld aan 1 mm. Er wordt echter opgemerkt dat deze
scheurwijdte niet overeenkomt met het afspringen van de betondekking maar eerder met een
toestand waarbij de betondekking niet meer bijdraagt tot de draagcapaciteit van de constructie.
Na omvormen van formule (38), de term w gelijk te stellen aan 1mm en verder gebruik makend
van formules (37) tot en met (43) kan de propagatieperiode [jaar] bepaald worden met
formule (44).
(44)
VIII.1.4.2
VIII.1.4.2.1
Berekening
Algemene parameters
Enkele parameters uit formule (44) zijn onafhankelijk van het type bloostelling en/of het type
bindmiddel. Deze worden weergegeven in Tabel VIII.18. Voor de term c [-] uit formule (38) werd
bovenwapening verondersteld.
Voor het bepalen van de waarde
in formule (39) werd er uitgegaan van een diameter van
de wapeningsstaaf gelijk aan 6 mm. Verder zijn de verdelingen van de regressieparameters
en constant.
Voor de berekening van de term
in formule (41) wordt er in het model Gehlen en Nilsson
(1998) een constante waarde toegekend aan de term
[μm.Ωm/jaar] die het verband tussen
corrosiesnelheid en resistiviteit weergeeft. De invloedsfactor
[-] in formule (41) wordt
wordt steeds gelijk gesteld aan 1 in het model van Gehlen en Nilsson (1998). In Duracrete BE951347/R15 (2000) wordt echter opgemerkt dat het galvanisch effect verder onderzocht moet
worden om deze factor beter te bepalen.
Voor het berekenen van de term in formule (42) werd de referentietijd gelijkgesteld aan
0,0767 jaar. De resistiviteit werd immers gemeten op een ouderdom van 4 weken. Aan de
hydratatietijd
wordt de maximale waarde van 1 jaar toegekend in Duracrete BE951347/R15 (2000). De termen
[-] en [-] werden gelijkgesteld aan de eenheid. In Duracrete
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
69
BE95-1347/R15 (2000) wordt de parameter steeds gelijk gesteld aan de eenheid maar er
wordt opgemerkt dat verder onderzoek vereist is voor het bepalen van waarden voor deze term.
Op basis van metingen door het KMI van 1921 tot 2010 bedraagt de gemiddelde temperatuur in
België 8°C hieraan wordt de term T dan ook gelijk gesteld (KMI, 2014).
Tabel VIII.18: Statistische grootheden en verdeling - propagatieperiode corrosie: Algemene parameters
parameter
type verdeling
- bovenwapening
[-]
N
- regressieparameter
[-]
N
- regressieparameter
[-]
N
- regressieparameter
[-]
N
- diameterwapening
[mm]
N
- constante
- constante
- getest op 28 dagen ouderdom
- maximumwaarde
[μm.Ωm/jaar]
D
D
D
D
D
D
D
N
[-]
[jaar]
[jaar]
- constante
- testmethode
T – gemiddelde temperatuur België (KMI, 2014)
K – gemiddelde temperatuur <20°C
[-]
[-]
[C°]
[C°-1]
m = 86 . 10-4
s = 2,58 . 10-4
m= 74,5
s= 5,7
m = 7,3
s = 0,06
m = -17,4
s = 3,15
m=6
s = 0,48
822
1
0,0767
1
1
1
8
m = 0,025
s = 0,001
Er werden waarden toegekend aan respectievelijk de splijtsterkte
[MPa], de resistiviteit
[Ωm] en de ouderdomsfactor voor resistiviteit
[-] op basis van de testresultaten. De
waarden voor werden gelijkgesteld aan deze van de bulkresistiviteit van de cilinders gemeten
na vacuüm verzadiging. De waarde voor
werd bepaald op basis van metingen op
verschillende tijdstippen van de bulkresistiviteit van de kubussen na vacuüm verzadiging (zie
sectie IX.5.3). Een samenvatting van de waarden verkregen op basis van testresultaten die als
input gebruikt worden bij het bepalen van de propagatieperiode wordt gegeven in Tabel VIII.19.
Tabel VIII.19: Statische grootheden en verdeling - propagatieperiode corrosie:
Parameters op basis van testresultaten
[MPa]
type
verdeling
N
[Ωm]
N
[-]
N
parameter
- splijtsterkte
(resultaten zie sectie IX.2)
- resistiviteit op (zie Figuur
IX.30)
– ouderdomsfactor
resistiviteit
T(0,45)
m=5,2
s=0,23
m=87
s=0,9
m=0,26
s=0,03
F50
F40S10
T(0,55)
m=4,0
s=0,23
m=103
s=2,0
m=0,81
s=0,09
m=5,0
s=0,33
m=392
s=7,3
m=0,66
s=0,06
m=3,52
s=0,26
m=57
s=3,22
m=0,19
s=0,02
VIII.1.4.2.2 Parameters afhankelijk van chloride- of carbonatatie- geïnduceerde
corrosie
De pittingfactor [-] en de twee invloedsfactoren voor blootstelling aan chloriden
[-] en
[-] zijn afhankelijk van of de corrosie door chloriden al dan niet door carbonatatie-geïnduceerd
werd. Een overzicht van deze waarden wordt weergegeven in Tabel VIII.20.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
70
Zo wordt aan de pittingfactor bij chloride-geïnduceerde een normale verdeling toegekend met
een gemiddelde en standaardafwijking gelijk aan 9,28 en 4,04. Omdat deze laatste
standaardafwijking vrij groot is, kan de waarde voor de pittingfactor ook negatief worden
waardoor een statische berekening in Comrel niet kon uitgevoerd worden. Voor de pittingfactor
werden de deterministische waarden uit Duracrete BE95-1347/R15 (2000) gebruikt.
Aan de parameter
wordt een shifted lognormale verdeling toegekend in Duracrete BE951347/R9 (2000) met als waarden 0,62, 1,35 en 1,09 voor chloride-geïnduceerde corrosie. Ook
met deze waarden lukte een statische berekening in Comrel niet. Daarom werden ook de
deterministische waarden uit Duracrete BE95-1347/R15 (2000) gebruikt voor de parameter .
Voor de term
wordt in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) voor zowel een blootstelling met
en zonder chloriden een normale verdeling toegekend met dezelfde gemiddelde en
standaardafwijking gelijk aan 0,72 en 0,11. Het is echter onmogelijk dat deze waarde voor
gelijk is voor beide types corrosie omdat deze term net onderscheid maakt tussen carbonatatieen chloride-geïnduceerde corrosie. Vermoedelijk werd in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) een
typefout gemaakt. Ook voor de term
werden daarom de deterministische waarden uit
Duracrete BE95-1347/R15 (2000) gebruikt.
Voor de betondekking [mm] werd voor het bepalen van de propagatieperiode dezelfde
waarden gebruikt als bij de initiatieperiodes voor elk van de types corrosie.
Tabel VIII.20: Statistische grootheden en verdeling - propagatieperiode corrosie:
Parameters afhankelijk van chloride- of carbonatatie geïnduceerde corrosie
type
verdeling
parameter
- pittingfactor
- invloedsfactor blootstelling chloride
- invloedsfactor blootstelling chloriden 2
- betondekking
VIII.1.4.2.3
[-]
[-]
[-]
[mm]
D
D
D
N
chloridegeïnduceerde
corrosie
9,28
2,63
0,72
m=40
s=10
carbonatatiegeïnduceerde
corrosie
2
1
1
m=25
s=8
Chloride-geïnduceerde corrosie
VIII.1.4.2.3.1 Invloed type blootstelling bij referentiemengsel T(0,45)
De invloedsfactor voor de relatieve vochtigheid
en de invloedsfactor voor de relatieve tijd
bevochtiging
zijn de enige parameters die afhankelijk zijn van het type blootstelling. Voor de
term
worden er echter geen waarden gegeven in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) zodat deze
uit Duracrete BE95-1347/R15 (2000) gebruikt werden. Zoals vermeld werd in sectie VIII.1.4.2
wordt de term
[-] die de invloed weergeeft van de beschikbaarheid van zuurstof uit
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) vervangen door de term
uit Duracrete BE95-1347/R15
(2000). Dit omdat er voor de eerste term
[-] slechts onderscheid gemaakt wordt tussen het
type blootstelling ondergedompeld en alle andere types blootstelling.
De waarden voor
en
worden gegeven in Tabel VIII.21. Voor een atmosferische
blootstelling werd uitgegaan van een beschutte buitenomgeving met een relatieve vochtigheid
van 81 %. Dit komt overeen met de relatieve vochtigheid in een buitenomgeving in België (KMI,
2014) (zie sectie VIII.1.3.2.2). De term
wordt gelijk gesteld aan de eenheid voor ‘nat’,
‘zeldzaam droog’ en ‘getijdenzone’ in Duracrete BE95-1347/R15 (2000). Er werd uitgegaan van
de blootstelling ‘zeldzaam droog’ voor de blootstelling spatzone.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
71
Tabel VIII.21: Statistische grootheden en verdeling - propagatieperiode chloride-geïnduceerde corrosie:
Parameters afhankelijk van type blootstelling
parameter
[-]
[-]
ondergedompeld
1
1
type verdeling
D
D/sLN12
getijdezone
1
1
spatzone
atmosferisch
1
1
0,5
ξ =1,43
δ =0,72
τ =1,33
VIII.1.4.2.3.2 Propagatieperiode bij T(0,45) – F50 – F40S10
Net zoals bij de initiatieperiode wordt ook de propagatieperiode bij chloride-geïnduceerde
corrosie berekend voor het type blootstelling onderdompeling in zeewater. De invloedsfactor
voor de relatieve tijd bevochtiging
is onafhankelijk van het type bindmiddel. Zo kan de
waarde in Tabel VIII.21 ook gebruikt worden voor de mengsels F50 en F40S10. Daarentegen
wordt in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) voor de term
onderscheid gemaakt tussen
portland- en hoogovencement. Waarden voor mengsels met andere bindmiddelen, zoals vliegas
en silica fume, ontbreken. Enkel voor het type blootstelling ondergedompeld dat hier beschouwd
wordt, wordt voor portland- en hoogovencement dezelfde waarde, gelijk aan 1 gegeven. Op basis
hiervan zou het kunnen zijn dat bij het type blootstelling ondergedompeld de term
onafhankelijk is van het type bindmiddel. Hoe dan ook werd de waarde 1 ook gebruikt voor de
mengsels F50 en F40S10 omdat er ook in de literatuur geen waarden voor mengsel met andere
bindmiddelen terug te vinden zijn.
VIII.1.4.2.4
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie
VIII.1.4.2.4.1 Invloed type blootstelling bij referentiemengsel T(0,55)
De parameters afhankelijk van het type blootstelling bij het bepalen van de propagatieperiode,
en
worden weergegeven in Tabel VIII.22. De waarden gegeven in BE95-1347/R9
(2000) voor de invloedsfactor van de relatieve vochtigheid
corresponderen met een
relatieve vochtigheid van 80 % en 65 % respectievelijk voor een buitenomgeving en bewaring in
het laboratorium (zie sectie VIII.1.3.2.2).
Tabel VIII.22: Statistische grootheden en verdeling - propagatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie:
Parameters afhankelijk van het type blootstelling
parameter
[-]
[-]
type verdeling
laboratorium
D
sLN
0,5
ξ =2,11
δ =1,14
τ =2,41
beschutte
buitenomgeving
0,5
ξ =1,43
δ =0,72
τ =1,33
onbeschutte
buitenomgeving
0,75
ξ =0,62
δ =0,33
τ =0,79
VIII.1.4.2.4.2 Propagatieperiode bij T(0,45) – F50 – F40S10
Net zoals bij de initiatieperiode werd ook de propagatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde
corrosie berekend voor een beschutte buitenomgeving. Voor dit type blootstelling worden er
wel verschillende waarden gegeven voor de term
voor portland- en hoogovencement.
Gezien de waarde voor
bij een beschutte buitenomgeving reeds verschillend is voor
portland- en hoogovencement blijkt deze laatste wel degelijk afhankelijk te zijn van het type
bindmiddel. Maar bij gebrek aan waarden voor mengsels met vliegas en/of silica fume werden
de waarden voor portlandcement, gegeven in Tabel VIII.22, gebruikt voor de mengsels F50 en
F40S10.
12
‘Shifted’ lognormale verdeling
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
72
VIII.2
LEVENSCYCLUSANALYSE
VIII.2.1
ALGEMEEN
De levenscyclusanalyse (LCA, Life Cycle Assessment) van een product wordt gedefinieerd als
‘verzameling en evaluatie van input, output en mogelijke milieu-impact van een product
gedurende zijn levenscyclus’ (ISO 14040, 2006) . Met andere woorden is de LCA een instrument
om de belasting van een product op het milieu op elk tijdstip gedurende de volledige levensduur
te bepalen (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2012). ISO 14040-14044 deelt de methode van de LCA
op in vier verschillende stappen: doel en reikwijdte, analyse van de stoffenlijst, impactanalyse en
interpretatie (ISO 14040, 2006), (ISO 14044, 2006). In wat volgt wordt elk van deze stappen
nader toegelicht en toegepast op dit onderzoek.
Met de levenscyclusanalyse werd de milieu-impact van elk betonmengsel bepaald in termen van
de global warming potential (GWP) met het softwarepakket SimaPro (SimaPr0 versie 7.3.3).
VIII.2.2
DOEL EN REIKWIJDTE
Het doel van deze LCA was het vergelijken van de milieu-impact van de traditionele
betonmengsels, T(0,45) en T(0,55), met deze van de mengsels die in aanmerking komen voor
potentieel ‘groen’ beton, namelijk F50 en F40S10. Meer specifiek was de vraag of 50%
vervanging van portlandcement door respectievelijk 50% vliegas of 40% vliegas en 10% silica
fume leidt tot een reductie in uitstoot van broeikasgassen indien de hele levenscyclus van het
betonmengsel wordt in rekening gebracht.
In een eerst stap wordt er een functionele eenheid (FU), een referentie-eenheid voor elk product
waarvoor milieu-impact berekend wordt, gekozen (ISO 14044, 2006), (DESMYTER & MARTIN,
2001). Voor dit onderzoek is zowel het verschil in sterkte als het verschil in duurzaamheid
tussen de verschillende mengsels van belang. Bij gebruik van een beton met een hogere
sterkteklasse worden de dimensies van een betonelement immers gereduceerd. Aan de andere
kant zijn er minder snel onderhoud- en herstellingswerken nodig, die op zich ook een impact op
het milieu hebben, bij een beton met een hogere levensduur. In recente studies werd dan ook
aangetoond dat de global warming potential (GWP) van beton voornamelijk bepaald wordt door
het type bindmiddel, de sterkte en de levensduur (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2012).
Damineli et al. (2010) stelde een functionele eenheid (FU) voorop die met beide voorgaande
aspecten rekening houdt en definieerde de FU als de vereiste hoeveelheid bindmiddel per
eenheid van sterkte en levensduur. In dit onderzoek werd de FU analoog berekend met als enige
verschil dat er gerekend werd met de totale vereiste hoeveelheid beton in plaats van met de
vereiste hoeveelheid bindmiddel. De FU werd gedefinieerd als het vereiste betonvolume [m³]
per eenheid van druksterkte [MPa] en levensduur [jaar]. Voor de druksterkte werd er gerekend
met de karakteristieke minimum druksterkte van de kubus horend bij de desbetreffende
sterkteklasse van elk van de mengsels (zie Tabel IX.25). De levensduur van elk betonmengsel
voor chloride- en carbonatatie-geïnduceerde corrosie zal vermeld worden in sectie IX.10.
Wanneer echter een levensduur bekomen werd van meer dan 100 jaar, wat het geval is voor
carbonatatie-geïnduceerde corrosie bij de mengsels F50 en F40S10, werd de levensduur gelijk
gesteld aan 100 jaar voor het berekenen van de FU van deze mengsels. De hoogste
ontwerplevensduur die voorgeschreven wordt voor belangrijke constructies bedraagt immers
100 jaar (Fib Bulletin 34, 2006).
VIII.2.3
ANALYSE VAN DE STOFFENLIJST
In de tweede stap van de LCA-methode wordt de samenstelling van elk van de betonmengsels
gedefinieerd. Voor elk van de bestanddelen werd er gebruikt gemaakt van de Ecoinvent
database (FRISCHKNECHT & JUNGBLUTH, 2007). De beschrijving van elk van de bestanddelen
en hoeveelheden corresponderend met 1 m³ beton worden weergegeven in Tabel VIII.23.
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
73
Tabel VIII.23: Overzicht bestanddelen voor 1m³ beton per betonsamenstelling
bestanddeel
T(0,45) F50 F40S10 T(0,55)
Sand, at mine/CH U
[kg]
715
645
791
715
Gravel, round, at mine/CH U
[kg] 1186 1071 1141
1188
Portlandcement, strength class Z 52,5, at plant/CH U [kg]
340
225
170
300
Fly asha
[kg]
/
225
136
/
Silica fumeb
[kg]
/
/
34
/
Tap water, at user/CH U
[kg]
153
157,5
119
165
Superplasticizer
[kg] 1,496 2,475 5,236
0,66
a bevat deels Ecoinvent data ‘Electricity, hard coal, at power plant/BE U’ door allocatie
b bevat deels Ecoinvent data ‘MG-silicon, at plant/NO U’ door allocatie
Voor de allocatie van de impact van de industriële bijproducten vliegas en silica fume werden de
economische allocatiecoëfficiënten vooropgesteld door Chen et al. (2010) en Chen (2009)
gebruikt (zie Tabel VIII.24). Zoals vermeld in sectie III.3.2.1 is vliegas een bijproduct bij
kolengestookte elektriciteitsproductie. Een aandeel van 1% van de milieu-impact van deze
elektriciteitsproductie wordt volgens Chen et al. (2010) toegeschreven aan vliegas. Dit stemt
overeen met de productie van 1 kg vliegas. Verder wordt er volgens Chen (2009) 4,8 % van de
milieu-impact van de productie van metallurgische silicium toegeschreven aan silica fume wat
correspondeert met 1 kg silica fume.
Tabel VIII.24: Economische allocatiecoëfficiënten voor vliegas en silica fume (CHEN, 2009), (CHEN et al., 2010)
product
geproduceerde massa
allocatie op economische waarde
*
elektriciteit
1 kWh
99,0 %
vliegas
0,052 kg
1,0 %a
Si metaal
1 kg
95,2 %
Silica fume
0,15 kg
4,8 %b
*equivalent met 0,367 kg kolen nodig voor electriciteitsproductie
a allocatie percentage toegepast op Ecoinvent data ‘Electricity, hard coal, at
power plant/BE U’
b allocatie percentage toegepast op Ecoinvent data ‘MG-silicon, at plant/NO U’
De superplastificeerder die gebruikt werd in elk betonmengsel zit niet in de Ecoinvent data.
Daarom werd het eco-profiel van de superplastificeerder handmatig ingegeven in SimaPro. Het
eco-profiel gegeven door de European Federation of Concrete Admixture Associations (EFCA,
2014) werd gebruikt (zie bijlage E).
In deze studie werd geen rekening gehouden met het transport van elk van de bestanddelen in
de LCA omdat de impact hiervan afhankelijk is van het desbetreffende project. Verder werd er
voor alle Ecoinvent data uitgegaan van unit processes (U).
VIII.2.4
IMPACTANALYSE EN INTERPRETATIE
De IPCC 2007 GWP 100a methode werd gebruikt voor het berekening van de global warming
potential (GWP) [kg CO2,eq]. Alle berekening werden uitgevoerd in de LCA-software SimaPro
(SimaPr0 versie 7.3.3).
Hoofdstuk VIII: Berekeningsmethoden
74
IX. RESULTATEN EN DISCUSSIE
IX.1 INLEIDING
In dit hoofdstuk worden de resultaten besproken van de test- en de berekeningsmethoden
respectievelijk uit hoofdstuk VII en VIII. Hierbij wordt dezelfde volgorde gehanteerd. Zo komen
de resultaten van de sterkteproeven, CTH-test en carbonatatietest eerst aan bod gevolgd door de
resultaten van de resistiviteits-, de galvanostatische puls- en de HCP-metingen.
Bij de resultaten van de resistiviteits-, de galvanostatische puls- en de HCP-metingen wordt
telkens de gemiddelde waarde en standaardfout weergegeven waarbij de standaardfout
bekomen werd door de standaardafwijking te delen door de wortel van het aantal metingen. In
gevallen waar het verschil in resultaten klein was, werd een t-test voor gelijkheid van
gemiddelden (Independent - Samples T-test) uitgevoerd in het software-programma SPSS. Aan
deze t-test ging telkens een Levene’s test aan vooraf om de gelijkheid in varianties na te gaan.
Zowel bij de t-test als de Levene’s test werd een significantieniveau van 5% gehanteerd.
Vervolgens worden de berekende initiatie- en propagatieperiodes weergegeven. De resultaten
bij chloride-geïnduceerde corrosie worden telkens eerst besproken. Daarna volgen de resultaten
bij carbonatatie–geïnduceerde corrosie. Voor zowel de initiatie- als propagatieperiode komen
eerst de resultaten van de parameterstudie van de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55)
respectievelijk voor chloride- en carbonatatie-geïnduceerde corrosie aan bod. Op basis van de
resultaten van deze parameterstudies werden de parameters en het type blootstelling waarvoor
dan de initiatie- en propagatieperiode bepaald werd voor elk betonmengsels gekozen.
Tot slot komen de resultaten van de levenscyclusanalyse aan bod. Om deze resultaten beter te
begrijpen wordt eerst enkele aspecten afzonderlijk bestudeerd. Zo wordt eerst de GWP bij de
productie van elke betonsamenstelling besproken als ook de bijdrage van elk van de
componenten. Vervolgens wordt de invloed van de druksterkte of dus het in rekening brengen
van de vereiste hoeveelheid beton bestudeerd. Nadien wordt gekeken welke invloed het verschil
in levensduur van de betonmengsels heeft op de LCA-analyse. Ten slotte wordt een besluit
geformuleerd of de betonmengsels F50 en F40S10 al dan niet in aanmerking komen ter
vervaning van de traditionele mengsels voor constructies blootgesteld aan respectievelijk
carbonatatie- en chloride geïnduceerde corrosie.
In dit hoofdstuk wordt er steeds geprobeerd om de resultaten te koppelen aan de verwachtingen
die in de literatuur terug te vinden zijn. Hiervoor wordt de link gelegd met voorgaande
hoofdstukken II tot en met VI. Verder worden resultaten in de mate van het mogelijke
vergeleken met resultaten van testen die in de literatuur terug te vinden zijn waarvan de
testmethode en de betonmengsels waarop de testen werden uitgevoerd gelijkaardig zijn aan
deze in deze studie.
IX.2 DRUK-, BUIG- EN SPLIJTSTERKTE
Op basis van de uitgevoerde druk-, buig- en splijtproeven werd op basis van de formules in
sectie VII.3.1.3 de karakteristieke waarde van respectievelijk de druk-, buig- en splijtsterkte voor
elk betonmengsels bepaald. De bekomen karakteristieke waarden en bijhorende sterkteklasse
die bepaald werden op basis van norm NBN EN 206-1 (2000) worden weergegeven in Tabel
IX.25.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
75
Tabel IX.25: Karakteristieke waarden druk-, buig- en splijtsterkte met bijhorende sterkteklasse
druksterkte sterkteklasse buigsterkte splijtsterkte
f_c [N/mm²]
f_cf [N/mm²] f_ct [N/mm²]
T(0,45)
62,4
C50/60
4,5
4,7
F50
53,1
C40/50
3,2
3,6
F40S10
64,7
C50/60
3,8
4,3
T(0,55)
47,7
C35/45
3,8
3,0
Op basis van norm NBN EN 206-1 (2000) behoren de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55)
respectievelijk tot de sterkteklassen C35/45 en C25/30. De karakteristieke druksterkte van deze
mengsels is nu echter beduidend hoger. Beide mengsels behoren tot een twee maal hogere
sterkteklasse, namelijk C50/60 en C35/45 voor respectievelijk T(0,45) en T(0,55).
Volgens norm NBN N15-001 moet een minimum sterkteklasse van C35/45 gebruikt worden
voor milieuklasse XS2 en bijhorende omgevingsklasse ES4 waarvoor het referentiemengsel
T(0,45) standaard voorgeschreven wordt. Analoog bedraagt de minimum sterkteklasse C25/30
voor milieuklasse XC3 en omgevingsklasse EE2 waarvoor het referentiemengsel T(0,55)
voorgeschreven wordt. Uit Tabel IX.25 blijkt onmiddellijk dat de mengsels F50 en F40S10 met
sterkteklassen C40/50 en C50/60 aan beide vereisten voldoen en dus niet beperkt worden door
een ontoereikende sterkte om als vervanging gebruikt te worden van de traditionele mengsels.
Verder behoort het mengsel F40S10 tot een één maal hogere sterkteklasse, namelijk tot C50/60,
dan het mengsel F50 die tot de sterkteklasse C40/50 behoort. De toevoeging van silica fume
zorgt immers tot een dichtere betonstructuur enerzijds door het ‘filler-effect’ en anderzijds door
de hoge puzzolane activiteit zelf met grotere druksterktes tot gevolg (zie sectie III.3.3.3.2).
