• CZYNNIKI WPŁYWAJĄCE NA TRWAŁOŚĆ ZBROJENIA
  • Betony komórkowe
  • Czynniki związane z betonem
  • Czynniki związane ze stalą
  • Częstotliwość występowania różnych rodzajów korozji
  • Dodatki do betonu
  • Działanie środowisk agresywnych na beton
  • Grubość otuliny
  • Inne metale w betonie
  • Korozja naprężeniowa
  • Kruchość wodorowa
  • Potencjał stali w betonie z cementu portlandzkiego z dodatkiem CaCl2
  • Połączenie różnych betonów
  • Rodzaj kruszywa
  • Rysy w konstrukcji
  • Stale konstrukcji sprężonych
  • Wady stali
  • Warunki wiązania betonu
  • Wielkość uszkodzeń korozyjnych prętów 0 8 nim w próbkach (jazoljetonouyeh w mo­mencie pojawienia się rys
  • Wilgotność i temperatura otaczającej atmosfery
  • Wpływ prądu elektrycznego
  • Współczynnik wodno-cementowy
  • Zawartość cementu w betonie
• MECHANIZM OCHRONY ZBROJENIA PRZEZ BETON
• METODY PODWYŻSZENIA TRWAŁOŚCI ZBROJENIA
• OCENA STANU ZABEZPIECZENIA ZBROJENIA W EKSPLOATOWANYCH KONSTRUKCJACH
• PODSTAWOWE WIADOMOŚCI O KOROZJI METALI
• USUWANIE USZKODZEŃ SPOWODOWANYCH KOROZJĄ ZBROJENIA
• ZASADY OCHRONY ZBROJENIA W NIEKTÓRYCH KONSTRUKCJACH