De druksterkte van het mengsel F50 is lager in vergelijking met diegene van T(0,45) en F40S10
maar er wordt verwacht dat deze nog zal toenemen. Zoals vermeld in sectie III.3.2.3.2 kan de
eindsterkte bij mengsel met vliegas zelfs hoger zijn dan die van de traditionele mengsels omdat
de puzzolane reactie van vliegas trager verloopt dan de hydratatiereactie van portlandcement.
Thomas et al. (1999) onderzocht het effect van silica fume gecombineerd met vliegas en stelde
vast enerzijds dat silica fume de lage sterkte op jonge leeftijd van vliegas compenseert terwijl
anderzijds vliegas de lage verwerkbaarheid van silica fume compenseert. Ook hier blijkt silica
fume de lage druksterkte op jonge leeftijd van vliegas te compenseren gezien de druksterkte op
28 dagen groter is voor het mengsel F40S10 dan die voor het mengsel F50.
IX.3 CHLORIDEMIGRATIECOËFFICIËNT
Op basis van de CTH-test in sectie VII.3.2 werd de chloridemigratiecoëfficiënt D0 bepaald voor de
mengsels T(0,45), F50 en F40S10. De duur van de test, de opgelegde spanning en de
penetratiediepte die als input gebruikt werden worden ook weergegeven in Tabel IX.26.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
76
Tabel IX.26: Resultaten CTH-test
T(0,45)
F50
F40S10
duur test
24u
24u
24u
spanning U
30 V
30 V
60 V
penetratiediepte yd13
20,3 mm 28,1 mm 24,1 mm
chloridemigratiecoëfficiënt D0
gemiddeldea
8,1
11,7
5,5
standaardafwijking
0,9
1,5
0,6
b
gemiddelde
255
370
175
standaardafwijking
28
49
20
a in 10^-12 m²/s, b in mm²/jaar
Naarmate de capillaire porositeit toeneemt, neemt ook de chloridemigratiecoëfficiënt D0 toe
(AUDENAERT, 2010). Porositeit staat in verband met permeabiliteit en zoals vermeld in sectie
II.2.5.4 is permeabiliteit één van de twee factoren die de indringing van chloriden bepaalt. Een
grotere chloridemigratiecoëfficiënt D0 wijst op een grotere porositeit (en dus een grotere
permeabiliteit) waardoor het diffusieproces van chloriden sneller zal doorgaan.
Uit Tabel IX.26 blijkt de gemiddelde waarde voor de chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor het
referentiemengsel T(0,45), gelijk aan 8,1 . 10-12 m²/s, anderhalf keer zo groot te zijn dan voor het
mengsel F40S10, gelijk aan 5,5. 10-12 m²/s. Van den Heede (2013) voerde een identieke CTH-test
uit op equivalente mortels van de mengsels T(0,45) en F40S10. De samenstellingen van deze
mortels werd bepaald met de ‘Concrete Equivalent Mortar’ methode (SCHWARTZENRUBER &
CATHERINE, 2000). Er werd vastgesteld dat de chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor F40S10 (3,4
± 0,6 . 10-12 m²/s) ongeveer drie keer zo klein te zijn dan de D0 voor T(0,45) (10,7 ± 1,0 . 10-12
m²/s) (VAN DEN HEEDE, MAES, & DE BELIE, 2013). Ondanks het feit dat bij Van den Heede
(2013) de waarde voor F40S10 lager is en in tegenstelling daarmee de waarde voor T(0,45) net
hoger dan de resultaten die hier bekomen werden, blijkt de opmerkelijk lagere waarde voor de
chloridemigratiecoëfficiënt D0 bij het mengsel F40S10 correct te zijn. Dit komt voornamelijk
door de dichtere poriënstructuur die bekomen wordt door toevoeging van silica fume (zie sectie
III.3.3.3.2).
Merk op dat de gemiddelde chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor het mengsel F40S10 lager is,
hoewel de gemiddelde penetratiediepte voor dit mengsel net hoger is dan voor het
referentiemengsel. Dit door de grotere opgelegde spanning bij het mengsel F40S10 tijdens de
CTH-test.
Daarentegen blijkt de gemiddelde waarde voor de chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor het
mengsel F50, respectievelijk gelijk aan 11,7. 10-12 m²/s, 40% groter te zijn dan die voor het
referentiemengsel T(0,45). Ook Van den Heede et al. (2012) voerde een zelfde CTH-test uit op
de mengsels T(0,45) en F50 en stelde ook een toename van 40% vast bij het mengsel F50. Beide
chloridemigratiecoëfficiënten waren wel 40% groter dan diegene die bekomen werden in deze
studie. De lagere chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor F50 is een logisch resultaat gezien de
inwerking van vliegas de porositeit van beton op jonge leeftijd verhoogt (zie sectie III.3.2.3.3). Er
wordt wel verwacht dat deze migratiecoëfficiënt op latere leeftijd nog sterk zal afnemen
naarmate de puzzolane reactie vordert (zie sectie III.3.2.3.3). Dit wordt bevestigd door Van den
Heede (2012) die ook een CTH-test uitvoerde op een ouderdom van 91 dagen. Er werd
vastgesteld dat de chloridemigratiecoëfficiënt D0 voor F50 dubbel zoveel afgenomen was tussen
28 en 91 dagen ouderdom in vergelijking met het mengsel T(0,45) (VAN DEN HEEDE et al. 2012.
13
De gemiddelde indringdiepte over de zes proefstukken wordt weergegeven.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
77
IX.4 CARBONATATIECOËFFICIËNT
Op basis van de gemeten carbonatatiediepten tijdens de carbonatatietest (zie Figuur IX.27) die
beschreven werd in sectie VII.3.3 werden de carbonatiecoëfficiënten ktest en kveld bepaald (zie
Tabel IX.27).
18
indringing carbonatatie [mm]
16
14
12
10
F50
8
F40S10
6
T(0,55)
4
2
0
0
1
2
3
blootstelling [wortel (weken)]
4
Figuur IX.27: Resultaten carbonatatietest: carbonatatiediepte in functie van de blootstellingstijd
Tabel IX.27: Resultaten carbonatatietest: carbonatatiecoëfficiënt ktest,10% en kveld,0,05%
ktest,10%
gemiddeldea
standaardafwijking
kveld,0,05%
gemiddeldeb
standaardafwijking
a
,b
T(0,55)
F50
F40S10
2,7
0,08
4,0
0,13
3,0
0,09
1,4
0,04
2,1
0,07
1,5
0,05
IX.4.1 INVLOED VAN HET TYPE BINDMIDDEL
De carbonatatiecoëfficiënten ktest voor de mengsels F50 en F40S10 (4,0 en 3,0
)
zijn hoger dan de carbonatatiecoëfficiënt ktest voor het referentiemengsel T(0,55) (2,7
). Bij deze mengsels werd immers een deel van het portlandcement vervangen
door puzzolanen wat leidt tot een verminderde bindingscapaciteit met CO2 en dus hogere
carbonatatiesnelheden (zie sectie III.3.4).
Er dient opgemerkt te worden dat de verhouding water/bindmiddel van de mengsels F50 en
F40S10 lager is dan die van het referentiemengsel T(0,55), respectievelijk 0,35 ten opzichte van
0,55. Dit omdat er bij F50 en F40S10 ook een zekere hoeveelheid bindmiddel werd toegevoegd.
Naast een gedeeltelijke vervanging van bindmiddel door puzzolanen wordt er met andere
woorden ook een deel van de granulaten vervangen door puzzolanen. Bij vervanging van
granulatan door puzzolanen worden er echter lagere carbonatatiesnelheden verwacht (zie sectie
III.3.4). Gezien er slechts kleine hoeveelheden bindmiddel werden toegevoegd ten opzichte van
de hoeveelheid bindmiddel bij T(0,55) is het effect corresponderend met een gedeeltelijke
vervanging van portlandcement met een afname in de bindingscapaciteit met CO2 tot gevolg
bepalend.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
78
Bij vergelijking van beide mengsels met puzzolanen blijkt de carbonatatiecoëfficiënten hoger te
voor het mengsel F50 dan bij F40S10. De carbonatatiesnelheid neemt immers toe naarmate het
beton poreuzer wordt en zoals vermeld in sectie III.3.3.3.2 wordt de porositeit bij mengsels met
silica fume sterk gereduceerd door het zogenaamde ‘filler-effect’ en hoge puzzolane activiteit.
IX.4.2 GROOTTE ORDE CARBONATATIECOËFFICIËNT
Van den Heede (2014) voerde carbonatatietesten uit op verschillende mengsels waaronder op
mengsels met dezelfde samenstellingen als de mengsels T(0,55) en F50. Hierbij werden de
proefstukken analoog aan de hier gebruikte testmethode aan een verhoogde concentratie CO2
gelijk aan 10% blootgesteld en werd de carbonatatiecoëfficiënt bepaald op basis
carbonatatiediepten die geïndiceerd werden met de kleurverandering door fenoftaleïne. Na 16
weken blootstelling bedroeg de carbonatiecoëfficiënt ktest 1,3±0,1
en 4,3±0,1
voor respectievelijk het mengsel T(0,55) en F50 (VAN DEN HEEDE & DE BELIE,
2014).
Bij vergelijkingen met de waarden in Tabel IX.27 blijkt het referentiemengsel T(0,55) enerzijds
met een bijna dubbel zo grote waarde voor ktest veel minder resistent te zijn, terwijl de waarde
voor het mengsel F50 ongeveer gelijk is. Het grote verschil voor het mengsel T(0,55) kan te
wijten zijn aan het opmeten van het carbonatatiefront zelf. Er werd immers opgemerkt dat het
carbonatatiefront voor dit mengsel minder afgetekend was in vergelijking met het
carbonatatiefront van de andere mengsels. Dit is slechts een mogelijke oorzaak. Omdat de
proefstukken bij de studie door Van den Heede reeds op 28 dagen ouderdom aan een verhoogde
concentratie CO2 terwijl hier pas op 56 dagen zou de waarde voor ktest voor het mengsel F50 in
Tabel IX.27 echter lager moeten zijn. Door de trage puzzolane reactie van vliegas neemt de
porositeit immers ook na 28 dagen nog sterk af. In het algemeen neemt de
carbonatatiecoëfficiënt af naarmate de voorbehandelingstijd toeneemt bij mengsels op basis van
vliegas (BUTLER, 1992).
IX.4.3 OPMERKING
Zoals reeds vermeld in VII.3.3.3 is de gebruikte conversieformule voor het bepalen van kveld
volgens Sisomphon enkel geldig tot en met verhoogde CO2 van 3%. Van den Heede (2014)
bepaalde kveld met de conversieformule zowel op basis van resultaten van carbonatatietesten
met verhoogde concentraties CO2 van 1% en 10% en relatieve vochtigheid van 60%. Er werd
vastgesteld dat de waarden voor kveld corresponderend met een verhoogde concentratie gelijk
aan 10% slechts 55% bedroegen van de waarden voor kveld corresponderend met een verhoogde
concentratie van 5%. Op basis hiervan kunnen de waarden voor kveld in Tabel IX.27 leiden tot een
onderschatting van het voortschrijdend carbonatatiefront (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2014).
IX.5RESISTIVITEITSMETINGEN
IX.5.1 RESISTIVITEITSMETINGEN OP 28 DAGEN OUDERDOM
IX.5.1.1
Invloed van het type bindmiddel
De resistiviteitsmetingen na 28 dagen bewaring onder ideale omstandigheden, ook wel
bewaring in de natte kast genoemd, worden per mengsel weergegeven in Figuur IX.28.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
79
700
600
Resistiviteit [Ωm]
500
cilinder (bulk)
400
kubus (bulk)
kubus(oppervlak)
300
plaat (oppervlak)
200
100
0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.28: Resistiviteit op 28 dagen ouderdom – uit natte kast14 – invloed type bindmiddel
Het mengsel F40S10 blijkt in vergelijking met alle andere mengsels veruit de grootste
resistiviteit te hebben. Zoals reeds vermeld (zie sectie III.3.3.3.2) zorgen de kleine korrels van de
silica fume immers voor een dichtere betonstructuur (‘filler-effect’ en hoge puzzolane activiteit).
Vervolgens werd aangehaald dat de resistiviteit toeneemt naarmate het aantal, de grootte van de
poriën en het vochtgehalte in de poriën afneemt (sectie IV.3.1). Dit verklaart waarom het
mengsel F40S10 door toevoeging van de silica fume veruit de hoogste resistiviteit heeft.
Bij het vergelijken van de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55), die beide op basis van louter
en alleen portlandcement vervaardigd werden, blijken de waarden voor de resistiviteit voor het
mengsel T(0,45) met de laagste verhouding water/bindmiddel (zie Tabel VII.5) iets hoger te zijn.
De resistiviteit daalt immers met een toenemende waarde voor de verhouding water/
bindmiddel (sectie IV.3.1).
In vergelijking met de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55) is de resistiviteit voor de mengsels
met vliegas/vliegas en silica fume, F50 en F40S10 hoger. Wat betreft de betonsamenstelling
neemt de resistiviteit immers toe naarmate er meer reactieve mineralen worden toegevoegd. Dit
is te wijten aan de afnemende porositeit (sectie IV.3.1).
IX.5.1.2
Invloed van het vochtgehalte
Wat betreft de invloed van het vochtgehalte wordt er onderscheid gemaakt tussen oppervlakteen bulkresistiviteit.
De invloed van het vochtgehalte op de oppervlakteresistiviteit wordt weergegeven in Figuur
IX.29 (kubus links, plaat rechts). De resistiviteit na vacuüm verzadiging blijkt voor zowel de
Natte kast: bewaring onder ideale omstandigheden (kamer met temperatuur van 20°C en
relatieve vochtigheid van 95%)
14
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
80
700
700
600
600
500
500
400
400
Resistiviteit [Ωm]
Resistiviteit [Ωm]
platen als de kubussen significant lager te zijn. Dit voor alle mengsels, behalve voor de
oppervlakteresistiviteit van de plaat voor het mengsel F50 waarvoor er geen significant verschil
werd vastgesteld. Met uitzondering van deze laatste is dit een logisch resultaat gezien de
resistiviteit sterk afhankelijk is van het vochtgehalte en afneemt met een toenemende
vochtigheid (zie sectie IV.3.1). Er kan geen verklaring gegeven worden voor het feit dat de
oppervlakteresistiviteit van de plaat van F50 na verzadiging wel lager is maar niet significant
lager is dan voor verzadiging behalve dat er iets fout gelopen is tijdens de meting zelf.
300
200
100
300
200
100
0
0
T(0,45)
uit natte kast
F50
F40S10 T(0,55)
vacuüm verzadigd
T(0,45)
uit natte kast
F50
F40S10 T(0,55)
vacuüm verzadigd
Figuur IX.29: Resistiviteit op 28 dagen ouderdom: Invloed van het vochtgehalte op de
oppervlakteresistiviteit (kubus links – plaat rechts)
De invloed van het vochtgehalte op de bulkresistiviteit wordt weergegeven in Figuur IX.30. Wat
betreft de bulkresistiviteit van de cilinders blijken de waarden na vacuüm verzadiging
significant lager te zijn. Op Figuur IX.30 links waar de bulkresistiviteit van de kubussen wordt
weergegeven, valt onmiddellijk op dat het verschil tussen de meetwaarden van de proefstukken
rechtstreeks uit de natte kast en na vacuüm verzadiging veel kleiner is dan het verschil in
bulkresistiviteit bij de cilinders. Voor de mengsels T(0,45) en F40S10 werd er zelfs geen
significant verschil vastgesteld wat betreft de bulkresistiviteit van de kubussen voor en na
verzadiging.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
81
700
600
600
500
500
Resistiviteit [Ωm]
Resistiviteit [Ωm]
700
400
300
200
100
400
300
200
100
0
0
T(0,45)
uit natte kast
F50
F40S10 T(0,55)
vacuüm verzadigd
T(0,45) F50 F40S10 T(0,55)
uit natte kast
vacuüm verzadigd
Figuur IX.30: Resistiviteit op 28 dagen ouderdom: Invloed van het vochtgehalte op de bulkresistiviteit
(kubus links – cilinder rechts)
massatoename na verzadiging [%]
Gezien er wel degelijk een verschil te zien was bij de oppervlakteresistiviteit van de kubussen
rijst het vermoeden dat er niet evenveel water geabsorbeerd in de bulk van het proefstuk als aan
het oppervlak. Om deze stelling te bevestigen wordt de toename in massa, uitgedrukt in
percentage, van de proefstukken na verzadiging ten opzichte van diegene voor verzadiging
weergegeven in Figuur IX.31. Er zijn echter geen data voor het mengsel T(0,45).
2,0%
1,5%
kubus
1,0%
cilinder
0,5%
0,0%
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.31: Toename in massa na vacuüm verzadiging voor de kubussen en cilinders
Op basis van Figuur IX.31 kan besloten worden dat de vochtopname tijdens de vacuüm
verzadiging afhankelijk is van de vorm van het proefstuk en van de betonsamenstelling. Wat
betreft de vorm van het proefstuk is de toename in massapercentage groter bij de cilinders met
uitzondering van het mengsel F50 waarbij er quasi geen verschil is. Hiervoor wordt als
verklaring gesuggereerd dat de verhouding van het blootstellingsoppervlak, waar het water kan
indringen, ten op zichte van het volume groter is bij de cilinders dan bij de kubussen. Het
verschil in relatieve vochtopname verklaart waarom er bij de cilinders steeds een significant
verschil werd vastgesteld bij de bulkresistiviteit. Wat betreft de betonsamenstelling blijkt het
mengsel met de dichtste poriënstructuur F40S10 het minste water op te nemen. De massaHoofdstuk IX: Resultaten en discussie
82
toename bij dit mengsel bedraagt slechts 0,29% en 0,43% respectievelijk voor de kubussen en
de cilinders, terwijl die voor de mengsels F50 en T(0,55) beduidend hoger zijn.
Bij de mengsels T(0,55) en F50 met de grootste vochtopname werd dan ook een significant
verschil waargenomen tussen de meetwaarden voor en na verzadiging voor de bulkresistiviteit
van de cilinders als van de kubussen. Bij het mengsel F40S10 zorgt de vochtopname bij de
cilinders nog voor een significant verschil in bulkresistiviteit van de cilinders. De vochtopname
van de kubussen die net iets kleiner is dan deze voor de cilinders is te klein voor een significant
verschil in bulkresistiviteit voor en na verzadiging van de kubussen.
IX.5.1.3
Invloed van de geometrie op de oppervlakteresistiviteit
700
700
600
600
500
500
Resistiviteit [Ωm]
Resistiviteit [Ωm]
Uit Figuur IX.32 waar de oppervlakteresistiviteit van beide proefstukken met elkaar vergeleken
worden, blijkt zowel voor de metingen rechtstreeks uit de natte kast als na vacuüm verzadiging
dat de oppervlakteresistiviteit van de kubus iets hoger is dan deze voor de plaat. In wat volgt
wordt er eerst een verklaring voor deze vaststelling gegeven op basis van het onderzoek door
Sengul en Gjorv (2008). Vervolgens worden de resultaten hier vergeleken met deze bekomen
door Sengul en Gjorv (2008).
400
300
200
400
300
200
100
100
0
0
T(0,45)
F50
kubus
F40S10 T(0,55)
plaat
T(0,45)
F50
kubus
F40S10 T(0,55)
plaat
Figuur IX.32: Resistiviteit op 28 dagen ouderdom: Oppervlakteresistiviteit kubus versus
oppervlakteresistiviteit plaat (uit natte kast links – na vacuüm verzadiging rechts)
Sengul en Gjorv (2008) voerden ook zowel bulk- als oppervlakteresistiviteitsmetingen uit en dit
op proefstukken met verschillende geometrie. De resultaten werden uitgedrukt in functie van
een relatieve resistiviteit die gedefinieerd werd als de verhouding van de oppervlakteresistiviteit van het desbetreffende proefstuk tot de bulkresistiviteit van een cilinder met
diameter en hoogte gelijk aan 100 mm en 200 mm.
Er werd vastgesteld dat deze relatieve resistiviteit toeneemt in functie van de verhouding van de
afstand tussen de elektroden tot de ‘hoogte’ van het proefstuk. Deze toename bleek af te hangen
van de geometrie van het proefstuk waarbij de ‘hoogte’ bij de kubus, cilinder en plaat
respectievelijk gelijk gesteld werd aan de hoogte, de diameter en de dikte (SENGUL & GLORV,
2008). De diepte tot waar elektrische stroom loopt bij oppervlakteresistiviteitsmetingen is
namelijk afhankelijk van enerzijds de afstand tussen de elektroden en anderzijds van de
geometrie van het proefstuk. De stroom gaat namelijk tot op een diepte gelijk aan de afstand
tussen de elektroden met als gevolg dat de stroom begrensd wordt als de afmetingen van het
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
83
proefstuk beperkt zijn (RILEM TC 154-EMC, 2000). Deze stroomlijnen zijn te zien op Figuur
VII.25.
Zo zou de oppervlakteresistiviteit van de plaat hier lager zijn dan deze voor de kubus door het
groter volume van de plaat waardoor de stroomlijnen minder begrensd zijn.
Om de resultaten die hier bekomen werden te vergelijken met de resultaten van Sengul en Gjorv
(2008) werd ook een relatieve resistiviteit bepaald waarbij de oppervlakteresistiviteit van de
kubussen en platen werd gedeeld door de bulkresistiviteit van de hier geteste cilinders. De
relatieve resistiviteit werd bepaald voor elke betonmengsel en vervolgens werd van deze
waarden het gemiddelde en standaardafwijking berekend. Hierbij werden de metingen op
proefstukken rechtstreeks uit de natte kast gebruikt omdat ook bij de studie door Sengul en
Gjorv (2008) de proefstukken niet vooraf verzadigd werden. Gezien de relatieve resistiviteit
afhangt van de verhouding tussenafstand elektroden/hoogte proefstuk werden de resultaten
voor een zelfde verhouding tussenafstand elektroden/hoogte proefstuk vergeleken (zie Tabel
IX.28).
Uit Tabel IX.28 blijkt dat de resultaten bekomen met beide studies vrij goed overeenstemmen.
De relatieve resistiviteit voor de plaat en kubus in deze studie zijn respectievelijk gelijk aan 1,1
en 1,3 tegenover 1,2 en 1,3 in de studie van Sengul en Gjorv (2008) voor een zelfde verhouding
afstand elektroden/hoogte proefstuk.
Tabel IX.28: Vergelijking relatieve resistiviteit met waarden uit studie door Sengul en Gjorv (2008)
bepaling relatieve resistiviteit
 oppervlakteresistiviteit
 referentie bulkresistiviteit
 afstand elektroden/hoogte
kubus [-]
relatieve resistiviteit [-]
resultaten op basis van studie
door Sengul en Gjorv (2008)
KUBUS
resultaten op basis van
deze studie
kubus z=100mm
cilinder d=100mm, h=200mm
0,25
kubus z=200mm
cilinder d=100mm, h=50mm
0,25
1,3
m=1,3, s=0,06
PLAAT
bepaling relatieve resistiviteit
 oppervlakteresistiviteit


referentie bulkresistiviteit
afstand elektroden/hoogte
plaat [-]
relatieve resistiviteit [-]
IX.5.1.4
plaat b, l=300mm, h=200mm
cilinder d=100mm, h=200mm
0,33
plaat b=320mm, l=295mm,
h=110mm
cilinder d=100mm, h=50mm
0,33
1,2
m=1,1, s=0,13
Invloed van de geometrie op de bulkresistiviteit
Uit Figuur IX.33 blijkt dat zowel voor de metingen voor als na vacuüm verzadiging de
bulkresistiviteit van de kubus opmerkelijk veel lager is dan die van de cilinders. In wat volgt
worden hiervoor twee mogelijke verklaringen gegeven.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
84
700
600
600
500
500
Resistiviteit [Ωm]
Resistiviteit [Ωm]
700
400
300
200
400
300
200
100
100
0
0
T(0,45)
F50
kubus
F40S10 T(0,55)
cilinder
T(0,45)
F50
kubus
F40S10 T(0,55)
cilinder
Figuur IX.33: Resistiviteit op 28 dagen ouderdom: Bulkresistiviteit kubus versus bulkresistiviteit plaat (uit natte
kast links – na vacuüm verzadiging rechts)
Een eerste verklaring is gebaseerd op het besluit gevormd bij de invloed van de geometrie op de
oppervlakteresistiviteit (zie voorgaande sectie IX.5.1.3). De relatieve resistiviteit van de plaat is
volgens Sengul en Gjorv (2008) lager dan deze voor de kubus omdat de stroom in het groter
volume van de plaat minder begrensd wordt (zie Figuur VII.26). Analoog aan deze redenering
zou de lagere bulkresistiviteit van de kubus in vergelijking met de bulkresistiviteit van de
cilinders kunnen verklaard worden. Het boven- en ondervlak van de cilinders zijn namelijk even
groot als de twee metalen platen waartussen er stroom opgelegd werd. Daarentegen is het
oppervlak van de kubus veel groter dan het oppervlak van de metalen platen. De stroom in de
platen werd begrensd tot de oppervlakte van de metalen platen en kon alleen in verticale zin
over het proefstuk gespreid worden. Bij de kubussen kon de stroom zowel in verticale als in
horizontale richting verspreid worden. Zo was de stroom in de kubussen minder begrensd dan
de stroom in de cilinders. Om deze eerste verklaring te staven werden er vier cilinders boven
elkaar gezet, zodat dezelfde hoogte als de kubus bekomen werd. De stroom kon enkel in
verticale zin over de proefstukken verspreid worden. Na omrekening volgens sectie VII.3.4.3.1
bleek de bulkresistiviteit van deze hogere cilinder bestaande uit vier cilinder niet te verschillen
van deze van één cilinder.