CZYNNIKI WPŁYWAJĄCE NA TRWAŁOŚĆ ZBROJENIA

• Betony komórkowe

  W literaturze można znaleźć wiele przykładów uszkodzeń elemen­tów zbrojonych z betonów komórkowych nieautoklawizowanych jak i autoklawizowanych. Obserwacje budynków mieszkalnych, jakie przeprowadzono w Związku Radzieckim [55], wykazały, że stosowanie szczelnych tynków na zewnętrznych powierzchniach ścian powoduje znaczne przyspieszenie korozji zbrojenia. Tynk utrudnia wysychanie elementów, a ponadto jest przyczyną skra­plania pary wodnej w ścianach. Uszkodzenia elementów obserwo­wano również w Polsce, jakkolwiek nie wszystkie one są spowo­dowane korozją zbrojenia. W Polsce stosowane są elementy zbrojone z betonów komórko­wych autoklawizowanych następujących rodzajów [56]: — BLB (beton lekki belitowy), którego podstawowymi składni­kami są cement i szlam piaskowy. Cement, z którego wykonuje 68 się elementy, powinien zawierać zwiększoną ilość belitu, powy­żej 35%. Obecnie stosowany jest cement hutniczy. — PGS (piano-gazosilikat), którego podstawowym składnikiem jest mieszanka wapna z popiołami lotnymi, przy czym popiół lotny stanowi 80 -i- 83%. Dodawany jest również gips. Beton ten w po­równaniu z BLB odznacza się bardziej szklistą strukturą oraz większą ilością kapilarnych połączeń. — Unipol, w którym szlam piaskowy łącznie ze spoiwem ce­mentowym i wapiennym jest dodatkowo rozdrabniany, co ułatwia przebieg reakcji krzemionki zawartej w piasku z CaO. Ogólną cechą tych betonów jest mała szczelność 10 -f- 100 razy mniejsza niż w przypadku betonów żwirowych. Z tego względu betony komórkowe łatwo ulegają karbonizacji. W czasie autoklawizacji, w wysokich temperaturach, wolny wo­dorotlenek wapnia reaguje z krzemianami zawartymi w szlamie piaskowym. Zmniejsza się tym samym ilość wodorotlenku wapnia i to tym bardziej, im drobniejsze są ziarna kwarcu. Wartość pH wyciągów wodnych z betonów autoklawizowanych jest obniżona do 9 -i- 11. W betonach komórkowych korozja zbrojenia przebiega tym szybciej, im większy jest ciężar objętościowy betonu. Więk­szy ciężar uzyskuje się zazwyczaj przez dodatek szlamu piasko­wego, dzięki czemu związana zostaje większa ilość wapna. Obni­żeniu ulega wówczas pH. Wartości pH wyciągów wodnych z polskich betonów odmiany 07 zawarte są w granicach 9,6 do 10,3. Ochronę zbrojenia w betonie przy obniżonym pH i małej szczelności można uzyskać jedynie przez zabezpieczenie samego zbrojenia za pomocą powłok ochron­nych. Z obserwacji istniejących konstrukcji wynika jednak, że znaczny wpływ na możliwość korozji wywiera również rodzaj be­tonu. Od rodzaju betonu zależy charakter uszkodzeń zbrojenia (rys. 3-27). W betonie Unipol uszkodzenia korozyjne grupują się na niewielkiej powierzchni i mają postać wżerów o znacznej głę­bokości [57], [58], natomiast w betonach PGS i BLB uszkodzenia te są bardziej równomiernie rozłożone. Krzywe polaryzacji ano­dowej stali w wyciągach wodnych z betonów wskazują, że naj­większą zdolność polaryzacji wykazuje beton Unipol, jakkolwiek jest ona mniejsza niż w betonach żwirowych nie poddawanych autoklawizacji (rys. 3-28). Można zatem sądzić, że w betonie Uni- 69 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 PotencjaT, mV Rys. 3-28. Krzywe polaryzacji anodowej prętów w betonach autoklawizo­wanych 1 — BLB z cementu portlandzkiego, 2 — BLB z cementu hutniczego, 3 — PGS, 4 — Unipol, 5 — pręt bez otuliny, 6 — zaprawa normowa nieautoklawizowana pol następuje tylko częściowe spasywowanie powierzchni stali, wobec czego korozja jest zlokalizowana na niewielkiej powierzch­ni; jednocześnie głębokość jej jest większa. Własności ochronne 70 b)_ 'r;v.- .......*,.^,...„ jj2 mmmmm. "ih"' 'i r "W17I iiif iin iiiwiii r': iffiwnii* * - - . jkwm0». I Rys. 3-27. Charakter uszkodzeń zbrojenia w betonach komórkowych: a) ■ a) BLB z cementu portlandzkiego, b) BLB z cementu hutniczego, c) PGS, d) Unipol betonów komórkowych można oceniać również w zależności od tego czy za podstawę do oceny przyjąć maksymalną głębokość ko­rozji, czy też średni ubytek masy stali. Wżery są niebezpieczne dla zbrojenia, natomiast w przypadku równomiernej korozji szyb­ciej następuje odpadanie otuliny, co jest niebezpieczne nawet przy korozji zbrojenia montażowego. Korozja zbrojenia nie rozwija się równomiernie w czasie (rys. 3-29). Prędkość korozji liczona w g/m2 • d wykazuje ten­dencje malejące tylko w betonie PGS zarówno we mgle wodnej jak i przy okresowym zawilgacaniu. W pozostałych betonach — po okresie początkowym — następuje przyspieszenie korozji. Większą trwałość zbrojenia w elementach z betonu PGS można tłumaczyć znacznym hamowaniem procesów korozji, co potwier­dziły obserwacje wielu eksploatowanych obiektów. Jednocześnie w betonie PGS są największe ubytki stali bezpośrednio po auto- 71 klawizacji, wynoszące 87 g/m2. W pozostałych betonach ubytki te są mniejsze i wynoszą: ok. 46 g/m2 w betonie Unipol oraz 13 g/m2 w BLB. Na prędkość korozji zbrojenia w betonie BLB wpływa znacznie rodzaj cementu. Na przykład w betonie wykonanym z cementu portlandzkiego 250 z cementowni „Wiek" i w betonie z cementu hutniczego 250 z cementowni „Warszawa" różny jest sam cha­rakter uszkodzeń korozyjnych (por. rys. 3-27). Wielkość ubytków wagowych różni się zwłaszcza przy okresowym zawilgocaniu be­tonu (rys. 3-30). Ubytki wagowe stali w elementach wykonanych z cementu hutniczego są 4 — 6 razy większe niż przy zastosowaniu cementu portlandzkiego. Po autoklawizacji ubytki wagowe są większe w betonie z cementu portlandzkiego i wynoszą 24,8 g/m2, podczas gdy w betonie z cementu hutniczego tylko 13,4 g/m2. Możliwość korozji zbrojenia w betonie BLB z cementu hutni­czego jest większa niż w jakimkolwiek innym betonie komórko­wym. Cement hutniczy wpływa na wzrost ogólnej korozji stali. Należy zatem unikać stosowania tego betonu do produkcji ele­mentów zbrojonych. Wyraźny wpływ na prędkość korozji zbrojenia ma nie tylko ro­dzaj środowiska, ale i sposób oddziaływania jego na elementy. 1400 Z. / § 600 1200 I 800 Rys. 3-30. Ubytki wago­we zbrojenia w beto­nach autoklawizowa­nych 1 — BLB z cementu port­landzkiego, 2 — BLB z ce­mentu hutniczego, 3 — PGS, 4 — Unipol, a — mgła wodna, b — okresowe za-wigocenie / t~ / 0 28 84 168 Czas, d 336 / -A / 72 Szczególnie niebezpieczne jest okresowe zawilgacanie i suszenie betonu. Przykładem mogą tu być poważne uszkodzenia elementów występujące przy przeciekach przez nieszczelne pokrycia papowe. Niebezpieczne jest również pozostawianie elementów na składo­wisku bez zabezpieczenia przed opadami atmosferycznymi. W su­chych warunkach (w atmosferze pokojowej o wilgotności względ­nej ok. 60%) korozja zbrojenia w betonach komórkowych prak­tycznie nie postępuje, nawet przy braku zabezpieczeń stali. Zakres stosowania elementów zbrojonych, pomimo powierzchniowej ochrony zbrojenia, jest ograniczony do tych przypadków, kiedy w atmosferze nie występują agresywne substancje oraz gdy wil­gotność względna w pomieszczeniach nie przekracza 60%. Stoso­wanie powierzchniowej ochrony betonu jest mało skuteczne. Pe­wien wpływ na trwałość zbrojenia ma grubość otuliny, która nie powinna być mniejsza od 2,5 cm [59]. Możliwość korozji zbrojenia jest znacznie mniejsza w przy­padku betonów komórkowych nieautoklawizowanych; pH wycią­gów wodnych z tych betonów jest zawsze wyższe. Jednakże i te betony, z uwagi na małą szczelność, bardzo szybko ulegają zobo­jętnieniu.

• Czynniki związane z betonem

  Rodzaj cementu Pasywacja powierzchni stali i trwałość zbrojenia w czasie eks­ploatacji zależy od rodzaju cementu w betonie. Gdy roztwór w porach betonu ma wysokie pH, następuje pasywacja zbrojenia. Jednakże trwałość ochrony zależy od możliwości utrzymania wy­sokiej alkaliczności środowiska betonowego w czasie. Z uwagi na własności ochronne w stosunku do zbrojenia ce­menty można podzielić na trzy grupy: Cementy, które przy działaniu na nie wody zarobowej wy­dzielają duże ilości wodorotlenku wapnia, dając wysokie pH roz­tworów w porach betonu. Jednocześnie zobojętnianie betonu w czasie jest zwolnione. Przy zastosowaniu tych cementów można uzyskać najbardziej skuteczną i długotrwałą ochronę zbrojenia. Cementy, które przy działaniu wody zarobowej wydzielają mniejszą ilość wodorotlenku wapnia, ale na tyle dużą, że umożli­wia ona spasywowanie powierzchni stali. Trwałość ochrony zbro­jenia w betonach wykonanych z tych cementów jest mniejsza, gdyż przy zmniejszonej ilości wodorotlenku wapnia szybciej po­stępuje zobojętnienie otuliny. Cementy, które przy działaniu wody zarobowej nie wydzie­lają wodorotlenku wapnia lub wydzielają tak małe jego ilości, że pH roztworu w porach betonu jest obniżone i stal nie zostaje w pełni spasywowana. Ochrona zbrojenia może być zapewniona tylko przez szczelność betonu, a więc przez hamowanie depola­ryzacji tlenowej. Do pierwszej grupy można zaliczyć cementy portlandzkie bez-żużlowe o dużej zawartości alitu, które są zalecane dla konstrukcji sprężonych, cienkościennych elementów zbrojonych oraz kon­strukcji narażonych na działanie środowisk przyspieszających zo­bojętnienie betonu. Z produkowanych w kraju cementów do tej grupy można zaliczyć cementy portlandzkie bezżużlowe 450 i 550 (PN-69/B-30000) oraz cementy portlandzkie szybkotwardniejące „Super" 400 i 500 (PN-67/B-30011). Do grupy pierwszej można zaliczyć ponadto cementy portlandzkie z dodatkami popiołów lot­nych lub żużli. W Polsce produkowany jest cement portlandz- 43 ki 250, zawierający do 20% wagowo żużla granulowanego lub 15% popiołu lotnego, przy łącznej ilości obydwu tych składników nie przekraczającej 20% (PN-69/B-30000). Własności ochronne be­tonów wykonanych z tego cementu są niemal identyczne jak przy zastosowaniu cementów bezżużlowych. Możliwe jest jednak nie­znaczne przyspieszenie zobojętniania betonu. Do drugiej grupy można zaliczyć cementy żużlowo-portlandzkie. Z uwagi na znaczną ilość gipsu i małą zawartość klinkieru port­landzkiego cementy te gorzej chronią zbrojenie. Wartość pH wy­ciągów wodnych z zapraw wykonywanych z cementów żużlowo--portlandzkich jest niższa o 0,6 -4- 0,9 niż przy stosowaniu cemen­tów portlandzkich. Na pasywację powierzchni stali ma wpływ zawartość żużla w cemencie; wraz ze wzrostem ilości żużla w cemencie portlandz­kim maleje potencjał stali [23]. Potencjały stali w betonie po stu dniach przedstawiają się następująco w stosunku do elektrody Cu/CuS04: cement portlandzki czysty — 0,228 V, cement portlandzki + 15% żużla — 0,225 V, cement portlandzki + 30% żużla — 0,243 V, cement portlandzki + 70% żużla — 0,400 V, cement żużlowy — 0,520 V. Z produkowanych w Polsce cementów do tej grupy można zali­czyć cementy hutnicze 250 i 350, zawierające żużel wielkopiecowy granulowany w ilości od 30 do 80% (PN-64/B-30005). W betonach wykonanych z tych cementów powierzchnia zbrojenia ulega spa-sywowaniu. Wobec zmniejszonej zawartości wodorotlenku wapnia może nastąpić przyspieszone zobojętnianie otuliny zbrojenia. W NRD przypisywano uszkodzenia korozyjne stali w elemen­tach sprężonych stosowaniu cementów hutniczych. Cementy te mogą być stosowane do wykonania konstrukcji pracujących w środowiskach suchych i nie zawierających agresywnych gazów. Jednakże dla ochrony zbrojenia konieczne jest stosowanie szczel­nego betonu, zwiększonej grubości otuliny stali oraz zwiększonej ilości cementu w betonie. Do trzeciej grupy można zaliczyć cementy glinowe, które pod­czas hydratacji nie wydzielają wodorotlenku wapnia, lecz wodoro­tlenek glinu. Wartość pH roztworu w porach betonu jest obniżona 44 do ok. 10,5. W tych warunkach możliwa jest tylko częściowa pa­sywacja powierzchni zbrojenia, przy czym istnieją poglądy, że mogą powstać warstewki pasywne żelazo-glinowe. Zbrojenie może nie ulegać korozji jedynie w bardzo szczelnych betonach. Szczególnie niebezpieczne jest stosowanie cementów gli­nowych do produkcji konstrukcji sprężonych, zwłaszcza gdy ce­ment zawiera ponad 1,3% siarczków. Cementy o dużej zawartości siarczków są produkowane w NRF. Przypuszcza się, że w beto­nach wykonanych z tych cementów może powstać bardzo niebez­pieczny dla stali sprężających rodzaj korozji siarczkowej. W Polsce produkowane są cementy glinowe marki 400 i 500 bez dodatków (PN-67/B-30014). Brak dokładnych danych, dotyczących własności ochronnych tych cementów w stosunku do zbrojenia, nakazuje daleko posuniętą ostrożność przy wykonywaniu z nich elementów zbrojonych.