Als tweede verklaring wordt het verschil in verhouding blootstellingsoppervlak/volume tussen
de kubus en de cilinder en daarmee het verschil in uitdroging tijdens de voorafgaande bewaring
van 28 dagen gesuggereerd. Voor het verschil in vochtopname uitgedrukt in massapercentage
tussen de cilinders en de kubussen (zie Figuur IX.31) werd namelijk als oorzaak het verschil in
verhouding van het blootstellingsoppervlak/volume verondersteld (zie sectie IX.5.1.2). Op basis
hiervan zouden de cilinders meer uitgedroogd geweest zijn na de bewaring van 28 dagen met
een hogere waarde voor de resistiviteit tot gevolg. Om deze veronderstelling te staven werden
de waarden uit Figuur IX.33 vermenigvuldigd met een factor gelijk aan de verhouding van de
blootstellingsoppervlak/volume van respectievelijk de cilinder de kubus en werden de waarden
in Figuur IX.34 bekomen. Wat betreft het blootstellingsoppervlak werd het grondvlak niet
meegerekend omdat langs dit vlak geen uitdroging mogelijk is. De proefstukken steunden
immers met één vlak op de grond bij bewaring in de natte kast. Op basis van de gelijklopende
waarden voor de omgerekende resistiviteit van de kubus en de cilinder in Figuur IX.34 houdt de
gemaakt veronderstelling steek.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
85
900
800
800
Bulkresistiviteit [Ωm/(m²/m³)]
Bulkresistiviteit [Ωm/(m²/m³)l
900
700
600
500
400
300
200
100
700
600
500
400
300
200
100
0
0
T(0,45)
F50
kubus
F40S10 T(0,55)
cilinder
T(0,45)
kubus
F50
F40S10 T(0,55)
cilinder
Figuur IX.34: Resistiviteit op 28 dagen: Bulkresistiviteit kubus versus bulkresistiviteit cilinder
vermenigvuldigd met factor blootstellingsoppervlak/volume
Verder onderzoek is aangewezen om deze twee gemaakte veronderstellingen verder te staven of
te verwerpen.
IX.5.2 EVOLUTIE VAN RESISTIVITEIT EN MASSA MET DE TIJD
In Figuur IX.35 wordt de bulkresistiviteit van de kubus voor en na vacuüm verzadiging na
respectievelijk 4, 20 en 24 weken weergegeven. Zoals vermeld in sectie VII.3.4.2.1.3 werden de
proefstukken gewogen na uitdroging in de oven. De massa’s voor en na vacuüm verzadiging
werden gedeeld door deze droge massa, de massa na uitdroging. Deze werden voor elk van de
tijdstippen uitgedrukt in een percentage van massatoename en worden ook gegeven in Figuur
IX.35. Het woord massatoename mag echter niet verkeerd geïnterpreteerd worden. De
proefstukken werden immers pas uitgedroogd na 24 weken ouderdom.
In wat volgt worden verschillende vaststellingen gegeven omtrent de evolutie van de
bulkresistiviteit en de massatoename ten op zichte van de droge massa in de tijd. Daarnaast
wordt ook het verschil in waarden tussen voor en na vacuüm verzadiging besproken. Ten slotte
worden de waarden van de resistiviteit van voor en na verzadiging gekoppeld aan deze van de
massatoename van voor en na vacuüm verzadiging. Ook het verschil tussen de vier
betonmengsels wordt besproken. Er dient opgemerkt te worden dat de as voor de
bulkresistiviteit van het mengsel F40S10 gegeven in Figuur IX.35.C niet dezelfde schaal heeft als
deze in Figuur IX.35.A, B en D.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
86
10
8
0
100
Massatoename tov droge massa [%]
6
4
2
0
400
500
na 24 weken
na 20 weken
na 4 weken
200
300
Bulkresistiviteit [Ω.m]
Figuur IX.35. A: T(0,45) - Bulkresistiviteit kubus / massatoename tov droge massa in functie van de tijd
10
8
0
100
Massatoename tov droge massa [%]
6
4
2
0
400
500
na 24 weken
na 20 weken
na 4 weken
200
300
Bulkresistiviteit [Ω.m]
Figuur IX.35. B: F50 - Bulkresistiviteit kubus / massatoename tov droge massa in functie van de tijd
10
8
0
200
Massatoename tov droge massa [%]
6
4
2
0
na 24 weken
na 20 weken
na 4 weken
400
600
Bulkresistiviteit [Ω.m]
800
1000
Figuur IX.35. C: F40S10 - Bulkresistiviteit kubus / massatoename tov droge massa in functie van de tijd
10
8
0
100
Massatoename tov droge massa [%]
6
4
2
0
400
500
na 24 weken
na 20 weken
na 4 weken
200
300
Bulkresistiviteit [Ω.m]
resistiviteit - na vacuüm verzadiging
massatoename - na vacuüm verzadiging
resistiviteit - uit natte kast
resistiviteit - uit natte kast
Figuur IX.35.D: T(0,55) - Bulkresistiviteit kubus / massatoename tov droge massa in functie van de tijd
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
87
Uit Figuur IX.35 blijkt dat de resistiviteit voor zowel de metingen voor als na vacuüm
verzadiging voor elk mengsel toeneemt in de tijd. Hiervoor wordt verwezen naar volgende sectie
IX.5.3 waar de ouderdomsfactor voor de resistiviteit besproken wordt.
Wat betreft de evolutie van de massatoename ten opzichte van de droge massa in de tijd werd
het volgende vastgesteld. Op 4 weken ouderdom was de massa na vacuüm verzadiging
beduidend hoger dan voor vacuüm verzadiging. Verder blijkt dat de massa voor verzadiging op
een ouderdom van 20 weken hoger was dan de massa voor verzadiging op 4 weken, maar lager
was dan deze na vacuüm verzadiging op 4 weken. Met andere woorden was op een ouderdom
van 20 weken het effect van de vorige verzadiging nog niet helemaal verdwenen wanneer de
volgende meting plaats vindt. Ook tussen 20 en 24 weken blijkt dit het geval te zijn. Omdat het
effect van de vorige verzadiging nog niet helemaal verdwenen was - de massa nog hoger was dan
voor de vorige vacuüm verzadiging - nam de massa toe met de tijd. Door de opeenvolgende
verzadigingen werden de poriën dus steeds meer gevuld met water. Het gevolg hiervan is dat
het verschil in massatoename voor en na vacuüm verzadiging afnam in de tijd. Dit is vooral
duidelijk te zien in Figuur IX.35.B en Figuur IX.35.C gegeven voor de mengsels F50 en F40S10.
Zoals reeds vermeld was het verschil in massatoename, uitgedrukt ten opzichte van de droge
massa, het grootst op 4 weken ouderdom na de eerste verzadiging. Op deze ouderdom was de
bulkresistiviteit gemeten voor verzadiging dan ook groter dan de bulkresistiviteit gemeten na
verzadiging. Dit verschil nam echter af met de tijd omdat ook het verschil in massatoename voor
en na verzadiging afnam met de tijd. Voor de mengsels T(0,45), F50 en F40S10 blijkt de
resistiviteit na verzadiging op 20 weken ouderdom groter te zijn dan ervoor (zie Figuur IX.35.AC). Er werd echter het omgekeerde verwacht en er kon dan ook geen verklaring gegeven worden
voor deze vaststelling.
Voor het verschil in resistiviteit tussen elk van de betonmengsels wordt er verwezen naar sectie
IX.5.1.1 en sectie IX.5.3. Wat betreft de massatoename uitgedrukt ten opzichte van de droge
massa blijkt deze grootst te zijn voor het mengsel T(0,55). Dit mengsels met de hoogste waarde
voor de verhouding water/bindmiddel was immer het meest poreus waardoor de afname in
massa na uitdroging dan ook het grootst was. Daarentegen waren de waarden voor de
massatoenames voor het mengsel F40S10 het kleinst. Dit mengsel nam dan ook het minst water
op door zijn dichte poriënstructuur.
IX.5.3 OUDERDOMSFACTOR RESISTIVITEIT
Op basis van metingen van de bulkresistiviteit van kubussen na vacuüm verzadiging op
verschillende tijdstippen werd de ouderdomsfactor nres voor de resistiviteit bepaald (zie sectie
VII.3.4.3.2). De resultaten worden gegeven in Tabel IX.29. Ook de waarden in Duracrete BE951347/R9 (2000) gegeven voor de ouderdomsfactor nres waaraan ook een normale verdeling aan
wordt toegekend, worden opgenomen in deze tabel.
Tabel IX.29: Resultaten ouderdomsfactor resistiviteit nres op basis van metingen – vergelijking met waarden
uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000)
ouderdomsfactor resistiviteit n [-] T(0,45) T(0,55) F50 F40S10
experimenteel bepaald
gemiddelde
0,26
0,19
0,81
0,66
standaardafwijking
0,03
0,02
0,09
0,06
Duracrete BE95-1347/R9 (2000)
gemiddelde
0,23a
0,23 0,62b
/c
standaardafwijking
0,04
0,04
0,13
/
a
waarde gegeven voor OPC, onafhankelijk van verhouding water/bindmiddel
waarde gegeven voor vliegas, 20% vervanging van portlandcement
c
geen waarden voor silica fume
b
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
88
IX.5.3.1
Invloed van het type bindmiddel
Uit blijkt Tabel IX.29 de waarde voor de ouderdomsfactor voor de resistiviteit hoger is voor de
mengsels met puzzolanen F50 en F40S10 dan deze voor de mengsels op basis van louter en
alleen portlandcement T(0,45) en T(0,55). Resistiviteit is namelijk sterk afhankelijk van de
porositeit (zie sectie IV.3.1) en door de trage puzzolane reactie van vliegas in vergelijking met de
hydratatiereactie van portlandcement daalt de porositeit nog sterk op latere leeftijd (zie sectie
III.3.2.3.3) met een toename van de resistiviteit tot gevolg Dit verklaart de hoge waarde voor de
ouderdomsfactor voor het mengsel F50 en de net iets lagere waarde voor het mengsel F40S10
met 10% minder vliegas.
Bij vergelijking van de mengsels T(0,55) en T(0,45) blijkt de ouderdomsfactor het hoogst te zijn
voor het mengsel met de laagste verhouding water/bindmiddel T(0,45). Dit laatste mengsel
bevatte dan ook meer cement dat gehydrateerd kon worden waardoor de hydratatiereactie
langer duurde en de porositeit nog net iets meer afnam op latere leeftijd waardoor de
resistiviteit toenam.
De resultaten in dit onderzoek stemmen overeen met de vaststelling van Gehlen en Ludwig
(1998) namelijk dat de ouderdomsfactor voor de resistiviteit vooral bepaald wordt door het
type bindmiddel en in mindere mate van de verhouding water/bindmiddel en van de
hoeveelheid bindmiddel (zie sectie IV.3.2).
IX.5.3.2
Vergelijking waarden Duracrete
In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) wordt er een waarde gelijk aan 0,23 en 0,62 gegeven voor
de ouderdomsfactor voor de resistiviteit voor mengsel respectievelijk op basis van portlandcement en vliegas (zie Tabel IX.29). Er wordt echter geen onderscheid gemaakt wat betreft de
verhouding water/bindmiddel. Deze vereenvoudiging is echter ten onrechte. Het argument
hiervoor is dat er enerzijds wel degelijk een verschil in ouderdomsfactor vastgesteld werd
tussen de mengsels T(0,45) en T(0,55) indien deze factor experimenteel bepaald werd.
Anderzijds wordt er ook onderscheid verwacht op basis van wat in de literatuur terug te vinden
is, waar vermeld wordt dat de resistiviteit sterk afhankelijk is van de poriënstructuur (zie sectie
IV.3.1). Ook door Gehlen en Ludwig (1998) werd vastgesteld dat de ouderdomsfactor voor de
resistiviteit bepaald wordt– weliswaar in mindere mate dan door het type bindmiddel - door de
verhouding water/bindmiddel (zie sectie IV.3.2).
Desalniettemin stemt de waarde gegeven voor portlandcement in Duracrete BE95-1347/R9
(2000), gelijk aan 0,23, vrij goed overeen met de experimenteel bepaalde waarden voor T(0,45)
en T(0,55). Het verschil tussen de experimenteel bepaalde waarde voor het mengsel F50,
respectievelijk gelijk aan 0,81, en de waarde gegeven in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) voor
mengsels met vliegas, respectievelijk gelijk aan 0,61, is echter groter. Dit verschil kan te wijten
zijn aan het feit dat de waarde gegeven in Duracrete overeenstemt met een vervanging van
portlandcement door vliegas gelijk aan 20% terwijl deze voor F50 gelijk is aan 50%. Er wordt
immers verwacht dat de resistiviteit toeneemt naarmate de hoeveelheid reactieve mineralen
stijgt (zie sectie IV.3.1).
De tekortkomingen in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) kunnen samengevat worden als volgt.
Er dient onderscheid gemaakt worden voor verschillende waarden voor de verhouding
water/bindmiddel en de verhouding vliegas/portlandcement voor de waarden voor de
ouderdomsfactor voor de resistiviteit n. Verder is er ook nood aan waarden voor mengsels met
silica fume als bindmiddel.
IX.5.3.3
Opmerking
Een kritische opmerking omtrent het bepalen van de ouderdomsfactor voor de resistiviteit nres is
aangewezen. Noch in Duracrete BE95-1347/R9 (2000), noch in andere bronnen uit de
literatuur, worden er immers richtlijnen gegeven omtrent het bepalen van deze factor.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
89
In deze studie werd de ouderdomsfactor bepaald op basis van metingen tussen een ouderdom
van 4 en 24 weken. Zoals reeds vermeld is de resistiviteit echter sterk afhankelijk van de
poriënstructuur die op zijn buurt verandert naarmate de hydratatiereactie vordert. Bijgevolg
kunnen resistiviteitsmetingen op jongere of net oudere leeftijd leiden tot geheel andere waarden
voor de ouderdomsfactor. Stel bijvoorbeeld dat de ouderdomsfactor bepaald wordt op basis van
resistiviteitsmetingen voor een ouderdom van 4 weken in plaats van op basis van de
resistiviteitsmetingen in deze studie uitgevoerd tussen 4 en 24 weken ouderdom. Voor mengsels
op basis van portlandcement wordt een hogere waarde voor de ouderdomsfactor terwijl voor
mengsels met vliegas net een lagere waarde verwacht wordt in vergelijking met de waarden uit
Tabel IX.29. De hydratatiereactie van portlandcement treedt immers vroeger op terwijl de
puzzolane reactie zich laat wachten op de activator Ca(OH)2 (zie sectie III.3.2.3.1).
Ter conclusie kan er gesteld worden dat er richtlijnen moeten gegeven worden omtrent de
tijdstippen waarop de resistiviteitsmetingen moeten uitgevoerd worden. Daarnaast moet ook de
voorbehandeling van de proefstukken, de geometrie van de proefstukken als ook de
omstandigheden waarin de metingen uitgevoerd worden vastgelegd worden. Uit voorgaande
secties IX.5.1.2 tot IX.5.1.4 blijken deze factoren de meetwaarden immers te beïnvloeden.
IX.5.4 RESISTIVITEIT NA DROGING IN OVEN
De oppervlakteresistiviteit van de platen en kubussen gemeten na 2 weken uitdroging in de
oven wordt weergegeven in Figuur IX.36. Er zijn geen meetwaarden beschikbaar van de
bulkresistiviteit van de kubus omdat deze het bereik van het meettoestel de Wenner Probe
overschreden.
9000
8000
resistiviteit [Ωm]
7000
6000
5000
kubus (oppervlak)
4000
plaat (oppervlak)
3000
2000
1000
0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.36: Resistiviteit na uitdroging in oven: Oppervlakteresistiviteit kubus en oppervlakteresistiviteit
plaat
Figuur IX.36 wordt vergelijken met Figuur IX.28 waar de resistiviteit voor elk van de mengsels
op 28 dagen ouderdom werd weergegeven. Hieruit blijkt ten eerste dat het verschil in
resistiviteit tussen de verschillende mengsels voor een groot deel verdwenen is na uitdroging in
de oven. Dit wijst er op dat het vochtgehalte in de poriën de waarde voor de resistiviteit
inderdaad sterk bepaalt (zie sectie IV.3.1). Ten tweede valt het op dat het verschil tussen de
oppervlakteresistiviteit van de kubus en de oppervlakteresistiviteit van de plaat groter
geworden is dan op het geval was op 28 dagen ouderdom (zie IX.5.1.3). Hiervoor kan echter nog
geen verklaring gegeven worden.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
90
IX.5.5 INVLOED VAN CHLORIDE -INDRINGING OP RESISTIVITEIT
Om de invloed van indringing van chloriden op de resistiviteit te bestuderen werd samen met de
resistiviteitsmetingen ook de indringdiepte, weergegeven in Figuur IX.37, gemeten op cilinders
(zie sectie VII.3.6).
Uit Figuur IX.37 blijkt dat de indringdiepte meer toeneemt gedurende de eerste 4 weken dan
tussen 4 en 16 weken onderdompeling. Zo is de indringdiepte na 4 weken gelijk aan 9,5, 6,8 en
9,1 mm respectievelijk voor de mengsels T(0,45), F50 en F40S10 terwijl de toename tussen 4 en
16 weken gelijk is aan 4,1, 3,3 en 3,1 mm.
Hoewel de chloridemigratiecoëfficiënt gemeten op 28 dagen het hoogst was bij het mengsel F50
(zie sectie IX.3) blijkt de indringing na 4 en 16 weken onderdompeling in het Cl-bad kleiner te
zijn voor F50 dan voor de mengsels F40S10 en T(0,45). Vliegas zorgt immers voor een grotere
porositeit op jonge leeftijd en een zeer dichte betonstructuur op latere leeftijd (zie sectie
III.3.2.3.3). De chloridemigratiecoëfficiënt berekend op 28 dagen van het mengsel F40S10 was
lager dan die van het referentiemengsel T(0,45). Ook na 16 weken onderdompeling in het Cl-bad
is de indringdiepte lager bij F40S10. Omdat de standaardfout na 4 weken onderdompeling bij
F40S10 groot is, is het onmogelijk om een besluit te trekken op deze leeftijd. Als ook is het
moeilijk om iets te zeggen over de toename in indringdiepte bij F40S10 in vergelijking met het
mengsel T(0,45).
indringdiepte chloriden [mm]
In elk geval zijn de indringdieptes na 16 weken onderdompeling in het Cl-bad kleiner voor de
mengsels F50 en F40S10 (9,2 en 12,2 mm,) dan voor het mengsel T(0,45) (13,6 mm). Deze
grotere diffusieweerstand voor de mengsels met puzzolanen werd dan ook verwacht (zie sectie
III.3.5.1). Op basis van wat terug te vinden is in de literatuur zorgt deze grotere
diffusieweerstand ervoor dat mengsels met puzzolanen meer resistent zijn tegen chloridegeïnduceerde corrosie dan mengsel op basis van portlandcement (zie sectie III.3.5.3.).
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
T(0,45)
F50
F40S10
na 4 weken onderdompeling
na 16 weken onderdompeling
Figuur IX.37: Indringdiepte chloriden na respectievelijk 4 en 16 weken onderdompeling in Cl-bad
Vervolgens wordt de bulkresistiviteit gemeten na 4 en 16 weken onderdompeling in het Cl-bad
samen met de bulkresistiviteit van de referentiekubussen gemeten op dezelfde tijdstippen na
vacuüm verzadiging bestudeerd (zie Figuur IX.38). De referentieproefstukken werden echter
bewaard bij een relatieve vochtigheid van 95% in de natte kast wat een groot verschil in
vochtigheid is in vergelijking met de onderdompeling in het Cl-bad. Omdat de resistiviteit te
afhankelijk is van het vochtgehalte mogen de waarden van beide grafieken niet vergeleken
worden. Er dient opgemerkt te worden dat de schalen op de assen in de twee grafieken in Figuur
IX.38 dan ook niet gelijk zijn. Daarom wordt enkel de toename tussen de twee meettijdstippen
van de referentieproefstukken vergeleken met de toename van de proefstukken ondergedompeld in een Cl-bad.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
91
Figuur IX.38: Bulkresistiviteit kubus: referentieproefstukken (links) – proefstukken uit Cl-bad (rechts)
Zoals vermeld in sectie IV.3.3 zou de resistiviteit weinig beïnvloed worden door de indringing
van chloriden. Bij de mengsels T(0,45) en F50 is de toename bij de kubussen ui het Cl-bad quasi
gelijk aan diegene bij de referentieproefstukken. Dit wijst op geen invloed van de indringing van
chloriden. De resistiviteit daalt echter bij het mengsel F40S10 tussen 4 en 16 weken onderdompeling. Ofwel is deze afname te wijten aan de indringing van chloriden ofwel is de oorzaak
van een andere aard. Het is aanbevolen om nog bijkomende metingen uit te voeren om hierover
duidelijkheid te geven. Beter zou zijn om bijkomende referentieproefstukken te hebben die dan
in dezelfde vochtomstandigheden, namelijk ondergedompeld in water, bewaard worden, zodat
de bulkresistiviteit van de referentiekubussen wel rechtstreeks kan vergeleken worden.
IX.5.6 INVLOED VAN CARBONATATIE OP RESISTIVITEIT
carbonatatiediepte [mm]
Om de invloed van carbonatatie op de resistiviteit te bestuderen wordt de carbonatatiediepte
gemeten na respectievelijk 4 en 16 weken blootstelling aan een verhoogde concentratie CO2 bewaring in de CO2-kast - weergegeven (zie Figuur IX.39). Voor het verschil in
carbonatatiediepte tussen de verschillende mengsels wordt verwezen naar sectie IX.4.1 waar de
carbonatatiecoëfficiënt op basis van de indringdieptes bepaald werd.
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
T(0,55)
F50
F40S10
na 4 weken in CO2-kast
na 16 weken in CO2-kast
Figuur IX.39: Carbonatatiediepte na respectievelijk 4 en 16 weken blootstelling aan concentratie CO2 van
10%
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
92
Vervolgens wordt de bulkresistiviteit van kubussen na 4 en 16 weken in de CO2-kast vergeleken
met de bulkresistiviteit van de referentiekubussen die gemeten werd voor vacuüm verzadiging
op dezelfde tijdstippen (zie Figuur IX.40). Omdat de referentieproefstukken meerdere malen
werden vacuüm verzadigd en bewaard werden in de natte kast bij een relatieve vochtigheid van
95%, die verschillend is van de relatieve vochtigheid van 60% in de CO2-kast, kunnen de
absolute waarden voor de bulkresistiviteit van de referentieproefstukken wederom niet
vergeleken worden met die van de proefstukken uit de CO2-kast. Daarom wordt analoog als in
voorgaande sectie enkel de toename in resistiviteit tussen de twee metingen vergeleken.
Er dient opgemerkt dat de resistiviteit gemeten op de proefstukken blootgesteld aan een
verhoogde concentratie CO2 sterk verschillend was naargelang het gemeten oppervlak. Dit zowel
bij de platen als bij de kubussen. Bij de resistiviteitsmetingen op de referentieproefstukken en
op de proefstukken uit het Cl-bad was dit daarentegen niet het geval.
1400
1400
1200
1200
1000
1000
resistiviteit [Ωm]
resistiviteit [Ωm]
In wat volgt worden er twee hypotheses gegeven die het verschil in waarden voor de resistiviteit
kunnen verklaren.
800
600
400
200
0
800
600
400
200
0
T(0,55)
F50
F40S10
op 12 weken ouderdom
op 24 weken ouderdom
T(0,55)
F50
F40S10
na 4 weken in CO2-kast
na 16 weken in CO2-kast
Figuur IX.40: Bulkresistiviteit kubus: referentieproefstukken (links) – proefstukken uit CO2-kast (rechts)
In een eerste hypothese wordt gesteld dat carbonatatie een invloed heeft op de resistiviteit.
Terwijl er bij de referentieproefstukken van het mengsel T(0,55) quasi geen verschil is in
resistiviteit tussen de twee metingen, neemt de resistiviteit sterk toe bij de proefstukken
bewaard in de CO2-kast (zie Figuur IX.40). Bij mengsels op basis van portlandcement neemt de
porositeit namelijk af naarmate het carbonatatieproces vordert (zie sectie II.2.4.2.2). Dit zou de
toename in resistiviteit bij de proefstukken bewaard in de CO2-kast verklaart van het mengsel
T(0,55) verklaren. Daarentegen neemt de porositeit toe bij mengsels waarbij het cement
gedeeltelijk vervangen werd door puzzolanen (zie sectie III.3.4). Door carbonatatie zou de
resistiviteit van de proefstukken die in de CO2-kast bewaard werden van F50 en F40S10 moeten
afnemen indien de resistiviteit net zoals bij T(0,55) beïnvloedt wordt door carbonatatie. Dit is
echter niet het geval. De resistiviteit bij de mengsels F50 en F40S10 neemt namelijk toe bij
bewaring in de CO2-kast.