• Czynniki związane ze stalą

  3.3.1. Stan powierzchni zbrojenia w momencie betonowania Na powierzchni stali zbrojeniowej mogą występować: rdza, zanieczyszczenia powierzchnowe w postaci pyłów, powstałe w czasie składowania zbrojenia, zgorzelina, zanieczyszczenia powstałe w czasie produkcji zbrojenia. Do niedawna uważano, że wstępne skorodowanie zbrojenia jest korzystne, gdyż wpływa na zwiększenie przyczepności prętów do betonu. Trwałość zbrojenia w betonie nie była brana pod uwagę. Produkty korozji reagują ze składnikami cementu, dając w wy­niku żelazian wapnia [62]. Żelazian wapnia powstaje w obecności wodorotlenku wapnia według następującej reakcji 2 Fe(OH)2 + Ca(OH)2 -> Fe203 • CaO + 4 H20. Związek ten jest nierozpuszczalny w wodzie. Podczas rozbiórek konstrukcji żelbetowych można stwierdzić, że stal zbrojeniowa po wielu latach jest bardziej czysta aniżeli w momencie wbudo­wywania. Badania [63] potencjałów stali w betonie wykazały, że stal wstępnie skorodowana ma potencjał bardziej zbliżony do korozyj­nego, który jednak po pewnym czasie zbliża się do potencjału pa­sywacji. Występowanie rdzy na powierzchni zbrojenia jest do­puszczalne tylko w przypadku rdzy nalotowej, dobrze przyczep­nej, która nie będzie stanowiła przegrody oddzielającej powierzch­nię stali od alkalicznego środowiska betonu. Wszystkie te dane odnoszą się do zbrojenia w betonach z cementów portlandzkich. Druty zimnociągnione pokryte równomiernym nalotem produk­tów korozji na całej powierzchni, jak i druty dodatkowo poddane działaniu czynników atmosferycznych, są słabiej chronione w be­tonie niż druty czyste (rys. 3-31) [64]. Kształt krzywych polary­zacji anodowej wykazuje, że stan ten utrzymuje się również po upływie 30 dni. Przedstawiona na rys. 3-32 zależność pomiędzy potencjałem a czasem wskazuje, że potencjał drutów pokrytych nalotem rdzy i czystych utrzymuje się na mniej więcej takim sa­mym poziomie w okresie 28 dni. Potencjał drutów dodatkowo ko- 75 a) b) -700 ^2 V 0 15 20 Czas, d 25 30 Rys. 3-32. Potencjał drutów w betonie 1 — druty bez śladów rdzy, 2 — druty pokryte nalotem rdzy, 3 — druty po 28 dniach oddziaływania warunków atmosferycznych -400 - 200 O 200 400 600 ">00 -200 O 200 400 600 800 1000 Potencjał, m V PotencjaT, m V Rys. 3-31. Krzywe polaryzacji anodowej drutów w zaczynie cementowym: a) 24 godziny po zabetonowaniu, b) 30 dni po zabetonowaniu 1 — druty bez śladów rdzy, 2 — druty pokryte nalotem rdzy, 3 — druty po 28 dniach oddziaływania atmosfery miejskiej -600 -500 Z-400 -300 -200 -100 rodowanych przez okres 28 dni początkowo maleje powoli, po czym zaczyna rosnąć, co oznacza, że powierzchnia zbrojenia w dal­szym ciągu pokrywa się rdzą. Ponieważ produkty korozji stali są porowate, więc mogą stać się magazynem wilgoci, agresywnych gazów lub pyłów. W czasie wykonywania konstrukcji żelbetowych na terenie fabryki super-fosfatu W Machowie, w pobliżu oddziałów rafinacji siarki i pro­dukcji kwasu siarkowego, stal zbrojeniowa bardzo szybko pokry­wała się twardą skorupą z rdzy i superfosfatu. Krzywe polaryzacji anodowej prętów o różnych stopniach zanieczyszczenia powierzch- 76 Rys. 3-33. Krzywe polaryzacji anodowej prętów w 24 godziny po zabetono­waniu 1 — pręty z budowy nieczyszczone, 2 — pręty oczyszczone i pokryte superfosfatem, 3 — pręty oczyszczone, poddane procesowi korozji i pokryte superfosfatem, i — pręty oczyszczone ni wykazały, że po 24 godzinach od ich zabetonowania stal znaj­dowała się w stanie aktywnym (rys. 3-33). Po upływie 28 dni krzywe uzyskane dla stali czystej i pobranej ze składowiska były już zbliżone (rys. 3-34). Po odkryciu prętów okazało się, że stan stali pobranej ze składowiska nie uległ zmianie; była ona pokryta szarymi osadami i rdzą. Na prętach pokrytych warstwą super-fosfatu pojawiły się plamy rdzy. Jeszcze większe objawy korozji obserwowano w przypadku stali poddawanej procesowi korozji i następnie pokrywanej superfosfatem. Zanieczyszczenia na powierzchni stali, powstałe w czasie skła­dowania, mogą niszczyć warstewki pasywne. Na terenach zakła­dów chemicznych zbrojenie powinno być chronione przed działa­niem agresywnej atmosfery, a gdy jest to niemożliwe, należy ra­czej stosować konstrukcje prefabrykowane. Obecna zawsze na powierzchni stali walcowanych zgorzelina, 11 r i i F ■ ' j Al 7 i i cl— / 1 1 _3_^ i ? 1 l 1 1 l i i i i 3 X —i. / i — _-A- i -500 -400 -300 -200 -100 O 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 PotcncjaT, mV 200 400 PotencjoT, m V 600 800 Rys. 3-34. Krzywe polaryzacji anodowej prętów w 28 dni po zabetonowaniu 1 — pręty z budowy nieczyszczone, 2 — pręty oczyszczone i pokryte superfosfatem,. 3 _ pręty oczyszczone, poddane procesowi korozji i pokryte superfosfatem, 4 — pręty oczyszczone będąc bardziej szlachetną, a jednocześnie jeżeli nie tworzy war­stwy ciągłej, może działać jako katoda w ogniwie, którego anodą jest stal. W pewnych warunkach może ona mieć znaczenie, np. w betonie, który nie ma dostotecznych własności ochronnych. Na powierzchni stali mogą ponadto występować zanieczyszcze­nia powstałe w czasie jej produkcji. Na powierzchni drutów zimnociągnionych, stosowanych do sprężania konstrukcji, wystę­puje warstewka proszku mydlanego na podkładzie wapna lub bo­raksu, miedzi i ołowiu. Z wymienionych zanieczyszczeń, obecność miedzi budziła zawsze poważne zastrzeżenia. W niektórych kra­jach, jak Jugosławia i NRD, zabroniono stosowania do sprężania konstrukcji drutów z powłoką miedziową oraz jakichkolwiek sma­rów zawierających składniki miedzi [65]. Wysuwany był pogląd, że druty z powłoką miedziową należy starannie chronić przed agresywnym środowiskiem. Pomiary powłoki miedziowej na drutach produkcji krajowej wykazały, że jest ona bardzo nierówna. Grubość jej waha się w granicach 0 do 5 um. Tak nieszczelna powłoka z metalu bardziej 78 -400 szlachetnego od stali powinna teoretycznie powodować przyspiesze­nie korozji. Jednakże przy cienkiej powłoce miedzi nie obserwuje się szybszego rozwoju korozji. Badania przeprowadzone w ITB wykazały, że po usunięciu tej powłoki druty korodują znacznie szybciej (tabl. 3-12). Wraz z powłoką miedziową usuwana jest bo­wiem również warstwa spieczonego proszku mydlanego stanowią­cego pewną ochronę. Oczyszczona powierzchnia stali, wystawiona na bezpośrednie działanie środowiska, ulega szybciej korozji. 3.3.2. Stale konstrukcji żelbetowych Stale niskowęglowe, stosowane do konstrukcji żelbetowych, ule­gają niszczeniu w wyniku korozji elektrochemicznej. Z uwagi na objawy zniszczeń rozróżnia się korozję ogólną lub korozję wże­rową. Ponieważ korozja na powierzchni zbrojenia rozwija się w wyniku powstania ogniw korozyjnych, stal ulega niszczeniu na powierzchni anod. Równomierną korozję obserwuje się wówczas, gdy proces korozji jest wynikiem działania mikroogniw, które mają niewielkie powierzchnie katodowe w stosunku do ano­dowych. Ten typ korozji występuje w przypadku całkowitej utraty pasywacji betonu w wyniku karbonizacji lub w betonach nie pasywujących zbrojenia. Korozja wżerowa rozwija się wówczas, gdy powierzchnia katod jest stosunkowo duża. Takie przypadki niszczenia zbrojenia obserwuje się w niektórych ro­dzajach betonów komórkowych autoklawizowanych lub w przy­padku powstania ogniw stężeniowych przy obecności jonów chloru w betonie (rys. 3-35). Lokalna korozja jest niebezpieczna, gdyż prowadzi do szyb­kiego zmniejszania powierzchni przekroju prętów, znacznie szyb- 79 Okres badań dni Ubytek wagi, % Prędkość korozji, g/m2.h z powłoka bez powłoki z powłoką bez powłoki 28 0,96 1,12 0,1 l 0,17 84 2,29 2,43 0,11 0,12 168 3,31 4,24 0,081 0,106 336 4,81 6,29 0,060 0,078 Tablica 3-12 Wpływ powłoki miedziowe] nn korozjo drutów 05 mm u ir.<;le wodne] Rys. 3-35. Uszkodzenia pręta przy korozji wżerowej szego niż w przypadku korozji równomiernej. Równomierna ko­rozja może prowadzić do odpadania otuliny betonowej; jest to jednak łatwym do zauważenia, zewnętrznym objawem korozji. Odporność korozyjna prętów zbrojeniowych jest zależna od średnicy [66]. Zakładając, że pręty korodują równomiernie na ca­łej powierzchni, można stwierdzić, że w przypadku zastosowania zamiast jednego pręta n prętów mających w sumie taką samą po­wierzchnię przekroju poprzecznego zniszczenie zbrojenia nastąpi razy szybciej. Przykładowo jeżeli zastosować zamiast jednego pręta 0 20 mm (fz = 3,14 cm2) dwa pręty 0' 14 mm (fz = 3,08 cm2), to zniszczenie tych ostatnich nastąpi V2 = 1,41 raza szybciej. W praktyce zastosowanie prętów o większych średnicach nie zawsze będzie wpływać na trwałość konstrukcji zgodnie z podaną zasadą. Produkty korozji stali mogą mieć różny skład, zależnie od warunków w jakich powstają. Najczęściej tworzą się takie związki, jak Fe(OH)3, Fe(OH)2, Fe04 • H20, Fe203. Rdza ma 2 do 3 razy większą objętość niż stal, z której powstała. Przy równo­miernej korozji powstające produkty korozji powodują wystąpie­nie naprężeń rozciągających w betonie i następuje odpadanie otu­liny zbrojenia. Zbrojenie może więc utracić przyczepność do be­tonu. Zwiększenie przekrojów zbrojenia spełnia wówczas zadanie częściowo. Natomiast stale sprężające przy większych średnicach są na ogół bardziej wrażliwe na korozję niż druty cienkie, pomimo że powierzchnia ich przekroju wolniej ulega zmianom w wyniku procesu korozji. Badania stali w różnych rodzajach betonów ko­mórkowych autoklawizowanych wykazały, że pękanie otuliny następuje przy praktycznie takich samych wielkościach uszkodzeń korozyjnych zbrojenia (tabl. 3-13). Czas, po jakim odpadnie otu­lina, zależy więc od prędkości korozji. 80 Dla konstrukcji żelbetowych znacznie bardziej niebezpieczna jest korozja lokalna, osłabiająca miejscowo zbrojenie. Próby przeprowadzone ze stalą z dodatkiem miedzi St3SCu zastosowaną w betonach lekkich nie dały w pełni zadowalających wyników. Wbrew teoretycznym przewidywaniom stal ta jest bar­dziej podatna na korozję wżerową niż stal StO lub St3S, szcze­gólnie przy oddziaływaniu na konstrukcję środowisk zawierają­cych związki chloru.