De toename bij zowel T(0,55) als bij F50 en F40S10 zou kunnen te wijten zijn aan het feit dat de
proefstukken van deze eerste meer gecarbonateerd werden dan de proefstukken van F50 en
F40S10. Deze hypotheses echter niet correct. Op Figuur IX.39 is namelijk te zien dat de
carbonatatiediepte tussen 4 en 16 weken bewaring in de CO2-kast voor de mengsels F50 en
F40S10 quasi evenveel toeneemt als voor het referentiemengsel T(0,55). Hierdoor lijkt het
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
93
onmogelijk dat carbonatatie enerzijds wel de resistiviteit doet toenemen bij het mengsel T(0,55)
terwijl er geen afname in resistiviteit bij de mengsels F50 en F40S10 te zien is.
In een tweede hypothese wordt gesteld dat de resistiviteit niet beïnvloed wordt door
carbonatatie. Bij de mengsels F50 en F40S10 neemt de resistiviteit van de proefstukken
bewaard in de CO2-kast namelijk in een zelfde mate toe als bij de referentieproefstukken. Deze
toename kan verklaard worden door de trage puzzolane reactie bij mengsels met vliegas
waardoor de porositeit op latere leeftijd nog sterk afneemt (zie sectie III.3.2.3.3). Bij mengsels op
basis van portlandcement gaat de hydratatiereactie sneller door. Het kan echter zijn dat de
puzzolane reactie niet in dezelfde mate doorgaat door het effect van carbonatatie. Bij de
puzzolane reactie wordt Ca(OH)2 immers opgebruikt (zie formule (10)) maar Ca(OH)2 wordt ook
opgebruikt bij het carbonatatieproces (zie formule (5)).
Bij de referentieproefstukken van T(0,55) is daarom ook geen toename meer te zien tussen 12
en 24 weken ouderdom omdat het merendeel van het cement reeds gehydrateerd is na 12
weken. De quasi gelijkblijvende resistiviteit wordt echter ook verwacht bij de proefstukken in de
CO2-kast bij het mengsel T(0,55) wat niet het geval is.
Beide hypotheses geven geen sluitende verklaring voor de waarden van de resistiviteit gegeven
in Figuur IX.40. Er dient daarom nog verder onderzoek verricht te worden op de invloed van
carbonatatie op resistiviteit. Er wordt aanbevolen om bijkomende referentieproefstukken te
vervaardigen en deze te bewaren bij dezelfde relatieve vochtigheid van 60% waarbij de
proefstukken in de CO2-kast bewaard worden. Zo heeft het verschil in vochtgehalte geen invloed
en kunnen de resultaten beter vergeleken worden.
Om na te gaan in welke mate de puzzolane reactie doorgaat onder invloed van carbonatatie
kunnen TGA (thermogravimetrische analyse)-testen uitgevoerd worden op - mengsels die
bestaan uit bindmiddel en water - pasta’s. Met deze testen kan de hoeveelheid Ca(OH)2, die
zowel opgebruikt wordt bij de puzzolane reactie (zie formule (10)) als tijdens het
carbonatatieproces (zie formule (5)), gemeten worden. Door de TGA-testen uit te voeren op
verschillende leeftijden, bijvoorbeeld op 1,2,7,… dagen ouderdom na bewaring onder ideale
omstandigheden kan bepaald worden vanaf wanneer de puzzolane reactie doorgaat. Daarnaast
kunnen vergelijkende TGA-metingen worden gedaan op pasta’s die vanaf een bepaalde leeftijd
worden blootgesteld aan een verhoogde concentratie CO2. Op basis daarvan kan worden
gekeken in welke mate en op welke manier ze carbonateren.
IX.6 HALF-CEL POTENTIAALMETINGEN EN GALVANOSTATISCHE PULSMETINGEN
IX.6.1 INVLOED VAN HET TYPE BINDMIDDEL
De resultaten van de galvanostatische puls- en half-cel potentiaalmetingen op 20 weken
ouderdom worden vergeleken met de resistiviteitsmetingen op diezelfde ouderdom (zie Figuur
IX.41). De metingen werden steeds uitgevoerd na vacuüm verzadiging. Op basis van de waarden
in Figuur IX.41 en Tabel VI.4 waarin het risico op corrosie bij bepaalde waarden voor de
resistiviteit gegeven wordt, is de kans op corrosie laag voor F40S10, gemiddeld voor F50 en
eerder hoog voor de mengsels T(0,45) en T(0,55).
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
94
2200
2000
1800
Resistiviteit [Ωm]
1600
1400
1200
kubus (bulk)
kubus(oppervlak)
1000
plaat (oppervlak)
800
600
400
200
0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.41: Resistiviteitsmetingen op 20 weken ouderdom – na vacuüm verzadiging
IX.6.1.1
Weerstand en corrosiedichtheid
De gemeten weerstand en corrosiesnelheid voor elk betonmengsel worden weergegeven in
Figuur IX.42 en Figuur IX.43. Op basis van de waarden voor de corrosiesnelheid in Figuur IX.43
en Tabel VI.3 waarin de graad van corrosie gegeven wordt bij bepaalde waarden voor de
corrosiedichtheid, is de graad van corrosie laag bij F40S10, gemiddeld bij F50 en hoog bij
T(0,45) en T(0,55). De graad van corrosie op basis van de corrosiedichtheden stemt goed
overeen met het risico op corrosie op basis van de resistiviteitsmetingen.
14
weerstand [kΩ]
12
10
8
HCP-meting
6
galvanostatische
pulsmeting
4
2
0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.42: Weerstand op 20 weken ouderdom – uit natte kast: HCP-meting en galvanostatische pulsmeting
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
95
corrosiedichtheid [μA/cm²]
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.43: Corrosiedichtheid op 20 weken ouderdom- uit natte kast: Galvanostatische pulsmeting
IX.6.1.2
Potentiaalverschil
Het potentiaalverschil bekomen met de HCP-meting blijkt weinig te verschillen van deze
gemeten met de galvanostatische pulsmeting zoals te zien is op Figuur IX.44. Deze resultaten
stemmen echter helemaal niet overeen met de voorgaande waarden voor respectievelijk de
resistiviteit, weerstand en corrosiedichtheid. De kans op corrosie neemt namelijk toe naarmate
het gemeten potentiaalverschil meer negatief wordt (zie sectie VI.2.2.2.3). Op basis van het
gemeten potentiaalverschil zouden de mengsel F40S10 en T(0,45) het minst en de mengsels
F50 en T(0,55) het meest resistent zijn tegen corrosie. Deze vaststelling is tegenstrijdig met
voorgaande besluiten en met de verwachtingen die in de literatuur terug te vinden zijn.
In sectie VI.2.2.2.3 werd gegeven dat voor potentiaalverschillen groter dan -200mV ten op zichte
van CSE (-319mV ten opzichte van SSCE) - er 10% kans is op corrosie. Terwijl voor waarden
tussen -200 en -350mV ten opzichte van CSE (-319mV en -469mV ten opzichte van SSCE) er een
kans van 50% bestaat op corrosie. Uit Figuur IX.44 waar het potentiaalverschil weergegeven
wordt ten opzichte van SSCE, zou er zo 10% kans op corrosie zijn bij F50 en T(0,55) en 50%
kans bij de mengsels F40S10 en T(0,45).
potentiaalverschil [mV tov SSCE]
-400
-350
-300
-250
HCP-meting
-200
galvanostatische
pulsmeting
-150
-100
-50
0
T(0,45)
F50
F40S10
T(0,55)
Figuur IX.44: Potentiaalverschil ten opzichte van SSCE op 20 weken ouderdom – uit natte kast: HCP-meting en
galvanostatische pulsmeting
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
96
IX.6.1.3
Besluit
De weerstand en corrosiedichtheid bekomen met de HCP-metingen en de galvanostatische
pulsmetingen leiden tot dezelfde resultaten omtrent de resistentie tegen corrosie van elk
betonmengsel als op basis van de resistiviteitsmetingen kan verwacht worden. Daarom worden
de resultaten van deze metingen op proefstukken respectievelijk uit het Cl-bad en uit de CO2kast ook in volgende secties gebruikt. Daarentegen wordt er geen gebruik meer gemaakt van het
gemeten potentiaalverschil omdat de metingen hoogstwaarschijnlijk verkeerde waarden geven.
IX.6.2 INVLOED VAN CHLORIDE -INDRINGING
De HCP-metingen en galvanostatische pulsmetingen werden slechts op één tijdstip - na 16
weken onderdompeling - uitgevoerd op de proefstukken ondergedompeld in het Cl-bad.
Bijgevolg kan de toe- of afname in meetwaarden tussen 4 en 16 weken onderdompeling niet
vergeleken worden met deze van de referentiemengsels. Daarom wordt enkel het verschil in
weerstand en corrosiedichtheid (zie Figuur IX.45) tussen de verschillende mengsels vergeleken
met de resistiviteit die ook gemeten werd na 16 weken onderdompeling (zie Figuur IX.38
rechts).
6
corrosiesnelheid [μA/cm²]
12
weerstand [kΩ]
10
8
6
4
2
5
4
3
2
1
0
0
T(0,45)
HCP-meting
F50
F40S10
T(0,45)
F50
F40S10
galvanostatische pulsmeting
Figuur IX.45: Weerstand en corrosiesnelheid – na 16 weken onderdompeling in Cl-bad: HCP-meting en
galvanostatische pulsmeting
Op basis van de gemeten weerstand en corrosiedichtheid blijkt het mengsel F40S10 na 16
weken onderdompeling nog steeds het best resistent te zijn tegen corrosie. Daarentegen bleek
uit Figuur IX.38 rechts dat de resistiviteit voor F40S10 wel nog het hoogst was na 4 weken
onderdompeling maar dat dit niet meer het geval was na 16 weken onderdompeling. De afname
in resistiviteit bij F40S10 tussen 4 en 16 weken onderdompeling kon echter niet verklaard
worden. Bij de twee andere mengsels, F50 en T(0,45), bleek namelijk dat de resistiviteit niet
beïnvloed wordt door de indringing van chloriden. Ook in de literatuur is terug te vinden dat de
waarden voor de resistiviteit niet beïnvloed worden door indringing van chloriden (zie sectie
IX.5.5). Omdat op basis van de weerstand en corrosiedichtheid het mengsel F40S10 wel nog het
meest resistent blijkt te zijn (zie Figuur IX.45), rijst het vermoeden dat er iets fout gelopen is
tijdens de resistiviteitsmetingen na 16 weken onderdompeling op de proefstukken van F40S10.
Er wordt ook voor dit mengsel een toename voor de resistiviteit verwacht waardoor de
resistiviteit ook bij het mengsel F40S10 niet beïnvloed wordt door de indringing van chloriden.
IX.6.3 INVLOED VAN CARBONATATIE
Net zoals bij de invloed van chloriden kan enkel het verschil in meetwaarden tussen de
betonmengsels bekomen met de HCP-metingen en galvanostatische pulsmetingen (zie Figuur
IX.46) vergeleken worden met de resistiviteitsmetingen (zie Figuur IX.40 rechts). Alle metingen
werden uitgevoerd na 16 weken bewaring in de CO2-kast. Op basis van de resistiviteitsmetingen
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
97
na 16 weken blootstelling aan een verhoogde concentratie CO2 bleek de volgorde van het meest
naar het minst resistent tegen corrosie te zijn: F40S10, F50 en T(0,55). Op basis van de
weerstand en de corrosiedichtheid in Figuur IX.46 kan dezelfde conclusie getrokken worden. De
resultaten van de verschillende metingen komen goed overeen.
Figuur IX.46: Weerstand en corrosiesnelheid – na 16 weken in CO2-kast: HCP-meting en galvanostatische
pulsmeting
IX.7INITIATIEPERIODE BIJ CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
IX.7.1 INLEIDING
Vooraleer er van start gegaan wordt met de berekening van de initiatie- en propagatieperiodes
wordt eerst verduidelijkt hoe een dergelijk berekening met het softwarepakket Comrel
uitgevoerd werd. Ter illustratie wordt het referentiemengsel T(0,45) gehanteerd. De
initiatieperiode voor dit mengsel werd berekend voor een het type blootstelling getijdezone en
met de waarden voor
volgens Definitie 1 (zie Tabel VIII.10).
Het softwarepakket Comrel berekent de faalkans en betrouwbaarheidsindex in functie van de
tijd. Voor de berekening in dit eindwerk werd gebruik gemaakt van de First Order Reliability
Method. Bij deze methode wordt de limit state functie gelineariseerd en worden enkel de
gemiddelde waarden en covariantiematrix in rekening gebracht (CASPEELE & TAERWE, 2012).
De betrouwbaarheidsindex en de bijhorende faalkans – afgeleid van de betrouwbaarheidsindex wordt in functie van de tijd voor dit voorbeeld weergegeven in respectievelijk Figuur IX.47 en
Figuur IX.48. Zoals besproken in sectie VIII.1.1 stemt het einde van de initiatieperiode overeen
met het tijdstip waarop de faalkans op het overschrijden van het kritiek chloridengehalte ter
hoogte van de wapening groter wordt dan 10%. Zoals reeds vermeld komt een faalkans groter
dan 10% overeen met een betrouwbaarheidsindex kleiner dan 1,3 (CASPEELE & TAERWE,
2012). Voor het bepalen van zowel de initiatie- als propagatieperiodes werd in Comrel telkens
gekeken welke tijdstip hiermee overeen kwam. Voor het beschouwde voorbeeld bedraagt de
initiatieperiode 3,6 jaar zoals af te lezen is in Figuur IX.47 en Figuur IX.48.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
98
betrouwbaarhiedsindex [ -]
4
3
2
1
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
-1
-2
tijd [jaar]
Figuur IX.47: Output Comrel: Betrouwbaarheidsindex in functie van tijd - T(0,45), getijdezone,
Definitie 1
100%
90%
faalkans Pf [%]
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
0
10
20
30
40 50 60
tijd [jaar]
70
80
90
100
Figuur IX.48: Output Comrel: Faalkans in functie van tijd - T(0,45), getijdezone,
Definitie 1
IX.7.2 PARAMETERSTUDIE BIJ REFERENTIEMENGSEL T(0,45)
De invloed van het type blootstelling en het kritiek chloridengehalte
wordt samen
behandeld. Dit op grond van Tabel VIII.8 waarin de algemene parameters gegeven werden en
Tabel VIII.9 waarin de parameters gegeven werden die specifiek van toepassing zijn voor het
referentiemengsel T(0,45). De gehanteerde waarden voor het kritiek chloridengehalte
zijn
terug te vinden in Tabel VIII.10 tot Tabel VIII.13. De resultaten worden weergegeven in Figuur
IX.49.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
99
Initiatieperiode [jaar]
80
70
60
50
40
30
20
10
0
spatzone
getijdezone
ondergedompeld
atmosferisch
Cc - Duracrete, definitie 1
15,1
3,6
1,1
54,9
Cc - Duracrete, definitie 2
30,6
5,0
3,9
Cc - CUR-leidraad
26,1
4,2
1,2
Cc - Duracrete, definitie 1
Cc - Duracrete, definitie 2
72,8
Cc - CUR-leidraad
Figuur IX.49: Initiatieperiode voor chloride-geïnduceerde corrosie bij referentiemengsel T(0,45):
Invloed type blootstelling en kritiek chloridengehalte
IX.7.2.1
Type blootstelling
Vooreerst wordt er opgemerkt dat de initiatieperiode bij een atmosferische blootstelling bij het
hanteren van Definitie 2 voor het kritiek chloridengehalte
niet bepaald kon worden. Zoals
vermeld in sectie VIII.1.2.2.2.2 worden er immers in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) geen
waarden gegeven voor
volgens Definitie 2 voor dit type blootstelling. Vervolgens werd de
paper van Angst et al. (2009) geraadpleegd waarin een overzicht gegeven wordt van
verschillende waarden voor
die in de literatuur terug te vinden zijn. Maar omdat deze
waarden voor
(zie Tabel VIII.12) naargelang de bron zeer uiteenlopend waren en het ook
niet duidelijk was of deze waarden gegeven werden voor het kritiek chloridengehalte volgens
Definitie 1 of Definitie 2 werd besloten om de initiatieperiode voor een atmosferische
blootstelling bij het hanteren van de waarde voor
volgens Definitie 2 niet te berekenen.
Wat betreft de verschillende types blootstelling blijkt de blootstelling ondergedompeld het
meest kritiek te zijn, gevolgd door de getijdezone, de spatzone en atmosferische blootstelling.
De volgorde van deze laatste drie, van het meest naar het minst agressief – getijdezone,
spatzone, atmosferische blootstelling – wordt bevestigd door een onderzoek verricht door Costa
& Appleton (1998). Costa & Appleton (1998) bestudeerden de indringing van chloriden voor 5
types blootstelling gedurende een periode van 5 jaar en dit voor verschillende mengsels. Op
basis van de chlorideprofielen werden dan de diffusiecoëfficiënten en concentratie chloriden aan
het oppervlak berekend. De vijf types blootstelling waren: spatzone, getijdezone, atmosferische
blootstelling, ‘dok 2015’ en ‘dok 2116’. Hieruit bleek dat de getijdezone veruit de meest agressieve
blootstelling was, gevolgd door de spatzone en ‘dok 20’. Verder werd er vastgesteld dat de
atmosferische blootstelling veruit het minst agressief was.
In een onderzoek uitgevoerd door Sandberg et al. (1998) werden er ook proefstukken
blootgesteld aan een voortdurende onderdompeling in zeewater. In tegenstelling tot in het
onderzoek door Costa & Appleton (1998) werd het type blootstelling ondergedompeld in het
onderzoek door Sandberg et al. (1998) wel in rekening gebracht.
Dok 20: proefstukken ondergedompeld in een dok met zeewater dat gedurende een periode van 4 jaar
22 maal gevuld werd.
16 Dok 21: proefstukken ondergedompeld in een dok met zeewater dat gedurende een periode van 5 jaar meer dan in ‘dok 20’ - 120 maal gevuld werd.
15
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
100
Sandberg et al. (1998) bestudeerde op zijn buurt de indringing van chloriden voor de types
blootstelling ondergedompeld, spatzone en atmosferische blootstelling (en dus niet voor
getijdezone) voor een periode van 5 jaar en dit voor verschillende mengsels. De indringing van
chloriden bij de blootstelling ondergedompeld bleek hoger te zijn dan bij de spatzone. Ondanks
de grotere indringing bij de blootstelling ondergedompeld in zeewater stelde Sandberg et al.
(1998) vast dat de spatzone in de praktijk een meer agressieve blootstelling is dan een
voortdurende onderdompeling.
Het is namelijk niet omdat de indringdiepte van chloriden bij de blootstelling ondergedompeld
hoger is dan bij de spatzone dat dit ook de meest kritieke blootstelling is. Zoals vermeld in sectie
II.2.5.4 en II.2.5.5 hangt chloride-geïnduceerde corrosie af van de chloride-indringing maar ook
van de kans op corrosie na deze indringing van chloriden. Voor het type blootstelling
ondergedompeld is de chloride-indringing hoger. Maar de kans op corrosie is lager omdat de
waarde voor het kritiek chloridengehalte
hoger is (zie sectie VIII.1.2.2.2.2). Volledig
verzadigd beton vertoont nauwelijks wapeningscorrosie vertoont de beschikbaarheid van
zuurstof ontbreekt. Dit verklaart de hogere waarden voor het kritiek chloridengehalte
voor
het type blootstelling ondergedompeld in vergelijking met de waarden voor
voor de andere
types blootstelling in Tabel VIII.11. Volgens Sandberg et al. (1998) zijn de blootstellingscondities
bij een voortdurende onderdompeling beter gekend.
Op basis van de studies door Costa & Appleton (1998) en Sandberg et al. (1998) zou de volgorde
van het meest naar het minst kritiek moeten zijn: getijdezone, spatzone, ondergedompeld en
atmosferische onderdompeling. Hier blijkt de initiatieperiode voor de blootstelling
ondergedompeld echter het kortst te zijn.
Er werd gezocht welke van de 3 parameters, die afhankelijk zijn van het type blootstelling,
respectievelijk
ncl en ke, hiervoor zorgt. Ook het kritiek chloridengehalte voor
is
afhankelijk van het type blootstelling indien de waarden volgens Definitie 2 gehanteerd worden.
Maar omdat de initiatieperiode voor de blootstelling ondergedompeld ook het kortst is
berekend op basis van de waarden voor
volgens Definitie 1 en volgens de CUR-leidraad
(2007) wordt de invloed van
buiten beschouwing gelaten. Waarden voor
volgens
Definitie 1 uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) en uit de CUR-leidraad (2007) zijn namelijk
onafhankelijk van het type blootstelling.
Indien enkel de gemiddelde waarde en standaardafwijking voor de verouderingsfactor ncl werd
gelijkgesteld aan deze overeenstemmend met de getijde- en spatzone, bedraagt de
initiatieperiode bij ondergedompeld 1,34 jaar. De initiatieperiode neemt toe met 26%. Wanneer
analoog enkel de waarden voor de chloridenconcentratie aan het oppervlak
veranderd
werden, wordt de initiatieperiode bij ondergedompeld 1,56 jaar. De initiatieperiode neemt toe
met 47%. Het verschil in initiatieperiodes bij de verschillende types blootstelling - getijdezone,
spatzone en ondergedompeld - wordt dus bepaald door alle 3 de factoren. De invloedsfactor van
de omgeving ke zorgt echter voor de grootste bijdrage. Het verschil tussen de initiatieperiodes
voor de getijdezone en spatzone is zelfs louter en alleen te wijten aan deze factor ke gezien aan
alle andere factoren identieke waarden werden toegekend voor deze twee types blootstelling.
IX.7.2.2
Kritiek chloridengehalte
Bij vergelijken van de initiatieperiodes bekomen met de verschillende definities van het kritiek
chloridengehalte
uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) blijkt de initiatieperiode bij hanteren
van Definitie 2 hoger te zijn en dit voor elk van de vier types blootstelling. Dit is een logisch
resultaat gezien het kritiek chloridengehalte
ook hoger is bij Definitie 2 dan bij Definitie 1.
Voor de types blootstelling getijdezone en spatzone is het verschil echter kleiner. De
initiatieperiode is respectievelijk 40% en 200% groter bij hanteren van Definitie 2 voor
laatstgenoemde types blootstelling terwijl voor een ondergedompelde constructie de initiatieperiode bijna verviervoudigd wanneer het kritiek chloridengehalte
volgens Definitie 2
gebruikt werd.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
101
De initiatieperiodes bepaald met de waarden voor
uit de CUR-leidraad (2007) liggen in
dezelfde lijn als deze bepaald met
volgens Definitie 1. Derwijze dat de initiatieperiode bij de
verschillende types blootstelling zich in dezelfde verhouding verhouden. Omdat de gemiddelde
waarde voor
uit de CUR-leidraad echter hoger is - 0,65% uit de CUR-leidraad versus 0,48%
volgens Definitie 1 uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) - is ook de initiatieperiode voor elk type
blootstelling hoger bij de initiatieperiodes bepaald met waarde voor
uit de CUR-leidraad.
IX.7.2.3
Keuze voor verdere berekening
Er werd besloten om voor verdere berekening steeds uit te gaan van de blootstelling
onderdompeling in zeewater omdat dit de kortste initiatieperiode opleverde met het gebruikte
model. Verder wordt het referentiemengsel T(0,45) ook standaard voorgeschreven voor de
milieuklasse XS2 en bijhorende omgevingsklasse ES4, die overeenstemt met een ondergedompelde constructie in zeewater (zie Tabel VII.5).
De voorkeur ging naar de waarden voor
volgens Definitie 2 uit Duracrete BE95-1347/R9
(2000). Want enkel bij de waarden voor
volgens Definitie 2 wordt er onderscheid gemaakt
tussen de verschillende types blootstelling. In Duracrete BE95-1347/R9 (2000) wordt immers
aangehaald dat de corrosiesnelheid wel degelijk afhankelijk is van de blootstellingsomgeving en
de betontechnologische parameters. In sectie II.2.5.4 werd reeds vermeld dat het risico op
chloride-geïnduceerde corrosie afhankelijk is van onder andere het type bindmiddel en de
verhouding water/bindmiddel. Verder werd de afhankelijkheid van het type blootstelling
vastgesteld bij de studies uitgevoerd door onder andere Costa & Appleton (1998) en Sandberg et
al. (1998).
IX.7.3 INITIATIEPERIODE BIJ T(0,45) – F50 – F40S10
IX.7.3.1
Invloedsfactor omgeving
De initiatieperiode bij de mengsels F50 en F40S10 werd twee maal berekend met de
verschillende waarden voor de invloedsfactor voor de omgeving
uit Tabel VIII.15 (zie Tabel
IX.30). Uit Tabel IX.30 blijkt de initiatieperiode sterk afhankelijk te zijn van de term . De
initiatieperiode neemt met een kleine factor 3 toe wanneer de waarden voor gelijkgesteld
worden aan deze corresponderend met 20 à 30 % vliegas uit de CUR-Leidraad (2007).