• Częstotliwość występowania różnych rodzajów korozji

  powierzchniowej stosunkowo niewielkim zmianom ulega siła zry­wająca; natomiast cechy określające plastyczność materiału, jak wydłużenie przy zerwaniu i liczba przygięć, maleją bardzo szybko, nawet przy stosunkowo niewielkich uszkodzeniach powierzchnio­wych. Dla przykładu można podać, że w odcinkach kabli, które pobrano ze zniszczonych dźwigarów kablobetonowych w Sanoku, druty stosunkowo nieznacznie zaatakowane przez korozję wyka­zały graniczne odchyłki wyników od normy: siły zrywającej od + 9 do — 9°/o, wydłużenia przy zerwaniu od + 2 do — 32%, liczby przegięć od — 40 do — 79%. Wzrastającą kruchość drutów sprężających można tłumaczyć nie tylko korozją naprężeniową lub wodorową. Podobne objawy obserwuje się podczas korozji drutów w stanie nienaprężonym. Dotychczasowe obserwacje wskazują, że uszkodzenia drutów po­wstają również przy działaniu wilgoci w wyniku nierównomiernej lub wżerowej korozji powierzchniowej (rys. 3-36, 3-37), przy czym noszą one charakter karbów, które w tym przypadku można nazwać karbami korozyjnymi (rys. 3-38). Podczas rozciągania dru­tów w pobliżu karbu powstaje przestrzenny stan naprężeń, a po­nadto lokalne spiętrzenie naprężeń. Materiał wykazujący w nor­malnych warunkach cechy plastyczne staje się pozornie kru­chy [52]. Może on jednak odzyskać pierwotne własności po usu­nięciu zewnętrznej uszkodzonej warstwy. Należy przypuszczać, że stale wrażliwe na działanie karbów będą również wrażliwe na działanie nierównomiernej korozji. W wyniku korozji drutów zmniejsza się długość odcinka pla­stycznego na wykresie c—e* Stwarza to poważne niebezpieczeń­stwo dla konstrukcji. Rozwijająca się korozja może bowiem spo- 83 Rys. 3-36. Uszkodzenia drutu powstałe w wyniku działania mgły solnej Rys. 3-39. Zmiana własności mechanicznych drutów 0 5 mm przy działaniu wilgoci 1 — siła zrywająca, 2 — wydłużenie przy zerwaniu, 3 — liczba przegięć, a — druty naprężone do wartości 0,65 Rm, b — druty nlenaprężone 84 wodować gwałtowne zniszczenie konstrukcji bez wstępnych obja­wów w postaci rys i ugięć. Na rys. 3-39 przedstawiono charakter zmian własności mecha­nicznych zimnociągnionych drutów 0 5 mm produkcji krajowej, ze stali D-90, w wyniku korozji w mgle wodnej. W początkowym stadium rozwoju korozji szczególnie dużym zmianom ulega liczba przegięć. Kontrola liczby przegięć może więc być czułym mierni­kiem postępu korozji [68], [69]. Jeszcze bardziej czułą metodą ba­dania uszkodzeń korozyjnych są badania zmęczeniowe. Charakter uszkodzeń powierzchni drutów, jak i wielkość zmian własności mechanicznych zależą nie tylko od rodzaju środowiska, ale również od sposobu w jaki to środowisko działa na druty. W mgle solnej (rozpylony 3% roztwór NaCl) korozja jest bardziej równomierna niż przy działaniu tylko wilgoci. W miarę postępu korozji zmniejsza się przewężenie drutów lub nawet następuje całkowity zanik przewężenia (por. rys. 3-40 i 3-41). Rys. 3-41. Złomy dru­tów poddanych korozji w mgle wodnej Rys. 3-40. Złom drutu niekorodowanego 85 Przy działaniu wilgoci wpływ naprężeń 0,65 Rm na wielkość uszkodzeń korozyjnych jest niewielki. Natomiast przy działaniu mgły solnej obserwuje się wyraźny wpływ naprężeń rozciągają­cych na prędkość korozji. Po tym samym czasie zmniejszenie siły zrywającej jest dwukrotnie większe przy naprężeniach 0,65 Rm niż w przypadku drutów nienaprężonych. Stosunkowo niewielkie różnice występują pomiędzy naprężeniami 0,65 i 0,85 Rm. Odporność korozyjna splotów jest większa niż pojedynczych drutów o tej samej średnicy (nie stykających się ze sobą) [70], [71]. Na rys. 3-42 i 3-43 przedstawiono procentowe zmiany siły zrywa- 336 Rys. 3-42. Zmiana siły zrywającej splotów prze­chowywanych w mgle solnej 1 — splot 7 0 2,5 mm naprę­żony, 2 — splot 7 0 2,5 mm nienaprężony, 3 — splot 7 0 5 mm naprężony, 4 — splot 7 0 5 mm nienaprę­żony, 5 — pojedynczy drut 0 5 mm nienaprężony, 6 — drut 0 5 mm naprę­żony - Średnio dla cale Druty zewnetnt ---Druty środkowe po splotu / 1 s " / > // ' / /// /// a/ // / /// A/ ' //

• Dodatki do betonu

  Jednym z najpowszechniej stosowanych dodatków do betonu jest chlorek wapnia, który był przyczyną poważnych uszkodzeń ele- 59 mentów żelbetowych, zwłaszcza sprężonych. Jony chloru, wpro­wadzone do betonu w postaci chlorku wapnia, powodują uszko­dzenia w wielu miejscach warstewek ochronnych na powierzchni stali. Przy wysokim stężeniu NaCl obniża się pH roztworu Ca(OH)2 o 0,3 -f- 0,4. Powstają ogniwa o bardzo małej powierzchni anod i znacznie większych powierzchniach katod. Jednocześnie zmniejsza się opór elektryczny (rezystancja) betonu. Roztwór NaCl 3,5% w nasyconym roztworze Ca(OH)2 ma 7 razy większą przewodność niż nasycony roztwór Ca(OH)2 [36]. Uszkodzenie warstewek pasywnych na powierzchni stali w roztworach wodo­rotlenku wapnia następuje przy zawartości 0,0035% CaCl2. W be­tonie spotykamy się ze znacznie większymi stężeniami chlorku wapnia. Przy dodatku CaCl2 do betonu w ilości do 0,9% od wagi cementu nie obserwuje się jeszcze korozji zbrojenia. To pozornie paradoksalne zjawisko tłumaczy się tym, że znaczna część chlorku wapnia reaguje z uwodnionymi glinianami, tworząc słabo rozpusz­czalne w środowisku alkalicznym związki zespolone typu soli Friedla 3 CaO • A1203 • CaCl2 • 10 H20, które nie biorą udziału w procesach elektrochemicznych [37]. Stal w betonie z dodatkiem chlorku wapnia przyjmuje bardziej ujemny potencjał [38]. Potencjał, który wynosił początkowo 0,22 V, przy stężeniu jonów chloru 4 g/l osiąga wartość 0,6 V. W obecności jonów chloru strefa korozji obejmuje więk­szy obszar na wykresie Pourbaix [23]. Przy bardzo małych iloś- CaCl2 % od ilości cementu Potencjał w mV (w stosunku do elektrody kalomelowej) wartość początkowa wartość po upływie 20-^30 dni 0 —210 —130 do —150 0,5 —300 — 130 do —HO I —380 — 170 do —1C0 o —410 —330 do —350 4 — 400 —500 do —530 8 —450 —700 do —750

• Działanie środowisk agresywnych na beton

  W przeciwieństwie do CO2 wiele gazów i cieczy powoduje niszcze­nie betonu. Mechanizm niszczenia betonu, jak i metody jego ochrony przed korozją stanowią odrębne zagadnienie, które zo­stało już szeroko omówione również w literaturze krajowej [14]. Interesujące jest natomiast w jakim stopniu korozja betonu wpły­wa na możliwość powstania i rozwój korozji zbrojenia. W wyniku korozji betonu może nastąpić zobojętnienie otuliny zbrojenia, mo­gą również powstać produkty korozji betonu agresywne wobec stali, wreszcie może nastąpić obniżenie szczelności otuliny zbro­jenia lub całkowite odsłonięcie zbrojenia. Dopóki zbrojenie nie zostanie pozbawiony otuliny, może ulegać ono korozji nie pod wpływem czynników zawartych w atmosferze otoczenia, lecz pod wpływem produktów korozji powstałych z reakcji między beto­nem i środowiskiem. Dla przykładu można rozpatrzyć mechanizm działania dwóch gazów. Jednym z tych gazów, występujących niemal tak często w atmosferze jak CO2, jest dwutlenek siarki, którego znaczne za­wartości obserwuje się w regionach przemysłowych. Gaz ten rea­guje przede wszystkim z wodorotlenkiem wapnia zawartym w be­tonie. W wyniku reakcji powstaje gips Ca(OH)2 + S02 + 1/2 02 + H20 -> CaS04 • 2 H20. Gips krystalizując powiększa swoją objętość. W początkowym okresie następuje zapełnienie porów i uszczelnienie betonu, potem wskutek ciśnienia spowodowanego tworzeniem się kryształów na­stępuje niszczenie struktury betonu, obniża się pH roztworu w porach betonu i jednocześnie zmniejsza szczelność otuliny, co ułatwia przebieg procesów korozji zbrojenia. Nieco inaczej działa chlorowodór. Gaz ten bardzo energicznie reaguje ze składnikami betonu, przy czym beton przeobraża się w miękką niezwiązaną masę; tworzący się chlorek wapnia w znacznym stopniu przyspiesza korozję zbrojenia. 31 Zarówno w przypadku jednego jak i drugiego gazu proces nisz­czenia postępuje stopniowo od powierzchni w głąb betonu z two­rzeniem wyraźnej granicy pomiędzy zniszczonym i zdrowym be­tonem. Granicę tę można wyznaczyć w sposób analogiczny jak w przypadku karbonizacji, tj. roztworem fenoloftaleiny. Korozja zbrojenia rozpoczyna się dopiero wówczas, gdy zobojętniona warstwa osiągnie powierzchnię stali. Prędkość zobojętnienia otuliny w wyniku działania SO2 zależy od stężenia tego gazu, wilgotności powietrza i szczelności betonu, Interesujący jest fakt bardziej intensywnego rozwoju korozji zbrojenia przy mniejszych stężeniach HC1. Widocznie jest to zwią­zane z wilgotnością względną powietrza, która szybko obniża się wraz ze zwiększeniem stężenia HC1 i przy jego zawartości 100 mg/l wynosi tylko 21%. Tworzący się na powierzchni betonu chlorek wapnia „odciąga" wodę z wewnętrznych nie uszkodzonych warstw, zmniejszając tym samym możliwość korozji zbrojenia [1]. W regionach nadmorskich konstrukcje podlegają działaniu wil­gotnego powietrza i pyłu chlorku sodu. Wpływ chlorków pocho­dzących z atmosfery na korozję zbrojenia jest mało znany, w prze­ciwieństwie do działania chlorków wprowadzonych przy produkcji betonu. Sól przedostająca się w okolice zbrojenia będzie niewątpli­wie powodowała niszczenie warstewek pasywnych na jego po­wierzchni. Liczbę jonów chlorowych, jaka powoduje niebezpieczną korozję stali w betonie przy przenikaniu chlorków z otoczenia, określa się na 0,24 -ł- 0,32 w stosunku do rozpuszczalnej części betonu [15]. Przy zawartości chlorków w rozpuszczalnej części wynoszącej 0,24% na powierzchni stali pojawiają się zielony nalot i punkty rdzy. Przy stężeniu jonów chloru 0,32 -f- 0,46% tworzy się na większej powierzchni czarny nalot w postaci punktów. Z punktu widzenia przewidywania korozji zbrojenia istotny jest czas po jakim strefa zobojętniona lub korozja betonu osiągnie po­wierzchnię stali. W oparciu o przeprowadzone badania wielu kon­strukcji znajdujących się na terenie Kombinatu Metalurgicznego w Magnitogorsku w atmosferze zawierającej 0,02 -f- 0,40% CO2, do 27 mg SO2 oraz pyłu ustalono, że prędkość zobojętnienia be­tonu zależy przede wszystkim od początkowej struktury betonu, natomiast w mniejszym stopniu od poziomu na jakim znajduje się konstrukcja, usytuowania powierzchni i strefy zakładu [16]. 32 Rys. 3-5. Postęp neutralizacji beto­nów o różnej szczelności na podsta­wie badań eksploatowanych kon­strukcji w warunkach oddziaływa­nia atmosfery przemysłowej Kombi­natu Metalurgicznego w Magnito-gorsku [16] 1 — bardzo szczelny beton (fi = 0,15), 2 — szczelny beton (fi = 0,35), 3 — beton średniej szczelności (fi = 0,50), i — nie­szczelny beton (fi = 0,95) W oparciu o te badania opracowane zostały następujące wzory określające prędkość zobojętniania betonu: — dla betonów o małej szczelności ^ = 74(1 —e~l), (3-12) — dla betonów szczelnych d2 = 6,5(l— e"i). (3-13) Analogiczne wzory opracowano także dla pośrednich rodzajów be­tonu. Zależność ta, przedstawiona na rys. 3-5, umożliwia w sposób orientacyjny określenie głębokości zobojętnienia betonu. W ostatnich latach podjęto próby analitycznego opracowania ogólnych wzorów do określania głębokości korozji betonu. Wzory te są dosyć złożone i wymagają każdorazowo wyznaczania współ­czynników w oparciu o specjalne badania. Z tego względu ich przydatność jest ograniczona. Zależności te można znacznie uproś­cić przy ograniczeniu środowiska jedynie do roztworów HC1 [17]. Grubość warstwy betonu uszkodzonej przez korozję można wów­czas określić ze wzoru c = }ff kDt, cm, (3-14) gdzie: t — okres działania agresywnego środowiska, h, kD — współczynnik agresywności środowiska dla betonu, zależny od właściwości betonu i stężenia roztworu HC1, wyznaczany z rys. 3-6, cm2/h, 3 — Korozja i ochrona zbrojenia 34 f — bezwymiarowy współczynnik uwzględniający nie­jednorodność betonu oraz zmienność stężenia ze­wnętrznego środowiska, przyjmowany w granicach 1,30 -r-1,50. ' "i 25x10' 0 OJ 0,2 0,3 C4 OJ OJS 0,7 Cd 0,9 Ift Wskaźnik w/c Rys. 3-6. Nomogram do określania współczynnika agresywności roztworów kwasu solnego w stosunku do betonu [17] W przypadku gdy beton znajduje się w innym środowisku niż w HC1, współczynnik kD można określać indywidualnie. Przykład. Stężenie roztworu HC1 0,5 g/l, czas eksploatacji ele­mentów t = 30 lat, beton o w/c — 0,5. Obliczyć niezbędną gru­bość otuliny. Z nomogramu (rys. 3-6) określamy kD = 2,5 • 10_s cm2/h. Głębokość korozji betonu wyniesie e = Y 1,50 • 2,5 • 10-5 • 30 • 8760 = 3,1 cm. Jeżeli grubość skorodowanej warstwy przekracza wartości za­stosowanej otuliny, to — aby nie rozwinęła się korozja zbroje­nia — niezbędna jest dodatkowa ochrona betonu.