Er dient opgemerkt te worden dat er met deze laatste waarde gegeven voor uit de CURLeidraad (2007) kritisch moet omgegaan worden. Met het argument dat mengsels met vliegas
nog steeds voor een deel uit portlandcement bestaan wordt immers in de CUR-Leidraad (2007)
een waarde voor voor 20 à 30% vliegas genomen tussen de waarde voor gegeven voor
portlandcement en hoogovencement. Er wordt een waarde toegekend aan voor mengsels met
vliegas die helemaal niet gebaseerd is op resultaten van experimenteel onderzoek.
Omdat enerzijds de waarde voor voor 20 à 30% vliegas uit de CUR-Leidraad (2007) niet
wetenschappelijk gefundeerd is en anderzijds de initiatieperioden berekend met de waarde voor
gegeven voor hoogovencement in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) het meest conservatief
zijn, werd er besloten om met deze laatste verder te werken.
Tabel IX.30: Initiatieperiode chloride-geïnduceerde corrosie – invloed van de factor
berekening
- hoogovencement – Duracrete BE95-1347/R9 (2000)
- 20 à 30 % vliegas – geschatte waarde uit CUR-Leidraad (2007)
IX.7.3.2
[-]
[-]
F50
71 jaar
194 jaar
F40S10
88 jaar
232 jaar
Ouderdomsfactor en kritiek chloridengehalte
De initiatieperiodes voor F50 en F40S10, respectievelijk gelijk aan 71 en 88 jaar (zie Tabel
IX.30) zijn veel groter dan initiatieperiode voor het referentiemengsels T(0,45) (3,9 jaar) (zie
Figuur IX.49). Van de drie parameters uit Tabel VIII.14 die verschillend zijn voor elk van de
mengsels blijken vooral de ouderdomsfactor ncl en het kritiek chloridengehalte
voor dit grote
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
102
verschil in waarden te zorgen. Wanneer de initiatieperiodes voor F50 en F40S10 berekend
werden met de ouderdomsfactor ncl gelijk aan 0,3 voor portlandcement bedragen de
initiatieperiodes slechts 1,8 en 3,9 jaar voor F50 en F40S10. Bij gelijkstellen van het kritiek
chloridengehalte aan 1,85 % - de waarde waarmee de initiatieperiode voor T(0,45) berekend
werd - worden de initiatieperiodes 29,2 en 45 jaar. De initiatieperiodes worden ongeveer
gehalveerd door een afname gelijk aan 0,35 % voor de waarde van
, respectievelijk van 2,2 %
naar 1,85 %. Om de invloed nog verder te bestuderen werden de initiatieperiodes voor F50 en
F40S10 eens met een kritiek chloridengehalte die half zo groot is - gelijk aan 1,1% - opnieuw
berekend. De initiatieperiodes zijn nu zelfs een grootte-orde lager, respectievelijk gelijk aan 4 en
9,5 jaar voor F50 en F40S10.
IX.7.3.3
Algemeen
De initiatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie is het hoogst voor het mengsel F40S10
(88 jaar), lager voor F50 (71 jaar) en laagst voor T(0,45) (5 jaar). Er dient echter opgemerkt te
worden dat waarden voor het kritiek chloridengehalte voor mengsels met silica fume en vliegas
ontbreken. Zoals vermeld in III.3.5.2 beweren sommige wetenschappers dat de waarde voor het
kritiek chloridengehalte lager is voor mengsels met vliegas en silica fume dan voor mengsels met
portlandcement terwijl andere wetenschappers net het tegenovergestelde beweren. Gezien de
initiatieperiode sterk afhangt van deze parameter, kunnen de bekomen resultaten voor F50 en
F40S10 een overschatting of onderschatting zijn van de initiatieperiode afhankelijk of het kritiek
chloridengehalte hoger of lager is. In voorgaande sectie werd aangetoond dat de
initiatieperiodes een grootte-orde lager kunnen zijn als bijvoorbeeld het kritiek chloridengehalte half zo groot zou zijn.
IX.8 INITIATIEPERIODE BIJ CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
IX.8.1 PARAMETERSTUDIE BIJ REFERENTIEMENGSEL T(0,55)
De invloed van het type blootstelling en de ouderdomsfactor nca op de initiatieperiode wordt
bestudeerd op basis van het referentiemengsel voor carbonatatie-geïnduceerde corrosie
T(0,55). Dit op grond van de waarden uit Tabel VIII.16 voor de algemene parameters en van e
waarden uit Tabel VIII.17 die specifiek van toepassing zijn voor het referentiemengsel T(0,55).
De resultaten worden weergeven in Tabel IX.31.
Tabel IX.31: Initiatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie: Parameterstudie T(0,55)
IX.8.1.1
berekening
laboratorium
met ouderdomsfactor
zonder ouderdomsfactor
51 jaar
51 jaar
beschutte
buitenomgeving
134 jaar
58 jaar
onbeschutte
buitenomgeving
> 1000 jaar
97 jaar
Ouderdomsfactor
De initiatieperiode voor een onbeschutte blootstelling blijkt onrealistisch hoog te zijn (zie Tabel
IX.31, berekening met ouderdomsfactor). Er werd onderzocht welk van de 2 waarden, de
waarde voor de ouderdomsfactor nca of de invloedsfactor voor de omgeving ke, hiervoor zorgt.
Dit zijn immers de enige termen waarvoor de waarden verschillend zijn voor elk van de 3 types
blootstelling. Wanneer enkel de waarden voor de term ke gelijkgesteld werden aan deze voor
een beschutte buitenomgeving daalt de initiatieperiode voor een onbeschutte buitenomgeving
met ongeveer een factor 4, van respectievelijk meer dan 3 000 000 jaar tot 860 000 jaar. Deze
bekomen initiatieperiode blijft echter onrealistisch hoog. Hieruit kan besloten worden dat de
gemiddelde waarde voor de ouderdomsfactor nca gelijk aan 0,4, gegeven voor een onbeschutte
buitenomgeving (zie Tabel VIII.17) voornamelijk de hoge waarde voor de initiatieperiode
bepaalt.
Door de vermoedelijk te hoge ouderdomsfactor voor een onbeschutte buitenomgeving werd de
berekening van de initiatieperiodes opnieuw gedaan waarbij de term
in formule (29)
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
103
weggelaten werd (zie Tabel IX.31, berekening zonder ouderdomsfactor). Er werd aldus geen
rekening gehouden met het ouderdomseffect van de carbonatatiecoëfficiënt. Wat betreft
bewaring in het laboratorium wijzigt de initiatieperiode niet gezien de waarde voor de
ouderdomsfactor nca reeds 0 was. De initiatieperiodes voor een beschutte en onbeschutte
buitenomgeving zijn echter gedaald tot respectievelijk 58 en 97 jaar.
IX.8.1.2
Type blootstelling
De beschutte buitenomgeving blijkt de meest kritieke blootstelling te zijn indien bewaring onder
laboratoriumomstandigheden buiten beschouwing gelaten wordt. Deze laatste blootstelling
komt immers niet voor in de praktijk. Dit resultaat is te verwachten op basis van sectie II.2.4.3.3
waar de invloed van het type blootstelling met betrekking tot de kans tot carbonatatiegeïnduceerde corrosie besproken werd.
IX.8.1.3
Keuze voor verdere berekening
Er werd besloten om voor verdere berekening van de initiatieperiodes bij carbonatatiegeïnduceerde corrosie uit te gaan van een beschutte buitenomgeving. Deze blootstelling is
immers het meest kritiek van de twee realistische types blootstelling, beschutte en onbeschutte
buitenomgeving. Daarnaast wordt het referentiemengsel T(0,55) ook standaard voorgeschreven
voor milieuklasse XC3 die hiermee overeenkomt.
Er werd gekozen om de term
niet in rekening te brengen. Dit omdat er enerzijds in
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) geen waarden voor de ouderdomsfactor nca gegeven worden
voor mengsels met vliegas en/of silica fume en er in de literatuur ook geen dergelijke waarden
te vinden zijn. Bijgevolg zou dezelfde ouderdomsfactor voor de mengsels F50 en F40S10 moeten
gehanteerd worden die gegeven wordt voor portlandcement. Anderzijds bleek uit de
parameterstudie bij het referentiemengsel dat de bekomen initiatieperiodes reeds aan de hoge
kant waren en zeker wanneer er rekening werd gehouden met de verouderingsfactor.
IX.8.2 INITIATIEPERIODE BIJ T(0,55) – F50 – F40S10
De initiatieperiodes zonder rekening te houden met de term
F50 en F40S10 worden weergegeven in Tabel IX.32.
voor de mengsels T(0,55),
Tabel IX.32: Initiatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie:
T(0,55), F50, F40S10 (zonder ouderdomsfactor)
T(0,55)
58 jaar
F50
26 jaar
F40S10
47 jaar
Het verschil in initiatieperiodes is enkel en alleen te wijten aan de waarden voor de
carbonatatiecoëfficiënt
aangezien dit de enige parameter is die verschillend is voor elk van
de mengsels. Voor de verklaring van het verschil in waarden voor
wordt er verwezen naar
sectie IX.4.1.
IX.9 PROPAGATIEPERIODE
BIJ
CHLORIDE-/CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE
CORROSIE
IX.9.1 CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
IX.9.1.1
Invloed van het type blootstelling bij referentiemengsel T(0,45)
De propagatieperiodes voor elk van de types blootstelling voor het referentiemengsel T(0,45)
worden weergegeven in Tabel IX.33. Uit Tabel IX.33 en Figuur IX.49 blijkt dat zowel de
propagatie- als initiatieperiode het grootst is bij atmosferisch blootstelling. Er is geen verschil in
propagatieperiode tussen de andere types blootstelling onderling (ondergedompeld,
getijdenzone en spatzone). De waarden voor de parameters gegeven in Tabel VIII.21 die
afhankelijk zijn van het type blootstelling bij het bepalen van de propagatieperiode zijn dan ook
gelijk voor de types blootstelling ondergedompeld, spatzone en getijdezone.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
104
Tabel IX.33: Propagatieperiode chloride-geïnduceerde corrosie: Invloed type blootstelling bij T(0,45)
ondergedompeld
0,9 jaar
IX.9.1.2
spatzone
0,9 jaar
getijdezone
0,9 jaar
atmosferisch
4,1 jaar
Propagatieperiode bij T(0,45) - F50 – F40S10
De propagatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie wordt voor elk van de mengsels
weergegeven in Tabel IX.34. Net zoals bij de initiatieperiode blijkt de propagatieperiode het
kleinst te zijn voor het mengsel T(0,45) (0,9 jaar), gevolgd door het mengsel F50 (4,5 jaar). De
propagatieperiode voor het mengsel F40S10 is het grootst (11,4 jaar).
Tabel IX.34: Propagatieperiode chloride-geïnduceerde corrosie: T(0,45), F50, F40S10
T(0,45)
0,9 jaar
F50
4,5 jaar
F40S10
11,4 jaar
De enige parameters waaraan andere waarden werden toegekend voor elk van de mengsels zijn
deze die bepaald werden op basis van de meetresultaten (zie Tabel VIII.19). Aangezien de
waarden voor de splijtsterkte
vrij gelijklopend zijn voor elk betonmengsel zorgt deze
parameter niet voor een verschil in propagatieperiode.
De waarde voor de resistiviteit voor de mengsels F50 en T(0,45) bedragen respectievelijk 103
en 87 Ωm en zijn dus weinig verschillend. Hieruit blijkt dat de propagatieperiode sterk
afhankelijk is van de ouderdomsfactor voor de resistiviteit nres gezien de propagatieperiode van
F50 ongeveer vijf keer groter is dan deze van het mengsel T(0,45) en de waarden voor en
vrij gelijk zijn. De waarde voor de term nres voor F50 en T(0,45) is immers respectievelijk
gelijk aan 0,81 en 0,26.
De waarde voor de resistiviteit heeft ook een belangrijk effect op de propagatieperiode.
Ondanks de lagere waarde voor de term nres - 0,66 bij F40S10 tegenover 0,81 bij F50 - is de
propagatieperiode bij F40S10 toch het grootst. Dit kan alleen maar te wijten zijn aan de grote
waarde voor de resistiviteit , respectievelijk gelijk aan 392 Ωm, voor F40S10.
IX.9.2 CARBONATATIE -GEÏNDUCEERDE CORROSIE
IX.9.2.1
Invloed van het type blootstelling bij referentiemengsel T(0,55)
De propagatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie wordt voor elk type blootstelling
weergegeven in Tabel IX.35. In tegenstelling tot de initiatieperiodes blijkt de propagatieperiode
het kleinst te zijn voor een onbeschutte omgeving (zie IX.8.1.2). Nochtans is een beschutte
buitenomgeving wel degelijk de meest kritieke blootstelling (zie II.2.4.3.3).
Tabel IX.35: Propagatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie: Invloed type blootstelling bij T(0,55)
laboratorium
64 jaar
beschutte buitenomgeving
42 jaar
onbeschutte buitenomgeving
17 jaar
Er werd onderzocht welk van de parameters die afhankelijk zijn van het type blootstelling (zie
sectie VIII.1.4.2.4.1) zorgen voor deze onterecht langere propagatieperiode bij een beschutte
buitenomgeving. De propagatieperiode neemt toe naarmate de waarde voor de term wt daalt en
de waarde voor
stijgt. Zoals te zien is in Tabel VIII.22 is de waarde voor wt kleiner en de
waarde voor
groter bij een beschutte buitenomgeving zodat beide termen leiden tot een
langere propagatieperiode.
IX.9.2.2
Propagatieperiode bij T(0,55) - F50 – F40S10
De propagatieperiodes bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie wordt voor elk betonmengsel
weergegeven in Tabel IX.36. In tegenstelling tot de initiatieperiode, die lager was voor de
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
105
mengsels F50 en F40S10 dan de initiatieperiode voor het referentiemengsel T(0,55) (zie sectie
IX.8.2), blijken de propagatieperiodes net hoger te zijn (310 en 748 jaar). Deze hogere waarden
zijn te wijten aan de hogere waarden voor de resistiviteit
en voor de ouderdomsfactor van de
resistiviteit nres zoals bij de propagatieperiodes bij chloride-geïnduceerde corrosie (zei sectie
IX.9.1.2) het geval was.
Tabel IX.36: Propagatieperiode carbonatatie-geïnduceerde corrosie: T(0,55), F50, F40S10
T(0,55)
42 jaar
IX.10
LEVENSDUUR
BIJ
F50
310 jaar
F40S10
748 jaar
CHLORIDE-/CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE
CORROSIE
In Figuur IX.50 worden de initiatie- en propagatieperiodes - samen gelijk aan de levensduur weergegeven bij zowel chloride- (links) als carbonatatie- (rechts) geïnduceerde corrosie voor
elk betonmengsel. Er dient opgemerkt te worden dat de schalen in deze grafieken niet gelijk zijn.
Figuur IX.50: Initiatie- en propagatieperiode bij chloride- (milieuklasse XS2: ondergedompeld in zeewater)
(links) en carbonatatie- (milieuklasse XC3: buitenomgeving onbeschut) (rechts) geïnduceerde corrosie
IX.10.1
CHLRIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
In Figuur IX.50 (links) valt het op dat de propagatieperiode veel korter is dan de initiatieperiode
zoals ook in de literatuur terug te vinden is en reeds vermeld werd in sectie V.2. Bij chloridegeïnduceerde corrosie wordt de wapening namelijk zeer lokaal aangetast (zie sectie II.2.5.6).
Bijgevolg leidt corrosie van de wapening na initiatie snel tot een scheur aan het betonoppervlak
van 1 mm. Het einde van de levensduur wordt dus sneller bereikt. Dit verklaart de korte
propagatieperiodes.
De hogere levensduur voor de mengsels F50 en F40S10 (76 en 99 jaar) in vergelijking met de
levensduur voor T(0,45) (5 jaar) werden verwacht op grond van het besluit geformuleerd in
sectie III.3.5.3. Ter conclusie werd gesteld dat silica fume en vliegas zorgen voor een grotere
weerstand tegen corrosie omwille van de grotere weerstand tegen het indringen van chloriden
door hun dichtere poriënstructuur. Bij het mengsel F40S10 is de levensduur nog groter dan bij
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
106
het mengsel F50. Dit is te wijten aan het ‘filler-effect’ en de hoge puzzolane activiteit van silica
fume waardoor een nog dichtere poriënstructuur bekomen wordt bij F40S10 dan bij F50 (zie
sectie III.3.5.1). Uit Figuur IX.50 blijkt dat zowel de initiatie- als propagatieperiodes groter zijn
voor de mengsels F50 en F40S10 dan voor het referentiemengsel T(0,45).
De levensduur van het referentiemengsel T(0,45) (5 jaar) is vrij laag. In vergelijking met de
andere mengsels is vooral de initiatieperiode veel lager. De berekende initiatieperiodes met de
waarden volgens Definitie 1 uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) en met de waarden uit de CURleidraad (2007) zijn zelfs nog lager (zie sectie IX.7.2). Nochtans werd bij de berekening van de
propagatie- en initiatieperiode uitgegaan van een levensduur van 50 jaar (zie sectie VIII.1.2.2.1).
De berekende levensduur van het referentiemengsel T(0,45) lijkt daarom onrealistisch laag te
zijn. Er wordt dan ook aanbevolen het model uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) te evalueren
en verder onderzoek te doen naar het model en/of de parameters die als input gebruikt werden.
Zo kan er een parameter die het effect van het type nabehandeling – de behandeling tussen het
ontkisten van de proefstukken en voor de aanvang van de testen - (temperatuur, relatieve
vochtigheid,…) in rekening brengt, toegevoegd worden aan het model. Voor deze factor kan er
bijvoorbeeld onderscheid gemaakt worden tussen bewaring waarbij de proefstukken afgedekt
worden, ondergedompeld worden in water of atmosferisch blootgesteld worden.
Bij de mengsels F50 en F40S10 wordt de vooropgestelde levensduur van 50 jaar wel bereikt. Er
werd echter opgemerkt dat door het ontbreken van een waarde voor het kritiek
chloridengehalte bij mengsels met puzzolanen de initiatieperiode bij F50 en F40S10 nog sterk
kan variëren. Zo kunnen de initiatieperiodes, die de grootste bijdrage hebben op de levensduur,
van F50 en F40S10 lager uitvallen indien het kritiek chloridengehalte voor deze mengsels lager
is.
In het algemeen ontbreken er waarden voor bepaalde parameters uit Duracrete BE95-1347/R9
(2000). Zo zijn er geen waarden voor de invloedsfactor van de omgeving
bij de
initiatieperiode noch waarden voor de invloedsfactor van de relatieve vochtigheid
bij de
propagatieperiode voor mengsels met vliegas en silica fume. Ook meer waarden voor de
parameters
en
zijn vereist. Voor deze laatste twee worden wel waarden gegeven voor
mengsels met vliegas en silica fume maar wordt er geen onderscheid gemaakt naargelang de
verhouding vliegas/portlandcement en verhouding silica fume/portlandcement. Verder zijn ook
waarden voor deze parameters vereist voor mengsels die zowel silica fume als vliegas als
portlandcement bevatten.
IX.10.2
CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
Enkel bij het referentiemengsel T(0,55) is de propagatieperiode lager dan de initiatieperiode. Bij
de mengsels F50 en F40S10 is de propagatieperiode net hoger dan de initiatieperiode. In de
literatuur is er echter niets terug te vinden of de propagatieperiode langer al dan niet korter is
dan de initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie. Desondanks wordt hier in wat
volgt een argument gegeven waarom de propagatieperiode langer zou zijn dan de initiatieperiode.
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie heeft een algemene aantasting van de wapening tot gevolg
(zie sectie II.2.4.4). Bij deze vorm van aantasting corrodeert de wapening dan ook op uniforme
wijze en duurt het bijgevolg langer vooraleer de expansieproducten een scheur aan het
betonoppervlak veroorzaken. Zo duurt het na de initiatieperiode langer vooraleer het einde van
de levensduur bereikt is en wordt op basis hiervan een langere propagatieperiode verwacht.
Uit Figuur IX.50 blijkt enerzijds dat de initiatieperiode voor het referentiemengsel, T(0,55) (58
jaar) hoger is dan de initiatieperiode voor de mengsels F50 en F40S10 (26 en 47 jaar).
Daarentegen is de propagatieperiode voor T(0,55) (42 jaar) net lager dan de propagatieperiodes
voor F50 en F40S10 (310 en 748 jaar). Vooral het verschil in propagatieperiodes blijkt het
grootst te zijn waardoor de levensduur van het referentiemengsel T(0,55) het laagst is.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
107
Dit resultaat komt weliswaar niet overeen met het besluit in sectie III.3.4 waar gesteld wordt dat
bij vervanging van cement door puzzolanen - voornamelijk het geval bij F50 en F40S10 (zie
sectie IX.4.1) - de weerstand tegen carbonatatie geïnitieerde corrosie afneemt. Op basis hiervan
zou de levensduur van de mengsels F50 en F40S10 net lager moeten zijn. Omdat de weerstand
tegen carbonatatie-geïnduceerde corrosie ook afhangt van de porositeit en er bij het mengsel
F40S10 een nog dichtere betonstructuur bekomen wordt door het bijkomende ‘filler-effect’ van
de 10% silica fume wordt er een hogere levensduur verwacht bij F40S10 dan bij F50. Dit blijk
wel het geval te zijn zoals blijkt in Figuur IX.50.
De levensduur van het referentiemengsel T(0,55) (100 jaar) is aan de hoge kant. Net zoals bij de
berekening van de levensduur bij chloride-geïnduceerde corrosie werd er immers uitgegaan van
een levensduur van 50 jaar. Er dient opgemerkt te worden dat de initiatieperiode en daarmee
ook de levensduur nog groter zou zijn indien de ouderdomsfactor voor de carbonatatieweerstand wel in rekening gebracht (zie sectie IX.8.1.1). Aanpassingen aan het model uit
Duracrete BE95-1347/R9 (2000) zijn dus vereist. Zo kan er een parameter die het effect van de
aanwezigheid van scheuren in beton in rekening brengt, toegevoegd worden aan het model.
Eenmaal het beton kleine scheuren vertoont kunnen de CO2-moleculen immers gemakkelijker
binnendringen en zal het carbonatatiefront sneller de wapeningsstaaf bereiken.
De propagatieperiodes voor de mengsels F50 en F40S10 (310 en 748 jaar) zouden kleiner
moeten zijn dan deze voor het referentiemengsel T(0,55) (42 jaar). De hoge waarden voor de
propagatieperiodes voor F50 en F40S10 werden toegeschreven in sectie IX.9.2.2 aan de hogere
waarden voor de resistiviteit en voor de ouderdomsfactor voor de resistiviteit nres voor deze
twee mengsels. In het model voor de propagatieperiode uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) is
de corrosiesnelheid dan ook omgekeerd evenredig met de resistiviteit (zie formule (44)).
Zoals besproken in sectie IV.2.4 kan volgens Bazant (1979) het verband tussen corrosiesnelheid
en resistiviteit inderdaad vereenvoudigd benaderd worden als omgekeerd evenredig.
Volgens Bazant (1979) is dit verband echter sterk afhankelijk van het type beton (zie sectie
IV.2.4). Dit verband zou dan ook moeten aangepast worden voor mengsels met puzzolanen in
het model voor de propagatieperiode uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000). Zo kunnen er
parameters toegevoegd worden aan dit verband die het type bindmiddel in rekening brengen.
Het model uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) voor het bepalen van de levensduur toegepast
op mengsels met puzzolanen staat nog niet op punt omwille van volgende redenen. Ten eerste
ontbreken er waarden voor de invloedsfactor van de omgeving bij de initiatieperiode als ook
waarden voor de invloedsfactor van de relatieve vochtigheid
bij de propagatieperiode
voor mengsels met vliegas en silica fume. Daarnaast zijn er, zoals reeds vermeld werd in sectie
IX.5.3.3, richtlijnen vereist voor het bepalen van de ouderdomsfactor van de resistiviteit. De
hoge propagatieperiodes voor de mengsels F50 en F40S10 zijn immers te wijten aan de hoge
waarden voor de ouderdomsfactor voor de resistiviteit van deze mengsels.
In het algemeen is de levensduur bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie hoger dan deze bij
chloride-geïnduceerde corrosie. Dit tweede type corrosie is dan ook de meest kritieke vorm.
IX.10.3
INVLOED VAN HET IN REKENING BRENGEN PROPAGATIEPERIODE
Zoals vermeld in sectie V.3 wordt met de meeste bestaande modellen enkel de initiatieperiode
geschat en wordt het einde van de levensduur gelijk gesteld aan het einde van deze periode. Bij
deze benadering wordt de duur van de propagatieperiode buiten beschouwing gelaten. In wat
volgt wordt er gekeken of het al dan niet in rekening brengen van de propagatieperiode bij de
resultaten hier een groot verschil geeft in levensduur.
Wat betreft chloride-geïnduceerde corrosie neemt de levensduur in geringe mate toe - 24%, 6%
en 13% respectievelijk voor T(0,45), F50 en F40S10 - wanneer naast de initiatieperiode ook de
propagatieperiode in beschouwing werd genomen. Daarentegen stijgt de levensduur bij
carbonatatie-geïnduceerde corrosie met 72% voor T(0,55) en wordt de levensduur met
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
108
ongeveer een factor 13 en 17 keer groter respectievelijk voor F50 en F40S10 wanneer ook de
propagatieperiode in beschouwing werd genomen. Indien de propagatieperiode niet in rekening
wordt gebracht, wordt de levensduur aanzienlijk onderschat bij carbonatatie-geïnduceerde
corrosie
IX.11
LEVENSCYCLUSANALYSE
Zoals besproken in sectie VIII.2.2 is in deze studie niet alleen de CO2-uitstoot tijdens het
productieproces maar ook de druksterkte en de levensduur van de betonmengsels van belang in
dit onderzoek. De input en output van deze bijhorende LCA-analyse wordt weergegeven in Tabel
IX.37. Hierbij werd de GWP (global warming potential) zowel bepaald met de levensduur bij
chloride- als carbonatatie-geïnduceerde corrosie.
Om de resultaten van deze LCA-analyse, die besproken worden in sectie IX.11.4, beter te
begrijpen wordt de invloed van de CO2-uitstoot tijdens de productiefase, de druksterkte en de
levensduur eerst afzonderlijk besproken (zie secties IX.11.1-IX.11.3). Voor de invloed van deze
eerste twee werd de GWP opnieuw berekend waarbij de FU anders gedefinieerd werd. In sectie
IX.11.3, waar de invloed van het in rekening brengen van de levensduur op de GWP wordt
besproken, wordt ook eens gekeken in welke mate de GWP overschat wordt, indien de
propagatieperiode buiten beschouwing wordt gelaten bij de levensduur.
Tabel IX.37: Input en output LCA-analyse
INPUT
Sterkte
Initiatieperiode
 chloride-geïnduceerde corrosie
 carbonatatie-geïnduceerde corrosie
Levensduur
 chloride geïnduceerde corrosie
 carbonatatie geïnduceerde corrosie
OUTPUT
GWPa (productiefase)
GWP (productiefase, sterkte)
GWP (productiefase, sterkte en initiatieperiode)
 chloride-geïnduceerde corrosie
 carbonatatie-geïnduceerde corrosie
GWP (productiefase, sterkte en levensduur)
 chloride-geïnduceerde corrosie
 carbonatatie-geïnduceerde corrosie
a global warming potential
IX.11.1
T(0,45)
60
F50
50
F40S10
60
T(0,55)
45
4
71
28
88
47
/
58
5
/
T(0,45)
[kg CO2,eq]
289
-2
[10 kg CO2,eq]
482
76
100
F50
240
480
99
100
F40S10
233
388
/
100
T(0,55)
255
567
[10-2 kg CO2,eq]
[10-2 kg CO2,eq]
123,5
/
6,7
17,1
4,4
8,3
/
9,8
[10-2 kg CO2,eq]
[10-2 kg CO2,eq]
101,2
/
6,3
4,8
3,9
3,9
/
5,7
[N/mm²]
[jaar]
[jaar]
[jaar]
[jaar]
INVLOED PRODUCTIEFASE EN BIJDRAGE COMPONENTEN
Voor een eerste berekening van de GWP werd de FU van elk betonmengsel gelijk gesteld aan 1
m³ beton. Aan de hand van de resultaten bij deze input (zie GWP (productiefase) in Tabel IX.37)
kan namelijk de equivalente CO2-uitstoot tijdens de productiefase bestudeerd worden. De
bijdrage van elke component van de betonmengsels wordt getoond in Figuur IX.51.
Uit Figuur IX.51 blijkt dat bij elk mengsel de grootste bijdrage geleverd wordt door
portlandcement. Dit resultaat was te verwachten op basis van sectie III.2.1 waar gesteld wordt
dat portlandcement voor de grootste bijdrage zorgt omwille van zijn energieopslorpend
productieproces (METHA, 2001). Na omrekening blijkt dat de productie van 1 ton
portlandcement gepaard gaat met een uitstoot van 832 kg CO2-uitstoot. Deze waarde ligt in de
buurt van de waarde van 842 kg CO2-uitstoot die bekomen werd door het gemiddelde te nemen
van verschillende literatuurbronnen (VAN DEN HEEDE & DE BELIE, 2012)(zie sectie III.2.1).
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
109
F40S10
F50
T(0,55)
T(0,45)
0
50
100
150
kg CO2-equivalent
200
250
300
Portlandcement, strength class Z 52,5, at plant/CH U
Gravel, round, at mine/CH U
Sand, at mine/CH U
Superplasticizer
Fly ash
Silica fume
Figuur IX.51: GWP - Bijdrage componenten bij T(0,45), T(0,55), F50 en F40S10
Een gedeeltelijke vervanging van 50% van portlandcement door 50% vliegas en 40% vliegas en
10% silica fume respectievelijk bij de mengsels F50 en F40S10 leidt echter niet tot reductie van
50% in de totale waarde van de equivalente CO2-uitstoot. Zoals te zien is in Tabel IX.37 bedraagt
de GWP 240 en 233 kg CO2,eq respectievelijk voor de mengsels F50 en F40S10, terwijl deze voor
de mengsels T(0,45) en T(0,55) op basis van louter en alleen portlandcement gelijk is aan 289 en
255 kg CO2,eq. Voor deze vaststelling kunnen er twee verklaringen gegeven worden.
Ten eerste werd er aan de hand van allocatiecoëfficiënten een deel van de impact van de
elektriciteitsproductie/productie van metallurgisch silicium toegeschreven aan vliegas/silica
fume (zie sectie VIII.2.3). De materialen die gebruikt werden ter vervanging van portlandcement
hebben dus ook een bijdrage op de GWP, die weliswaar veel kleiner is. Zoals te zien is in Figuur
IX.51 bij het mengsel F50, waar de hoeveelheid vliegas en portlandcement aan elkaar gelijk zijn,
bedraagt de equivalente CO2-uitstoot van vliegas immers ongeveer één vierde van de bijdrage
van portlandcement.
Ten tweede is de totale hoeveelheid bindmiddel in elk van de betonmengsels verschillend. Deze
laatste is gelijk aan 340, 300, 450 en 340 kg respectievelijk voor de mengsels T(0,45), T(0,55),
F50 en F40S10. Zo wordt er 225 kg en 170 kg portlandcement gebruikt in de mengsels F50 en
F40S10.
Verder kan de GWP van de productie van vliegas en silica fume met elkaar vergeleken worden
aan de hand van de bijdrage van de componenten van het mengsel F40S10 in Figuur IX.51. Bij
het mengsel F40S10 is de equivalente CO2-uitstoot quasi dubbel zo groot voor silica fume dan
voor vliegas, hoewel de hoeveelheid vliegas 4 keer zo groot is dan de hoeveelheid silica fume in
het mengsel F40S10. Dit verklaart waarom de equivalente CO2-uitstoot bij F40S10 (233 kg
CO2,eq) slechts weinig minder is dan deze voor F50 (240 kg CO2,eq) terwijl de totale hoeveelheid
bindmiddel bij deze eerste slechts 340 kg bedraagt terwijl dit voor deze tweede 450 kg is.
Ter conclusie kan gesteld worden dat het gebruik van de mengsels F50 en F40S10 voordelig is
ten opzichte van beide mengsels T(0,45) en T(0,55) indien enkel de GWP horend bij de
productiefase bestudeerd wordt. Hierbij bedraagt de GWP van de mengsels F50 en F40S10 20 %
en 24 % minder in vergelijking met T(0,45) en 6 % en 9% minder in vergelijking met T(0,55).
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
110
IX.11.2
INVLOED DRUKSTERKTE
Bij een tweede berekening waarbij de FU bepaald werd door 1 m³ beton te delen door de
druksterkte (karakteristieke minimum druksterkte van de kubus van de sterkteklasse) wordt
ook rekening gehouden met de vereiste hoeveelheid beton per eenheid van druksterkte.
Uit de resultaten in Tabel IX.37 (zie GWP (productiefase, druksterkte)) blijkt het voordeel van
het mengsel F50 ten opzichte van T(0,45) verdwenen te zijn. De GWP voor beide mengsels is
immers quasi gelijk, 482 en 480. 10-2 kg CO2,eq, voor T(0,45) en F50. Dit komt omdat door de
lagere druksterkte van het mengsel F50 er meer beton vereist is per eenheid van druksterkte
dan voor T(0,45). Gezien de sterkteklasse van de mengsels F40S10 en T(0,45) aan elkaar gelijk
zijn, zal er bij beide mengsels een zelfde hoeveelheid beton nodig zijn. Bijgevolg heeft de
druksterkte geen invloed op het verschil in GWP voor F40S10 en T(0,45) en blijft het mengsel
F40S10 voordelig.
Door de lage druksterkte van het mengsel T(0,55) wordt het gebruik van de mengsels F50 en
F40S10 nog voordeliger indien er rekening wordt gehouden met de nodige hoeveelheid beton
per eenheid van druksterkte. De GWP van F50 en F40S10 is respectievelijk 18 % en 46 % (480
en 388. 10-2 kg CO2,eq) kleiner in vergelijking met de GWP voor T(0,55) (567.10-2 kg CO2,eq).
IX.11.3
INVLOED LEVENSDUUR
Bij chloride-geïnduceerde corrosie heeft het in rekening brengen van de levensduur een grote
impact op het verschil in de GWP tussen de mengsels T(0,45), F50 en F40S10. Uit Tabel IX.37
blijkt namelijk dat de GWP van de mengsels F50 en F40S10 (6,3 en 3,9 10-2 kg CO2,eq) ongeveer
16 en 26 keer kleiner is dan deze voor het referentiemengsel T(0,45) (101 10-2 kg CO2,eq). Dit
omdat ook de levensduur van eerst vernoemde mengsels - 76 jaar voor F50 en 99 jaar voor
F40S10 - met een factor 20 keer groter is de levensduur voor het referentiemengsel T(0,45) (5
jaar).
Indien enkel de initiatieperiode in rekening werd gebracht, en de FU berekend werd door te
delen door de initiatieperiode in plaats van door de levensduur (initiatieperiode +
propagatieperiode) blijkt het verschil in GWP tussen de mengsels F50 en F40S10 en het mengsel
T(0,45) nog iets groter te zijn. De GWP van de mengsels F50 en F40S10 (6,7 en 4,4 10-2 kg CO2,eq)
is ongeveer 18 en 28 keer dan de GWP voor T(0,45) (123,5 10-2 kg CO2,eq). Indien de
propagatieperiode buiten beschouwing wordt gelaten, wordt de GWP bij chloride-geïnduceerde
corrosie met 22%, 6% en 13% overschat respectievelijk voor T(0,45), F50 en F40S10.
Bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie heeft de levensduur geen impact op het verschil in GWP
tussen de mengsels T(0,55), F50 en F40S10. De GWP van de mengsels F50 en F40S10 blijft 18%
en 46% lager dan van het mengsel T(0,55) zoals het geval was in sectie IX.11.2 waar enkel de
CO2-uitstoot tijdens de productiefase en de druksterkte in rekening werd gebracht. Zoals te zien
is in Tabel IX.37 werd de FU voor elk van de mengsel immers berekend met dezelfde levensduur
van 100 jaar. Er dient opgemerkt te worden dat de levensduur van de mengsels F50 en F40S10
(336 en 795 jaar) (zie Figuur IX.50) gereduceerd werd tot 100 jaar (zie sectie VIII.2.2). Dit werd
gedaan omdat de hoogste ontwerplevensduur voor constructies gelijk is aan 100 jaar (Fib
Bulletin 34, 2006).
Indien enkel de initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie in rekening werd
gebracht blijkt de GWP bij F50 (17,1 10-2 kg CO2,eq) 75% hoger te zijn dan voor het
referentiemengsel T(0,55) (9,8 10-2 kg CO2,eq). Het voordeel van de lagere CO2-uitstoot tijdens
productie en de hogere druksterkte van F50 wordt teniet gedaan door de lagere
initiatieperiodes van het mengsel F50 (28 jaar tegenover 58 jaar). Wat betreft het mengsel
F40S10 blijft de GWP lager (8,3 10-2 kg CO2,eq) maar is het verschil afgenomen tot 18% ten
opzichte van T(0,55) omdat de initiatieperiode van F40S10 ook lager is dan deze voor T(0,55)
(47 jaar tegenover 58 jaar). Indien de propagatieperiode buiten beschouwing wordt gelaten,
wordt de GWP aanzienlijk overschat met 172 %, 357 % en 213 % respectievelijk voor T(0,55),
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
111
F50 en F40S10. De propagatieperiodes leverden dan ook de grootste bijdrage in de levensduur
bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie.
IX.11.4
BESLUIT
IX.11.4.1
Chloride-geïnduceerde corrosie
In sectie III.2.2 kwam gedeeltelijke vervanging van portlandcement door puzzolanen aan bod als
methode om de milieu-impact van beton te verminderen. De effectiviteit van deze methode op
basis van de resultaten in deze studie wordt voor elk van de types corrosie apart besproken.
Voor constructies in omgevingsklasse XS2 waarvoor het referentiemengsel voor weerstand
tegen chloriden, T(0,45), standaard voorgeschreven wordt, blijkt het gebruik van de mengsels
F50 en F40S10 een voordeel te zijn. Indien rekening gehouden wordt met de CO2-uitstoot tijdens
productie, de druksterkte en de levensduur is de GWP voor het referentiemengsel (T0,45) (101
10-2 kg CO2,eq) grofweg een factor 20 groter dan deze voor F50 en F40S10 (6,3 en 3,9 10-2 kg
CO2,eq). Er moet echter kritisch omgegaan worden met dit resultaat. Het argument hiervoor is dat
dit verschil in GWP voornamelijk te wijten is aan het grote verschil in levensduur. De levensduur
van T(0,45) (5 jaar) bleek immers vrij laag te zijn aangezien de vooropgestelde levensduur 50
jaar bedroeg. Daarnaast is er nog een grote variatie mogelijk op de hoge levensduur van de
mengsels F50 en F40S10 (76 en 99 jaar) omdat er nog onzekerheid is omtrent de waarde voor
het kritiek chloridengehalte voor mengsels met puzzolanen. Indien er echter enkel rekening
gehouden wordt met de CO2-uitstoot tijdens productie en de druksterkte blijkt het mengsel F50
(480. 10-2 kg CO2,eq) nog altijd even goed te presteren als T(0,45) (482. 10-2 kg CO2,eq), terwijl de
GWP van het mengsel F40S10 (388. 10-2 kg CO2,eq) zelfs 24% lager is.
Indien de propagatieperiode buiten beschouwing gelaten wordt, wordt de GWP slechts in
geringe mate overschat met 22%, 6% en 13% respectievelijk voor T(0,45), F50 en F40S10 in
vergelijking met wanneer de volledige levensduur (initiatieperiode + propagatieperiode) in
rekening wordt gebracht. Bij enkel het in rekening brengen van de initiatieperiode zijn de
mengsels F50 en F40S10 nog steeds voordelig (6,7 en 4,4 10-2 kg CO2,eq voor F50 en F40S10
tegenover 123,5 10-2 kg CO2,eq voor T(0,45)).
IX.11.4.2
Carbonatatie-geïnduceerde corrosie
Voor constructies in omgevingsklasse XC3 kan op basis van de resultaten hier niet
geconcludeerd of het gebruik van de mengsels F50 en F40S10 in plaats van het mengsel T(0,55)
al dan niet een voordeel is. Enerzijds is de GWP 18 % en 46 % lager voor respectievelijk F50 en
F40S10 (480 en 388. 10-2 kg CO2,eq) dan voor T(0,55) (567. 10-2 kg CO2,eq) indien enkel de CO2uitstoot tijdens de productiefase en de druksterkte van het beton in rekening wordt gebracht.
Anderzijds wordt er verwacht op basis van wat in de literatuur terug te vinden is dat mengsels
met puzzolanen minder bestand zijn tegen carbonatatie-geïnduceerde corrosie waardoor de
levensduur van deze laatste lager zou moeten zijn dan diegene van mengsels met
portlandcement. In deze studie hier werden echter net hogere waarden voor de levensduur voor
de mengsels F50 en F40S10 bekomen door de hoge waarden voor de propagatieperiodes. Er is
echter verder onderzoek vereist om al dan niet bevestiging te vinden voor deze lange
propagatieperiodes. Bijgevolg is het niet gekend hoeveel kleiner de levensduur van de mengsels
F50 en F40S10 in werkelijkheid zijn in vergelijking met de levensduur van T(0,55). Indien het
verschil in levensduur dermate groot is kan het zijn dat het voordeel van lagere CO 2-uitstoot
tijdens de productiefase en de hogere druksterkte van de mengsels F50 en F40S10 teniet gedaan
wordt en dat de GWP voor deze laatste zelfs hoger is dan voor T(0,55).
Indien de propagatieperiode buiten beschouwing wordt gelaten, wordt de GWP bij carbonatatie
-geïnduceerde corrosie aanzienlijk overschat met 172 %, 357 % en 213 % respectievelijk voor
T(0,55), F50 en F40S10. Dit omdat in tegenstelling tot chloride-geïnduceerde corrosie de
propagatieperiodes bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie de grootste bijdrage leveren in de
levensduur. Voor constructies in omgevingsklasse XC3 is het dan ook aangewezen om de
volledige levensduur (initiatieperiode + propagatieperiode) in acht te nemen voor het bepalen
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
112
van de GWP. Verder bleek de GWP voor het mengsels F50 (17,1 10-2 kg CO2,eq) 75% hoger te zijn
dan voor T(0,55) (9,8 10-2 kg CO2,eq). Het voordeel van de lagere CO2-uitstoot tijdens productie
en hogere druksterkte van F50 wordt met andere woorden teniet gedaan door de lagere
initiatieperiode van F50. Wat betreft het mengsel F40S10 (8,3 10-2 kg CO2,eq) blijft de GWP lager
dan voor het mengsel T(0,55) wanneer de propagatieperiode buiten beschouwing wordt
gelaten.
Hoofdstuk IX: Resultaten en discussie
113
X. CONCLUSIES EN PERSPECTIEVEN
De referentiemengsel T(0,45) en T(0,55) behoorden tot sterkteklassen C50/60 en C35/45. Dit is
twee klassen hoger dan op basis van norm NBN EN 206-1 (2000). Verder behoorden de
mengsels F50 en F40S10 tot sterkteklasse C50/60 en C40/50. Deze sterkteklassen zijn hoger
dan de minimum sterkteklassen die voorop gesteld worden voor de milieuklassen XS2 en XC3
waarvoor de referentiemengsels T(0,45) en T(0,55) voorgeschreven worden. De sterkte van de
mengsels met puzzolanen was met andere woorden voldoende opdat deze in aanmerking
zouden komen ter vervanging van de traditionele mengsel. Zoals verwacht was de
karakteristieke druksterkte van het mengsel F40S10 (65 N/mm²) veruit hoogst door de dichtere
poriënstructuur die bekomen werd door toevoeging van silica fume. De karakteristieke
druksterkte van het mengsel F50 was gelijk aan 53N/mm² maar er wordt verwacht dat deze op
latere leeftijd nog sterk zal toenemen omdat de puzzolane reactie van vliegas trager is.
De gemiddelde chloridemigratiecoëfficiënt van de mengsels F40S10 en F50 (5,5 en 11,7.10-12
m²/s) waren respectievelijk 50% groter en 40% kleiner in vergelijking met de gemiddelde
chloridemigratiecoëfficiënt voor het referentiemengsel T(0,45)(8,1.10-12 m²/s). Dit was een
logisch resultaat op basis van wat er in de literatuur terug te vinden is en werd ook bevestigd
door andere studies.
De carbonatatiecoëfficiënt kveld was zoals te verwachten het laagst bij het referentiemengsel
T(0,55) (1,4
), hoger voor F40S10 (1,5
) en het hoogst voor F50 (2,1
). In vergelijking met waarden uit andere studies waren de carbonatatiecoëfficiënten
vrij hoog. Omdat de verhoogde concentratie CO2 10% bedroeg tijdens de carbonatatietest kan
het zijn dat de carbonatatiecoëfficiënt kveld onderschat werd.
Volgende besluiten werden getrokken op basis van de resistiviteitsmetingen:
 Wat betreft het type bindmiddel was de resistiviteit veruit het hoogst bij F40S10, lager
voor T(0,45) en F50 en het laagst bij T(0,55).
 De verzadigingsgraad had een belangrijke invloed op de resistiviteit. Er werd vastgesteld
dat de resistiviteit daalde naarmate het vochtgehalte toenam. Zo was de oppervlakteresistiviteit na verzadiging lager dan voor verzadiging voor zowel de platen als
kubussen. Wat betreft de bulkresistiviteit was het verschil afhankelijk van de geometrie
van het proefstuk en de betonsamenstelling, gezien deze twee de vochtopname tijdens
verzadiging bepalen.
 De geometrie van het proefstuk beïnvloedde zowel de oppervlakte- als de
bulkresistiviteit. Zo was de oppervlakteresistiviteit van de platen lager dan die voor de
kubussen omdat de stroomlijnen bij deze eerste minder begrensd werden door het
grotere volume van de platen.
 Voor de lagere bulkresistiviteit van de kubussen ten opzichte van deze voor de cilinders
werden er twee mogelijke hypothesen gegeven. Ten eerste kon het zijn dat de
stroomlijnen bij de kubus door het grotere volume van dit proefstuk minder begrensd
werden. Ten tweede kon het verschil te wijten zijn aan het verschil in uitdroging
aangezien de verhouding blootstellingsoppervlak/volume niet gelijk was voor de
cilinders en de kubussen. Verder onderzoek is vereist om deze hypothesen verder te
staven of te verwerpen.
 De massa van de platen en kubussen nam toe met de tijd omdat het effect van de vorige
verzadiging nog niet verdwenen was wanneer het proefstuk opnieuw verzadigd werd.
Het verschil in verzadigingsgraad voor en na elke verzadiging werd hierdoor kleiner
naarmate het proefstuk meerdere malen verzadigd werd. Het gevolg hiervan was dat het
verschil in resistiviteit voor en na verzadiging ook afnam.
 De ouderdomsfactor voor de resistiviteit
voor het mengsel F50 (0,81) was drie en
vier keer groter dan deze voor de mengsels T(0,45) en T(0,55) (0,26 en 0,19). Deze
laatste waarden voor de mengsels met portlandcement kwamen in de buurt van de
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
114

ouderdomsfactor
van 0,23 voor portlandcement uit Duracrete BE95-1347/R9
(2000). Voor een mengsel met 20% vliegas wordt de ouderdomsfactor
gelijk gesteld
aan 0,62 in Duracrete BE95-1347/R9 (2000). De hoge waarde voor F50 die in deze
studie bekomen werd, was te wijten aan de trage puzzolane reactie van vliegas waardoor
de porositeit op latere leeftijd nog sterk afnam. De ouderdomsfactor voor de resistiviteit
van het mengsel F40S10 met 10% minder vliegas was gelijk aan 0,66.
Na twee weken droging in de oven bleek het verschil in resistiviteit tussen de
verschillende proefstukken verdwenen te zijn. Deze vaststelling bevestigde de sterke
invloed van het vochtgehalte op de resistiviteit.
Wat betreft de chloride-indringing en carbonatatiefront na respectievelijk onderdompeling in Clbad en blootstelling aan verhoogde concentratie CO2 als ook de invloed van deze op de
resistiviteit kon het volgende besloten worden:
 De indringdiepte van chloriden nam meer toe gedurende de eerste 4 weken dan tussen 4
en 16 weken onderdompeling in het Cl-bad. Verder was de indringing na 16 weken
onderdompeling het hoogst bij T(0,45) (13,6 mm), lager bij F40S10 (12,2 mm) en het
laagst bij F50 (9,2 mm). De lagere indringdieptes en dus grotere diffusieweerstand voor
de mengsels met puzzolanen was te wijten aan hun dichtere poriënstructuur.
 De resistiviteit bleek niet beïnvloed te worden door de indringing van chloriden bij
T(0,45) en F50. Dit stemde overeen met hetgene er terug te vinden is in de literatuur. Bij
het mengsel F40S10 was het niet duidelijk of de resistiviteit al dan niet beïnvloed werd
door de indringing van chloriden. Op basis van de gemeten weerstand en corrosiesnelheid met de HCP-metingen en de galvanostatische pulsmetingen werd er vermoed
dat de resistiviteit bij F40S10 verkeerd gemeten werd en de indringing van chloriden bij
dit mengsel dus ook geen invloed had op de resistiviteit. Om hier omtrent uitsluitsel te
geven zouden metingen kunnen gedaan worden op bijkomende referentieproefstukken
die bewaard onder dezelfde vochtomstandigheden, maar dan ondergedompeld in water
in plaats van ondergedompeld in een Cl-bad.
 Het carbonatatiefront nam evenveel toe gedurende de eerste 4 weken als tussen 4 en 16
weken blootstelling aan een verhoogde concentratie CO2 van 10%. Na 20 weken
blootstelling was het carbonatatiefront het minst ver van het blootstellingsoppervlak
voor T(0,55) (10,6 mm), verder voor F40S10 (11,5 mm) en het verst voor F50 (15,5
mm). De grotere indringing van CO2 bij mengsels met puzzolanen is enerzijds te wijten
aan de gereduceerde hoeveelheid Ca(OH)2 waardoor de bindingscapaciteit met CO2
afneemt. Anderzijds reageert CO2 bij puzzolanen ook met andere producten dan Ca(OH)2
waardoor er minder CaCO3 gevormd. Deze laatste heeft een groter volume dan Ca(OH)2
en slaat neer in de poriën van het beton waardoor de porositeit en daarmee ook de
carbonatatiesnelheid afneemt naarmate het carbonatatieproces vordert bij vorming van
CaCO3. Gezien er meer CaCO3 gevormd wordt bij mengsels met portlandcement neemt
de carbonatatiesnelheid af terwijl dit niet het geval is voor mengsels met puzzolanen.
 Er kon geen besluit geformuleerd worden omtrent de invloed van carbonatatie op de
resistiviteit zelfs met behulp van de resultaten van de HCP-metingen en galvanostatische
pulsmetingen. Er wordt aangeraden om resistiviteitsmetingen te doen op bijkomende
referentieproefstukken die bewaard worden bij dezelfde relatieve vochtigheid van 60%
als in de CO2-kast maar dan bij een normale atmosferische blootstelling. Omdat het kan
zijn dat de puzzolane reactie niet in dezelfde mate doorgaat onder invloed van
carbonatatie kunnen vergelijkende TGA-testen uitgevoerd worden.
De weerstand en corrosiesnelheid gemeten met de HCP-metingen en galvanostatische
pulsmetingen op 20 weken ouderdom na vacuüm verzadiging bleken goed overeen te stemmen
met de resultaten met de resistiviteitsmetingen op diezelfde leeftijd. Op basis van de waarden
van de corrosiesnelheid was de graad van corrosie laag bij F40S10, gemiddeld voor F50 en hoog
voor T(0,45) en T(0,55). Hiermee corresponderend was op basis van de waarden van de
resistiviteitsmetingen het risico op corrosie laag bij F40S10, gemiddeld voor F50 en hoog voor
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
115
T(0,45) en T(0,55). De gemeten potentiaalverschillen gaven echter tegenstrijdige resultaten
waardoor deze dan ook niet verder gebruikt werden.
Wat betreft de initiatie-, propagatieperiode en levensduur bij chloride-geïnduceerde corrosie
kon het volgende geconcludeerd worden:
 Op basis van de parameterstudie van de initiatieperiode bij chloride-geïnduceerde
corrosie bleek op basis van de berekende initiatieperiodes de blootstelling ondergedompeld het meest kritiek te zijn. Dit resultaat was tegenstrijdig met wat in de
literatuur terug te vinden is waar gesteld wordt dat de getijdezone de meest kritieke
blootstelling is. De hogere initiatieperiode bij de blootstelling getijdezone (5 jaar)
tegenover de initiatieperiode bij de blootstelling ondergedompeld (3,9 jaar) was
voornamelijk te wijten aan de hoge waarde voor de invloedsfactor voor de omgeving ke
uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) voor deze laatst vernoemde blootstelling. De
waarden voor deze parameter ke zouden kunnen experimenteel bepaald worden door
proefstukken te bewaren onder atmosferische blootstelling, getijde- en spatzone en
ondergedompeld en vervolgens op geregelde tijdstippen de chloride-indringing te
bepalen.
 De initiatieperiodes bij chloride-geïnduceerde corrosie voor het type blootstelling
ondergedompeld bij F50 en F40S10 (71 en 88 jaar) waren hoger dan voor het referentiemengsel T(0,45) (3,9 jaar). Deze hogere initiatieperiodes waren voornamelijk te wijten
aan de hogere waarden voor de ouderdomsfactor voor de chloridemigratiecoëfficiënt
en het kritiek chloridengehalte
. Door het ontbreken van correcte waarden voor het
kritiek chloridengehalte
voor mengsels met puzzolanen is er echter nog een grote
variatie op de initiatieperiodes bij F50 en F40S10 mogelijk. Ook voor de invloedsfactor
voor de omgeving ke is voor de mengsels met andere types bindmiddel nog verder
onderzoek vereist.
 Op basis van de parameterstudie op het referentiemengsel T(0,45) bleek de propagatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie gelijk te zijn aan voor de types blootstelling
ondergedompeld, getijde- en spatzone (0,9 jaar). Enkel voor de atmosferische blootstelling werd de hogere waarde gelijk aan 4,1 jaar voor de propagatieperiode bekomen.
 Net zoals de initiatieperiodes waren ook de propagatieperiodes bij het type blootstelling
ondergedompeld voor de mengsels F50 en F40S10 (4,5 en 11,4 jaar) hoger dan voor het
referentiemengsel T(0,45)(0,9 jaar). Dit was voornamelijk te wijten aan de hogere
waarden voor de ouderdomsfactor van de resistiviteit
en de waarde voor de
resistiviteit zelf. Voor alle drie de mengsels was de propagatieperiode beduidend
lager dan de initiatieperiode. Dit stemt overeen met wat terug te vinden is in de
literatuur.
 De initiatie-, en propagatieperiode en daarmee ook de levensduur was hoger voor de
mengsels F50 en F40S10 (76 en 99 jaar), dan de levensduur van het referentiemengsel
T(0,45) (5 jaar). Dit stemt overeen met de verwachtingen in de literatuur waar gesteld
wordt dat deze mengsels een hogere weerstand tegen corrosie hebben door hun lagere
porositeit waardoor de weerstand tegen het indringen van chloriden groter is. De
levensduur van het mengsels F40S10 was nog hoger dan die voor het mengsel F50
omdat bij deze eerst vernoemde een nog dichtere poriënstructuur bekomen werd door
het filler-effect en de hoge puzzolane activiteit van de silica fume.
 Verder werd de vooropgestelde levensduur van 50 jaar ruimschoots bereikt bij F50 en
F40S10, terwijl de levensduur van het referentiemengsel slechts 5 jaar was. Omdat deze
waarde vrij laag leek te zijn, is verder onderzoek in het model in Duracrete BE951347/R9 (2000) vereist.
 De levensduur (initiatieperiode + propagatieperiode) werd in geringe mate onderschat
indien de propagatieperiode buiten beschouwing gelaten werd. De onderschatting was
gelijk aan 24%, 6% en 13% respectievelijk voor de mengsels T(0,45), F50 en F40S10.
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
116
Wat betreft carbonatatie-geïnduceerde corrosie luiden de conclusies als volgt:
 Uit de parameterstudie van de initiatieperiode bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie
bleek dat de ouderdomsfactor voor de carbonatatieweerstand
zorgt voor een
initiatieperiode van 134 en >1000 jaar voor een beschutte en onbeschutte buitenomgeving. Omdat deze periodes onrealistisch hoog leken en er geen waarden voor de
ouderdomsfactor
voor mengsels met puzzolanen terug te vinden zijn, werd de
ouderdomsfactor voor de carbonatatieweerstand
buiten beschouwing gelaten voor
verdere berekening.
 Verder was de initiatieperiode, zoals te verwachten, lager bij een beschutte dan bij een
onbeschutte buitenomgeving. Indien geen rekening gehouden werd met de
ouderdomsfactor
was de initiatieperiode gelijk aan58 en 97 jaar respectievelijk voor
een beschutte en onbeschutte buitenomgeving.
 Voor een beschutte buitenomgeving was de initiatieperiode voor het referentiemengsel
T(0,55) (58 jaar) hoger dan deze voor de mengsels F50 en F40S10 (26 en 47 jaar). Dit
resultaat kwam overeen met wat te vinden is in de literatuur. Het verschil in
initiatieperiodes was louter en alleen te wijten aan de waarden van de carbonatatiecoëfficiënt
zelf. Dit omdat waarden voor de invloedsfactor van de omgeving ke en
de ouderdomsfactor van de carbonatatiecoëfficiënt
ontbreken voor mengsels met
puzzolanen.
 Voor het referentiemengsel T(0,55) bleek de propagatieperiode voor een beschutte
buitenomgeving (47 jaar) groter te zijn dan deze voor een onbeschutte buitenomgeving
(17 jaar). Dit is tegenstrijdig met wat in de literatuur terug te vinden is, waar gesteld
wordt dat een beschutte buitenomgeving wel degelijk de meest kritieke blootstelling is.
Deze hogere propagatieperiode kwam zowel door de waarde voor de invloedsfactor van
de relatieve vochtigheid
als door de waarde voor de invloedsfactor voor de
relatieve tijd van bevochtiging .
 De propagatieperiode bij F50 en F40S10 (310 en 748 jaar) bleek aanzienlijk hoger te zijn
dan voor het referentiemengsel T(0,55) (100 jaar). Dit kwam - net als bij de propagatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie - door de waarden voor de ouderdomsfactor
van de resistiviteit
en de waarde voor de resistiviteit zelf. In het model voor de
propagatieperiode uit Duracrete BE95-1347/R9 (2000) is de corrosiesnelheid
immers omgekeerd evenredig is met de resistiviteit .
 Verder was de propagatieperiode voor elk betonmengsel groter dan de initiatieperiode
bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie. Dit resultaat kon niet geverifieerd worden op
basis van wat er in de literatuur terug te vinden is. Het is echter wel zo dat het bij
carbonatatie-geïnduceerde corrosie om uniforme corrosie gaat in plaats van om lokale
pitting corrosie zoals het geval is bij chloride-geïnduceerde corrosie. Op basis daarvan
wordt er verwacht dat de aantasting van de wapening na initiatie minder agressief zal
door gaan waardoor deze hogere propagatieperiodes correct blijken te zijn.
 Door de hoge propagatieperiodes van F50 en F40S10 was ook de levensduur van deze
mengsels groter dan deze voor T(0,55). Dit resultaat is tegenstrijdig met wat terug te
vinden is in de literatuur. Mengsels met gedeeltelijke vervanging van portlandcement
door puzzolanen zouden immers minder bestand zijn tegen carbonatatie-geïnduceerde
corrosie. Dit enerzijds door de gereduceerde hoeveelheid Ca(OH)2 waardoor de
bindingscapaciteit met CO2 bij mengsels met puzzolanen kleiner is dan deze bij mengsels
met portlandcement. Deze gereduceerde hoeveelheid Ca(OH)2 is enerzijds te wijten aan
de verminderde hoeveelheid portlandcement maar ook aan het feit dat Ca(OH)2
opgebruikt wordt tijdens de puzzolane reactie. Anderzijds reageert CO2 bij puzzolanen
ook met andere producten dan Ca(OH)2 waardoor er minder CaCO3 gevormd wordt.
Deze laatste heeft een groter volume dan Ca(OH)2 en zorgt voor een afname in porositeit.
Zo zorgt het carbonatatieproces bij portlandcement waar er veel CaCO3 gevormd wordt
voor een afname in porositeit, terwijl de porositeit toeneemt voor mengsels met
puzzolanen, naarmate het carbonatatieproces vordert.
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
117


In het algemeen was de levensduur, gelijk aan de som van de initiatie- en propagatieperiode, bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie groter dan bij chloride-geïnduceerde
corrosie. Aantasting door chloriden leidt dan ook tot een meer agressieve vorm van
corrosie.
In tegenstelling tot bij chloride-geïnduceerde corrosie werd de levensduur
(initiatieperiode + propagatieperiode) bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie aanzienlijk onderschat wanneer enkel de initiatieperiode in beschouwing genomen werd. De
levensduur werd met 72% onderschat voor het mengsel T(0,55) terwijl de levensduur
met een factor 13 en 17 toenam bij de mengsels F50 en F40S10.
Wat betreft het model in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) werden volgende tekortkomingen/
aanbevelingen opgemerkt:
 Enerzijds ontbreken er heel wat waarden voor parameters voor mengsels met
puzzolanen ( ,
,
,
). Anderzijds moet er bij de parameters waarvoor wel
waarden gegeven worden voor mengsels met vliegas of silica fume vermeld worden voor
welke verhouding puzzolaan/portlandcement deze van toepassing zijn.
 Er wordt ook niet vermeld bij welke verhouding water/bindmiddel de ouderdomsfactor
voor de resistiviteit
voor portlandcement hoort. Op basis van het verschil in
waarden voor de experimenteel bepaalde ouderdomsfactor
van de mengsels T(0,45)
en T(0,55) hier en op grond van wat er in de literatuur terug te vinden is, hangt deze
factor wel degelijk af van de verhouding water/bindmiddel. Onderscheid in waarden
voor de parameter
naargelang de verhouding water/bindmiddel is dus aangewezen.
 Ook richtlijnen voor het experimenteel bepalen van de ouderdomsfactor van de
resistiviteit
zijn vereist. Zo moet de voorbehandeling, de geometrie van de
proefstukken, de meettijdstippen, … vastgelegd worden.
 In het model voor de propagatieperiode in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) is de
corrosiesnelheid
omgekeerd evenredig met de resistiviteit . In de literatuur is er
echter terug te vinden dat dit verband afhankelijk is van het type beton. Ook voor het
bepalen van de corrosiesnelheid
in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) zouden
parameters die het effect van het effect van het type bindmiddel in rekening brengen,
moeten toegevoegd worden.
 Verder kan het model in Duracrete BE95-1347/R9 (2000) geoptimaliseerd worden door
het toevoegen van parameters die bijvoorbeeld het type voorbehandeling en het effect
van de aanwezigheid van scheuren in beton in rekening brengen.
Met betrekking tot de LCA-analyse kon het volgende besloten worden:
 Voor constructies in de omgevingsklasse XS2 waarvoor het referentiemengsel voor
weerstand tegen chloriden, T(0,45), standaard voorgeschreven wordt, bleek het gebruik
van de mengsels F50 en F40S10 een voordeel te zijn. Indien rekening gehouden werd
met de CO2-uitstoot tijdens de productie, druksterkte en levensduur was de GWP
ongeveer 20 keer kleiner voor de mengsels F50 en F40S10 (6,3 en 3,9. 10-2 kg CO2,eq)
dan voor het mengsel T(0,45) (101. 10-2 kg CO2,eq). Dit resultaat moet kritisch bekeken
worden omdat enerzijds de levensduur van het mengsel T(0,45) vrij laag was en er
anderzijds nog een grote variatie mogelijk is op de levensduur voor F50 en F40S10 door
het ontbreken van waarden voor het kritiek chloridengehalte voor mengsels met
puzzolanen. Indien deze levensduur echter buiten beschouwing werd gelaten, bleek het
mengsel F50 (480. 10-2 kg CO2,eq) even goed te presteren als het mengsel T(0,45) (482.
10-2 kg CO2,eq) terwijl de GWP bij het mengsel F40S10 (388. 10-2 kg CO2,eq) zelfs met 24 %
gereduceerd werd.
 Indien de propagatieperiode buiten beschouwing gelaten werd, werd de GWP slechts in
geringe mate overschat met 22%, 6% en 13% respectievelijk voor T(0,45), F50 en
F40S10 (123,5, 6,7 en 4,4 10-2 kg CO2,eq) in vergelijking met wanneer de volledige
levensduur (initiatieperiode + propagatieperiode) in rekening werd gebracht. De
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
118


initiatieperiode bij chloride-geïnduceerde corrosie leverde dan ook de grootste bijdrage
in de totale levensduur.
Voor constructies in omgevingsklasse XC3 kon op basis van de resultaten hier niet
geconcludeerd worden of het gebruik van de mengsels F50 en F40S10 in plaats van het
mengsel T(0,55) al dan niet een voordeel is. Enkel rekening houdend met de CO 2uitstoot tijdens de productie en druksterkte was de GWP van de mengsels F50 en
F40S10 (480 en 388. 10-2 kg CO2,eq) immers 16 % en 40 % kleiner dan voor het
referentiemengsel T(0,55) (567. 10-2 kg CO2,eq). Er werd echter verwacht op basis van
wat in de literatuur terug te vinden is dat de levensduur van mengsels met puzzolanen
lager zou zijn dan die voor mengsels met portlandcement. Omdat de waarden voor de
levensduur bekomen in deze studie net hoger waren voor de mengsels F50 en F40S10
dan voor T(0,55) is het niet gekend hoeveel lager deze laatste in werkelijkheid zullen
zijn. Indien het verschil in levensduur dermate groot is, kan het zijn dat het voordeel van
lagere CO2-uitstoot tijdens de productiefase en de hogere druksterkte van de mengsels
F50 en F40S10 teniet gedaan wordt en dat de GWP voor deze laatste zelfs hoger is dan
voor T(0,55).
Indien de propagatieperiode buiten beschouwing werd gelaten, werd de GWP bij
carbonatatie-geïnduceerde corrosie aanzienlijk overschat met 172 %, 357 % en 213 %
respectievelijk voor T(0,55), F50 en F40S10. Dit omdat in tegenstelling tot chloridegeïnduceerde corrosie de propagatieperiodes bij carbonatatie-geïnduceerde corrosie de
grootste bijdrage leverden in de levensduur. Voor constructies in omgevingsklasse XC3
is het dan ook aangewezen om de volledige levensduur (initiatieperiode + propagatieperiode) in acht te nemen voor het bepalen van de GWP. Verder bleek de GWP voor het
mengsels F50 (17,1 10-2 kg CO2,eq) 75% hoger te zijn dan voor T(0,55) (9,8 10-2 kg CO2,eq)
indien de initiatieperiode buiten beschouwing gelaten werd. Het voordeel van de lagere
CO2-uitstoot tijdens productie en hogere druksterkte van F50 werd met andere woorden
teniet gedaan door de lagere initiatieperiode. Wat betreft het mengsel F40S10 (8,3 10-2
kg CO2,eq) bleef de GWP lager dan voor het mengsel T(0,55) wanneer de
propagatieperiode buiten beschouwing wordt gelaten.
Hoofdstuk X: Conclusies en perspectieven
119
BIJLAGEN
BETONSAMENSTELLINGEN
A.1 KORRELVERDELING GRANULATEN
100
90
80
70
doorval [%]
A.
60
Zand 0-4
50
Grind 2/8
40
Grind 8/16
30
20
10
0
0,01
0,1
1
maaswijdte [mm]
10
A.2 CHEMISCHE ANALYSES
gloeiverlies
fijnheid
sulfaatgehalte (SO3)
chloride (Cl)
vrije calciumoxide (CaOv)
onoplosbare rest
CO2
onzuiver silica
reactief SiO2
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
MgO
Na2O
K2O
P2O5
Na-equivalent
SiO2 + Al2O3 + Fe2O3
totaal koolstof
SiC
sulfidegehalte
volumemassa
CEM I 52,5 N Vliegas Silica Fume
%
1,82
3,6
1,86
%
/
11,5
/
%
3,35
1,11
0,27
%
0,067
0,001
/
%
/
<0,1
/
%
0,41
/
67,88
%
0,60
/
0,24
%
21,65
/
94,54
%
/
37,48
/
%
18,77
51,37
94,73
%
6,00
28,71
0,36
%
4,06
5,1
0,71
%
62,3
3,56
0,20
%
1,07
1,01
0,39
%
0,51
0,29
0,20
%
0,58
1,77
0,90
%
/
0,64
0,12
%
/
1,46
/
%
/
85,18
/
%
/
/
0,46
%
/
/
1,32
%
/
/
0,03
g/cm³
/
/
2,232
A.3 TECHNISCHE GEGEVENS SUPERPLASTIFICEERDER
Glenium 51 con.35%
aggregatietoestand
kleur
volumemassa bij 20°C
pH-waarde bij 20 °C
chloridengehalte
droge stof gehalte
viscositeit bij 20 °C
Na2O equivalent
vriespunt
toxiciteit
kleurcode
vloeibaar
bruin
1,1 kg/liter
6-8
max 0,1 m/m %
35%
min 110 mPa.s
mas 160 mPa.s
max 3 %
- 2°C
niet van toepassing
grijs
B.
PROEFOPSTELLINGEN STERKTEPROEVEN
B.1 PROEFOPSTELLING DRIEPUNTSBUIGPROEF
B.2 PROEFOPSTELLING SPLIJTPROEF
C.
TESTPROCEDURE CTH-TEST
C.1 BEPALEN VAN DE SPANNING EN DE DUUR TIJDENS DE CTH-TEST
C.2 WERKWIJZE OPMETEN INDRINGDIEPTE CHLORIDEN NA CTH-TEST
D.
PRINTSCREENS MODELLEN COMREL
D.1 INITIATIEPERIODE CHLORIDE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
D.2 INITIATIEPERIODE CARBONATATIE-GEÏNDUCEERDE CORROSIE
D.3 PROPAGATIEPERIODE CHLORIDE-/CARBONATATIE -GEÏNDUCEERDE
CORROSIE
E.
ECO-PROFIEL SUPERPLASTIFICEERDER
Eco-profile for 1 kg plasticisers, 30-40% solids
Resources
Coal, brown, in ground
Coal, hard, unspecified, in ground
Oil, crude, in ground
Gas, natural, in ground
Emissions to air
Carbon dioxide
Carbon monoxide
Nitrogen oxides
Sulfur oxides
Dinitrogen monoxide
Methane
Butane
Pentane
Methanol
Ethene
Benzene
NMVOC, non-methane volatile organic compounds, unspecified origin
PAH, polycyclic aromatic hydrocarbons
Acetic acid
Ammonia
Arsenic
Chromium VI
Mercury
Nickel
Vanadium
Dioxin, 2,3,7,8 Tetrachlorodibenzo-pMethane, tetrachloro-, CFC-10
Ethane, 1,2-dichloro-1,1,2,2-tetrafluoro-, CFC-114
Methane, bromochlorodifluoro-, Halon 1211
Methane, bromotrifluoro-, Halon 1301
Emissions to water
COD, Chemical Oxygen Demand
PAH, polycyclic aromatic hydrocarbons
Oils, unspecified
Barite
Nickel
Emissions to soil
Chromium VI
Oils, unspecified
Final waste flows
Waste, toxic
Waste, solid
82
51
0,16
0,22
g
g
kg
m3
0,72
0,55
1,8
3,6
67
1,2
11
14
60
8,9
7,4
0,29
39
63
2,1
58
16
94
0,46
1,2
43
2
1,8
4,1
5
kg
g
g
g
mg
g
mg
mg
mg
mg
mg
g
µg
mg
g
µg
µg
µg
mg
mg
ng
µg
µg
µg
µg
2,6
67
0,63
51
3,9
g
µg
g
mg
mg
0,22 mg
0,66 g
0,45 g
21 g
BIBLIOGRAFIE
ALONSO, C., ANDRADE, C., & GONZALEZ, J. (1988). Relation between resistivity and corrosion
rate of reinforcement in carbonated mortar made with several cement types. Cem Concr
Res, nr. 8, 687-698.
ALONSO, C., CASTELLOTE, M., & ANDRADE, C. (2002). Chloride threshold dependency of pitting
potential of reinforcement. Electrochim Acta, nr.47, 3469-3481.
ANDRADE C.; CASTELLOTE M. (2002). Testing and modelling chloride penetration in concrete:
analysis of total chloride content in concrete. Materials and structures, nr.35, 583-585.
ANDRADE, C., & D'ANDREA, R. (2000). Proceedings of the 5th canmet/ACI international
conference on durability of concrete, 899-915.
ANDRADE, C., & D'ANDREA, R. (2010). Electrical resistivity as microstructural parameter for the
modelling of service life of reinforced concrete structures. 2nd International Symposium
on Service Life Design for Infrastructures, 379-388.
ANDRADE, C., & GONZALEZ, J. (1978). Quantitative measurements of corrosion rate of
reinforcing steels embedded in concrete using polarisation resistance measurements.
Werkstoffe und Korrosion, nr.29, 515-519.
ANGST U.; ELSENER B.; LARSEN V.; VENNESLAND O. (2009). Critical chloride content in
reinforced concrete- A review. Cement and Concrete Research, nr. 39, 1122-1138.
ARYA, C. (1990). Factors influencing chloride binding in concrete. Cement and Concrete Research,
nr. 20, 291-300.
ASTM C-1152. (sd). Standard test method for acid-soluble chloride in mortar and concrete.
American society of testing and materials.
AUDENAERT, K. (2006). Transport mechanisms of self-compacting concrete related to
carbonatation and chloride penetration. PhD thesis, Ghent, Ghent University.
AUDENAERT, K., YUAN, Q., & DE SCHUTTER, G. (2010). On the time dependency of the chloride
migration coefficient in concrete. Construction and building materials, nr. 24, 396-402.
BASTIDAS-ARTEAGA, E., BRESSOLETTE, P., CHATEAUNEUF, A., & SANCHEZ-SILVA, M. (2009).
Probabilistic lifetime assessment of structures under coupled corrosion-fatigue
deterioration processes. Struct. Saf.,nr.31, 84-96.
BAZANT, Z. (1979). Physical model for steel corrosion in concrete sea structures-theory &
application. Am Soc Civ Eng, Vol. 105, 1137-1154, 1155-1166.
BEEK, A., & GAAL, G. (2003). Validation model for service life prediction of concrete structures.
2nd Int.Rilem w/s on Life Pred. Ag. Mang., May, 275-267.
BERGE0R, J., BRUSCHETINI-AMBRO, S., & KOLLEGGER, J. (2011). An innovative design concept
for improving the durability of concrete bridges. Structural concrete, vol. 12, nr.3, 155163.
BERTOLINI, L., & POLDER, P. (1997). Concrete resistivity and reinforcement corrosion rate af a
function of temperature and humidity of the environment. TNO Report 97-BT-R0574, 85.
BERTOLINI, L., ELSENER, B., PREDERRI, B., & POLDER, B. (2004). Corrosion of steel in concrete:
prevention, diagnosis, repair. Wiley-VCH, Verlag GmbH & Co.
Betonica. (2013, oktober 22). Opgehaald van
http://www.betonica.be/media/stortbeton/Starterskit_GB_5.pdf
BHARGAVA, K., GHOSH, A., & MORI, Y. (2006). Analytical model for time to cover cracking in RC
structures due to rebar corrosion. Nucl Eng Des, 1123-1139.
BJEGOVIC, D., KRSTIC, V., & MIKULIC, D. (2006). Design for durability including initiation and
propagation period based on the fuzzy set theory. Mater Corros, nr.57, 642-647.
BRAMESHUBER, W. (2009). Monitoring of the water distribution in concrete structures -2nd
International RILEM Workshop and Service Life Planning. Concrete Life, 146-154.
BREIT, W. (1997). Untersuchungen zum kritischen korrosionsauslösenden Chloridgehalt für
Stahl in Beton. Aachener Beiträge zur Bauforschung, nr.8.
BROWNE, R. (1982). Design prediction of the life for reinforced concrete in marine and other
chloride environments. Durability of building materials, 113-125.
BURCHLER, D., ELSENER, B., & BOEHNI, H. (1996). Electrical resistivity and dielectric properties
of hardened cement paste and mortar. Society of Chemical Industry, 283-293.
BUTLER, W. (1992). Discussion on the paper: carbonatation and chloride-induced corrosion of
reinforcement in fly ash concretes. ACI Materials Journal Disc 89-M5, 602.
BYFORS, K. (1987). Influence of silica fume and fly ash on chloride diffusioen and pH values in
cement paste. Cement and Concrete Research, nr.17, 115-130.
CASPEELE, R., & TAERWE, L. (2012). Risk analysis of construction processes. Department of
structural engineering - Magnel laboratorry for concrete research: Univesity Ghent Faculty of Engineering and Architecture.
CAVALIER, P., & VASSIE, P. (1981). Investigation and repair of reinforcement corrosion in a
bridge deck. PI Civil Eng Pt 1, nr. 70, 461-480.
CEB-FIB Fib Bulletin 34. (2006). Model code for service life design. The international federation
for structural concrete, 56.
CEMBUREAU. (1997). Alternative fuels in cement manufacture.
Cement & Beton Centrum. (2013, oktober 15). Opgehaald van http://www.cementenbeton.nl/
CHEN C. (2009). A study of traditional and alternative structural concretes by means of the life
cycle assessment method. PhD thesis.
CHEN C., HABERT G., BOUZIDI Y., JULLIEN A.,VENTURA A. (2010). LCA allocation procedure used
as incitative method for waste recycling: an application to mineral additions in concrete.
Resour Conserv Recy, nr.54, 1231-1240.
CHINDAPRASIRT, P., CHOTITHANORM, C., & COA, H. (2007). Influence of fly ash fineness on the
chloride penetration of concrete. Const Build Mater, nr.21, 356-361.
CHOI, Y., JUNG-GU, K., & KWANG-MYANG, L. (2006). Corrosion behaviour of steel bar embedded
in fly ash concrete. Corros Sci, nr.48, 1733-1745.
Comité Euro-International du Béton, C. (1989). Design Guide of the Comité Euro-International
du Béton for durable concrete structures. Durable concrete structures CEB - Design guide
second edition, nr.182.
CORONELLI, D. (2002). Corrosion cracking and bond strength corroded bars in reinforced
concrete. ACI Struct J, nr.99, 267-276.
COST 509. (1997). Corrosion and protection of metals in contact with concrete. In R. COX, R.
CIGNA, O. VENNESLAND, & T. VALENTE, Directorate General Science, Research and
Development, EUR 17608 EN, ISBN 92-828-0252-3 (p. 148). Brussels.
COSTA, A., & APPLETON, J. (1998). Chloride penetration into concrete in marine environment Part I: Main parameters affecting penetration. Scientific reports, 252-259.
CUR-Leidraad 1, B. &. (2007). Duurzaamheid van constructief beton met betrekking tot chloridegeïnduceerde wapeningscorrosie. Leidaard voor het formuleren van prestatie-eisen Achtergrondrapport.
DAMINELI, B., KEMIED, F., AGUIAR, P., & VM., J. (2010). Measuring the eco-efficiency of cement
use. Cem Concr Compos, nr.32, 555-562.
DAMTOFT, J., LUKASIK, J., & HERFORT, D. (2008). Sustainable development and climate change
initiatives. Cem Concr Res, nr. 38, 115-127.
DE SCHUTTER, G. (2012). Damage to concrete structures. Ghent: CRC Press.
DESMYTER, J., & MARTIN, Y. (2001). The environmental impact of building materials and
buildings. WTCB Bulletin.
DURACRETE BE95-1347/R15. (2000). General guidelines for durability design and redesign. In
Duracrete-Probabilistic performance based durability design of concrete structures. The
European Union - Brite EuRam III.
DURACRETE BE95-1347/R8. (1999). Compliance testing for probabilistic design purposes. In
Duracrete-Probabilistic performance based durability design of concrete structures. The
European Union - Brite EuRam III.
DURACRETE BE95-1347/R9. (2000). Statistical quantification of the variables in the limit state
functions. In Duracrete-Probabilistic performance based durability design of concrete
structures. The European Union - Brite EuRam III.
EFCA. (2014, mei 7). EFCA environmental declaration superplasticizing admixtures. Opgehaald
van EFCA;2006: http://www.efca.info/publications.html
ENV-206. (1990). Concrete. Performance, production, placing and compliance criteria.
FELIU, S., & GONZALEZ, J. (1989). Determining polarization resistance in reinforced concrete
slab. Corrosion Science nr.29, 105-113.
FELIUS, S., GONZALEZ, J., FELIU, S., & ANDRADE, C. (1989). Relationship between conductivity of
concrete and corrosion of reinforcing bars. Br Corros J, nr. 24 (3), 195-198.
FRISCHKNECHT, R., & JUNGBLUTH, N. (2007). Overview and methodology. Final report ecoinvent
v2., nr1.
GEHLEN, C., & LUDWIG, H. (1998). Compliance testing for probabilistisch design purposes. Brite
- EuRam Project No. BE95-1347 Report.
GEHLEN, C., & NILLSSON, L.-O. (1998). Extension of the resistivity model. Oral presentation at
the Duracrete steering committee meeting.
GLASS, G., & BUENFIELD, N. (1997). Chloride threshold levels for corrosion induced
deterioration of steel in concrete. Proc. RILEM Int Workshop "Chloride penetration into
concrete", 429.
GLASS, G., PAGE, C., & SHORT, N. (1991). Factors affecting the corrosion rate of steel in
carbonated mortars. Corros Sci, nr. 32, 1283-1294.
GOTTWALD, S. (2008). Foundations of a set theory for fuzzy sets 40 years of development. Int J
General Syst, nr.37, 69-81.
GRUYAERT, E., VAN DEN HEEDE, P., & DE BELIE, N. (2013). Carbonation of slag concrete: effect
of the cement replacement level and curing on the carbonation coefficient - effect on the
pore structure. Cem Concr Compos, nr. 35, 39-48.
GULIKERS, J., & RAUPACH, M. (2006). Numerical models for the propagation period of
reinforcement corrosion. Mater Corros, nr.57, 618-627.
HANSSON, & SORENSEN. (1990). The threshold concentration of chloride in concrete for the
initiation of reinforcement corrosion. American society for testing materials, ASTM 1065,
Corrosion rates of steel in concrete, 3-16.
HAUSMANN, D. (1967). Steel corrosion in concrete. How does it occur? Materials Protection, nr.6,
19-23.
HEWLETT, P. (1998). Lea's chemistry of cement and concrete, 4th edition. UK: Edmundsbury
Press Ltd.
HOPE, B., IP, A., & MANNING, D. (1985). Corrosion and electrical-impedance in concrete. Cem
Concr Res, nr.15, 525-534.
HORNBOSTEL, K., LARSEN, C., & GEIKER, M. (2013). Relationschip between concrete resistivity
and corrosion rate- A literature review. Cement & Concrte Composites, nr. 39, 60-72.
HUMPHREYS, K., & MAHASENAN, M. (2002). Substudy 8: climate change. In Toward a
sustainable cement industry. Geneva: WBCSD.
HUSSIAN, S., & RASHEEDUZAFAR, S. (1994). Corrosion resistance performance of fly ash
blended cement concrete. ACI Materials J, nr.91, 264-273.
ISO 14040. (2006). Environmental management - life cycle assesment - principles and
framework. ISO.
ISO 14044. (2006). Environmental management - life cycle assessment - requirements and
guidelines. ISO.
JAGGI, S., BOHNI, H., & ELSENER, B. (2007). Macrocell corrosion of steel in concrete experiments and numerical modelling. 75-88.
JOSA, A., AGUADO, A., HEINO, A., & BYARS, E. (2004). Comparative analysis of available life cycle
inventories of cement in the EU. Cement and concrete research, vol. 34, nr. 8, 1313-1320.
JUSTNES, H. (1998). A review of chloride binding in cementittious systems. Nordic concrete
research , nr. 21, 48-63.
KAWAMURA, M., KAYYALI, O., & HAQUE, M. (1988). Effect of fly ash on pore solution
composition in calcium and sodium chloride-bearing mortars. Cem Concr Res, nr.18, 763786.
KMI. (2014, april 11). Opgehaald van Koninklijk Meteorologisch Instituut België:
http://www.meteo.be/meteo/view/nl/360955Maandelijkse+normalen.html#ppt_5238195
LI, C., MELCHERS, R., & ZHENG, J. (2006). An analytical modle for corrosion-induced crack width
in reinforced concrete structures. ACI Struct J, nr.103, 479-487.
LI, L., & SAGUES, A. (2001). Chloride corrosion threshold of reinforcing steel in alkaline
solutions-open circuit immersion tests. Corrosion, nr.57, 19-28.
LIPPIATT, B., & AHMAD, S. (2004). Measuring the life-cycle environmental and economic
performance of concrete: the BEES approach. International workshop on sustainable
development and concrete technology, 213-30.
LIU, Y., & WEYERS, R. (1998). Modelling the time-to-corrosion cracking in chloride contaminated
reinforced concrete structures. ACI, Mater. J., nr.95, 675-681.
LOCKE, C., & SIMAN, A. (1980). Elektrochemistry of reinforcing steel in salt-contaminated
concrete. Corrosion of reinforcing steel in concrete, ASTM STP 713, American society of
testing materials, 3-16.
LOMBORG, B. (2001). The skeptical environmentalist: measuring the real state of the world.
United Kingdom: Cambridge University Press.
LOPEZ, W., & GONZALEZ, J. (1993). Influence of the degree of pore saturation on the resistivity of
concrete and the corrosion rate of steel reinforcement. Cem Concr Res, nr.23, 368-376.
MALTHORA, V. (2000). Role of supplementary cementing materials in reducing greenhouse gas
emissions. In O. GJORV, & K. SAKAI, Concrete technology for a sustainable development in
the 21st century (pp. 226-235). London: E&FN.
MANERA, M., VENNESLAND, O., & BERTOLINI, L. (2008). Chloride threshold for rebar corrosion
in concrete. Corrosion Science,nr.50, 554-560.
METHA, P. (2001). Reducing the environmental impact of concrete. Concr Int, nr.23, 61-66.
MEYER, C. (2009). The Greening of the concrete industry. Cem Concr Compose, nr. 31, 601-605.
MILLARD, S. (1991). Reinforced concrete resistivity measurements techniques. Proc. Institution
Civil Engineers part 2, March, 71-88.
MILLARD, S., HARRISON, J., & EDWARDS, A. (1989). Measurements of the elekrtrical-resistivity
of reinforced-concrete structures for the assessment of corrosion risk. Brit J Nondestr
Test, nr. 31, 617-621.
MOLINA, F., ALONSO, C., & ANDRADE, C. (1993). Cover cracking as a function of rebar corrosion:
part I - experimental test. Mater Struct, nr.26, 453-464.
MORINGA, S. (1990). Prediction of service lives of reinforced concrete buildings based on the
corrosion rate of reinforcing steel. Durability of building materials and components, 5.
MORRIS, W., VICO, A., VAZQUEZ, M., & DE SANCHEZ, S. (2002). Corrosion of reinforcing steel
evaluated by means of concrete resistivity measurements. Corrosion Science,nr. 44, 8199.
NOAA Research. (2014, maart 23). U.S. Department of Commerce - National Oceanic &
Atmospheric Administration. Opgehaald van Earth system research laboratory - Global
monitoring division: http://www.esrl.noaa.gov/gmd/ccgg/trends/
OH, B., JANG, S., & SHIN, Y. (2003). Experimental investigations of the threshold chloride
concentration for corrosion initiation in reinforced concrete structures. Mag Concr Res,
nr.55, 117-124.
OTIENO, M., BEUSHAUSEN, M., & ALEXANDER, M. (2010). Modelling corrosion propagation in
reinforced concrete structures - A critical review. Cem. Conr. Compos. nr.:33, 240-245.
PAGE, C., & VENNESLAND, O. (1983). Pore solution composition and chloride binding capacity of
silica-fume cement pastes. Mater Struct, nr.16, 651-661.
PAN, T., & WANG, L. (2011). Finite - element analysis of chemical transport and reinforcement
corrosion- induced cracking in variably saturated heterogeneous concrete. J. Eng. Mech.,
nr. 137, 334-345.
PAPADAKIS, V. (2000). Effect of supplementary cementing materials on concrete resistance
against carbonation and chloride ingress. Cement and concrete research, nr.30, 291-299.
PETTERSON, K. (1990). Corrosion treshold value and corrosion rate in reinforced concrete.
Swedish cement and concrete institute, CBI Report 2, 92.
Platform Communication on Climate Change. (2013, oktober 29). Opgehaald van
http://www.klimaatportaal.nl/pro1/general/start.asp?i=1&j=2&k=0&p=0&itemid=124
1
PLOYAERT, C. (2008). Corrosie van wapeningen in gewapend en voorgespannen beton.
Technologie, November, 5-7.
RAMEZANIANPOUR, A. (2011). Practical evaluation of relationship between concrete resistivity,
water penetration, rapid chloride penetration and compressive strength. Construction
and Building Materials, nr: 25, 2472-2479.
RAUPACH, M. (1996). Chloride-induced macrocell corrosion of steel in concrete - theoretical
background and practical consequences. Construct Build Mater, nr.10, 329-338.
RAUPACH, M. (2006). Models for the propagation phase of reinforcement corrosion - an
overview. Materials and Corrosion,vol. 57, nr. 8, 605-613.
REDAELLI, E., BERTOLINI, L., PEELEN, W., & POLDER, R. (2006). FEM-models for the corrosion
propagation period of chloride-induced reinforcement corrosion. Mater Corros, nr.57,
628-634.
RILEM. (1994). Draft recommendation for repari strategies for concrete structures damaged by
reinforcement corrosion. Materials and structures, nr.27, 415-436.
RILEM TC 154-EMC. (2000). Test methods for onsite measurement of resistivity of concrete.
Elektrochemical techniques for measuring metallic corrosion - Materials and structures, nr.
33, 603-611.
RILEM TC 154-EMC. (2003). Half-Cell potential measurements - Potential mapping on reinforced
concrete structures. Elektrochemical techniques for measuring metallic corrosion Materials and structures, nr. 34, 461-471.
RILEM TC 154-EMC. (2004). Test methods for on-site corrosion rate measurements of steel
reinforcement in concrete by means of the polarization resistance method.
Elektrochemical techniques for measuring metallic corrosion - Materials and structures, nr.
37, 623-643.
RILEM TC 60 CSC. (1988). Corrosion of steel in conrete. London.
RODRIGUEZ, J. (1998). Comments on the relationship between corrosion and crack width. Brite Euram Project No. BE95 - 1347 Document.
ROELFSTRA, G., HAJDIN, R., ADEY, B., & BRUHWILER, E. (2004). Condition evolution in bridge
management systems and corrosion-induced deterioration. J. Brid. Eng., nr. 9, 268-277.
SADOWSKI, L. (2013). Methodology for assessing the probability of corrosion in concrete
structures on the basis of half-cell potential and concrete resistivity measurements. The
scientific world journal.
SANDBERG, P., TANG, L., & ANDERSEN, A. (1998). Recurrent studies of chloride ingress in
uncracked marine concrete at various exposure times and elevations. Cement and
concrete research, vol.28, nr.10, 1489-1503.
SCHIESSL, P., & BREIT, W. (1996). Local repair measures at concrete structures damaged by
reinforcement corrosion-aspects of durability. Proc. 4th Int. Symp. Corrosion of
reinforcement in concrete construction, The royal society of chemistry, 525-534.
SCHIESSL, P., & RAUPACH, M. (1990). Influence of concrete composition and microclimate on the
critical chloride content in concrete. Proc. 3rd Int. Symp. "Corrosion of reinforcement in
concrete", 49-58.
SCHWARTZENRUBER, A., & CATHERINE, C. (2000). Method of concrete equivalent mortar (CEM)
- a new tool to design concrete containing admixture (in French). Mater Struct, nr.33,
475-482.
SCOTT, A. (2004). The influence of binder type and cracking on reinforing steel corrosion in
concrete. PhD thesis, Department of Civil Engineering, University of Cape Town.
SENESE, F. (1997-2010, laatst gewijzigd op 10/01/2012 geraadpleegd op 16/03/2014). General
Chemistry Frostburg. Opgehaald van Frostburg State University, Dept. of Chemistry:
https://antoine.frostburg.edu/chem/senese/101/acidbase/indicators.shtml
SENGUL, O., & GLORV, E. (2008). Electrical resistivity measurements for quality control during
concrete construction. ACI Materials Journal/ November-December, 541547.
SHI, X., XIE, N., FORTUNE, K., & GONG, J. (2012). Durability of steel reinforced concrete in
chloride environments: An overview. Construction and building materials, nr. 30, 125138.
SIAMPHUKDEE, K. (2013). Sensitivity analysis of corrosion rate prediction models utilized for
reinforced concrete affected by chloride. Journal of material engineering and
performance, nr.22, 1530-1540.
Silica Fume Association. (2013, oktober 31). Opgehaald van
http://www.silicafume.org/pdf/silicafume-users-manual.pdf
SINTEF Building and Infrastructure. (2008). Modelling of reinforcement corrosion in concreteState of the art. Oslo.
SISOMPHON, K. (2007). Carbonatation rates of concretes containing high volume of pozzolanic
materials. Cement and Concrete Research,nr. 37, 1647-1653.
SISOMPHON, K., COPUROGLU, O., & FRAAIJ, A. (2010). Development of blast-furnace slag
mixtures against frost salt attack. Cem Concr Comp, nr.32, 630-638.
SONG, H.-W., & SARASWATHY, V. (2007). Corrosion monitoring of reinforced concrete
structures-a review. Int J Electrochem Sci 2, 1-28.
SONG, H.-W., LEE, C.-H., & ANN, K. (2008). Factors influencing chloride transport in concrete
structures exposed to marine environments. Cement & conrete composites, nr. 30, 113121.
STERN, M., & GEARY, A. (1957). Elektrochemical polarization: I.A. theoretical analysis of the
shape of the polarization curves. Journal of Elektrochemical Society nr.104, 56-63.
TAERWE, L. (2010). Cursus betontechnologie. Vakgroep bouwkundige constructies Laboratorium Magnel voor betononderzoek: Universiteit Gent - Faculteit
ingenieurswetenschappen.
TANG, L., & NILSSON, L.-O. (1993). Chloride binding capacity and binding isotherms of OPC
pastes and mortars. Cement and concrete research, nr.23, 247-253.
THOMAS, M. (1996). Chloride threshold in marine concrete. Cem Concr Res, nr.26, 513-519.
THOMAS, M., & MATTHEWS, J. (1992). Carbonatation of fly ash concrete. Magazine of concrete
research, nr.44, 217-228.
THOMAS, M., SHEHATA, M., & SHASHIPRAKASH, S. (1999). Use of ternary cementitious systems
containing silica fume and fly ash in concrete. Cem Concr Res, nr.29, 1207-1217.
TUUTTI, K. (1982). Corrosion of steel in concrete. Swed. Cem. Conc. Res. Ins., 17-21.
VAN DEN HEEDE, P., & DE BELIE, N. (2012). Environmental impact and life cycle assessment
(LCA) of traditional and 'green' concretes: Literature review and theoretical calculations.
Cement & Concrete Composites,nr. 34, 431-442.
VAN DEN HEEDE, P., & DE BELIE, N. (2014). A service life based global warming potential for
high-volume fly ash concrete exposed to carbonation. Construction and Building
Materials, nr. 55, 183-193.
VAN DEN HEEDE, P., MAES, M., & DE BELIE, N. (2013). Influence of active crack width control on
the chloride penetration resistance and global warming potential of slabs made with fly
ash + silica fume concrete. Construction and Building Materials.
VAN DEN HEEDE, P., MAES, M., GRUYAERT, E., & DE BELIE, N. (2012). Full probabilistic service
life prediction and life cycle assessment of concrete with fly ash and blast-furnace slag in
a submerged marine envrionment: a parameter study. Int. J. Environment and Sustainable
Development, Vol. 11, nr.1, 32-49.
VASSIE, R. (1978). Evaluation of techniques for investigating the corrosion of steel in concrete,
TRRL Supplementary Report 39. Transport and road research laboratory.
VEDALASKI, R., & THANGAVEL, K. (2011). Reliability of elektrochemical techniques to predict
the corrosion rate of steel in concrete structures. Arab J Sci Eng, 769-783.
VERMA, S., BHADAUIRA, S., & AKHTAR, S. (2013). Review of non destructive testing methods for
condition monitoring of concrete structures. Journal of construction engineering, Article
ID 834572.
VERMA, S., BHADAUIRA, S., & AKHTAR, S. (2014). Monitoring corrosion of steel bars in
reinforced concrete structures. The scientific world journal.
VERMA, S., BHADAURIA, S., & AKTHAR, S. (2013). Estimating residual service life of deteriorated
reinforced concrete structures. American journal of civil engineering and architecture, vol.
1, nr. 5, 92-96.
Vliegasunie. (2013, oktober 30). Opgehaald van
http://www.vliegasunie.nl/poederkoolvliegas.php
Vliegasunie. (2013, oktober 30). Opgehaald van
http://www.vliegasunie.nl/vliegas_toepassingen.php
Vliegasunie. (2013, oktober 30). Opgehaald van
http://www.vliegasunie.nl/vliegas_samenstelling.php
VU K.A.T. and STEWART M.G. (2000). Structural reliability of concrete bridges including
improved chloride-induced corrosion models. Struct. Saf. nr.22, 313-333.
WARKUS, J., BREM, M., & RAUPACH, M. (2006). BEM-models for the corrosion propagation
period of chlorde-induced reinforcement corrosion. Mater Corros, nr.57, 636-641.
WEYERS, R. (1998). Corrosion service life model. In W. SILVA-ARAYA, O. DE RINCON, & L. O'
NEILL, Repair and rehabilitation of reinforced concrete structures: the state of the art (p.
105). Reston: American Society of Civil Engineers.
WHITING, D., & NAGI, M. (2003). Electrical resistivity of concrete - a literature review. Portland
cement association.
Wikipedia. (2013, oktober 29). Opgehaald van
http://en.wikipedia.org/wiki/Cement#Green_cement
Wikipedia. (2013, oktober 28). Opgehaald van
http://nl.wikipedia.org/wiki/Hydraulisch_bindmiddel
Wikipedia. (2013, oktober 28). Opgehaald van
http://nl.wikipedia.org/wiki/Puzzolaan#Puzzolane_materialen
YU, H., & HARTT, W. (2007). Effects of reinforcement and coarse aggregates on chloride ingress
into concrete and time-to-corrosion: Part I-spatial chloride distribution and implications.
Corrosion, nr.63, 843-849.
ZIEKIEWICZ, O. (2005). The finite element method: its basis and fundamentals. 6th ed Linacre
House.

UNE TOUR DE BETON POUR LE « RED STAR LINE

Groen Beton Groen Beton

bulletin 60.pub - DIG-PA

viaduct van Vilvoorde pdf, 465.42 KB

Technical Datasheet Centrament N 5

FIBRE EXPERTS B.V. Quality fibre solutions

Technical Datasheet Muraplast FK 48

Stelcon®

WINDOX Handelsonderneming Brinkmanstraat 20 3067 TA

1.1301-ConCrete 80 FL.QXD