• Grubość otuliny

  W okresie, kiedy beton ma własności ochronne, trwałość zabezpie­czenia zbrojenia jest proporcjonalna do kwadratu grubości otu­liny. Gdy beton utraci zdolność pasywacji stali, prędkość korozji zbrojenia zależy również od grubości otuliny, gdyż w tym okresie czynnikiem decydującym o przebiegu procesów elektrochemicz­nych jest dopływ tlenu do powierzchni zbrojenia. Powierzchnia prętów jest mniej dostępna dla tlenu, im w większej odległości znajduje się od powierzchni betonu. Doświadczenia wskazują, że stężenie tlenu zmniejsza się proporcjonalnie do odległości od po­wierzchni zewnętrznej betonu. Na rys. 3-13 przedstawiono zależ­ność korozji zbrojenia od grubości otulmy z betonu o zawartości cementu 300 kg/m3 [25]. Podobne wyniki dały badania zależności korozji zbrojenia od grubości otuliny z betonu zawierającego 5% CaCl2 (tabl. 3-9) [1]. 50 0,15 0 5 W 15 20 Czas, cykli Rys. 3-13. Zależność korozji zbrojenia od grubości otuliny [25] 1 — 10 mm, 2 — 20 mm, 3 — 40 mm, 4 — zmniejszenie przekroju o 50% Przy ustalaniu grubości otuliny nie można zapominać o nie­jednorodności betonu, jak również możliwości powstania od spodu elementu pustek powietrznych, w wyniku zamknięcia powietrza. Im grubsza będzie otulina, tym mniejsze istnieje prawdopodobień­stwo powstawania porów sięgających do powierzchni zbrojenia. Minimalna grubość otuliny powinna przewyższać o 1,5 raza wy­miar największej frakcji kruszywa. Bardzo często założona w projekcie grubość otuliny nie odpo­wiada tej, jaka jest realizowana na budowie. Projektując kon­strukcję liczy się grubość otuliny od zbrojenia głównego, tymcza­sem strzemiona są otulane betonem o grubości mniejszej o ich średnicę. Podobnie w przypadku zabezpieczania torkretem po­wierzchni zbiorników sprężanych powierzchniowo przy ustalaniu grubości otuliny często nie bierze się pod uwagę grubości stali sprężającej i ewentualnie podkładek poślizgowych. Błędem spotykanym niemal na wszystkich budowach jest sto­sowanie pod zbrojenie głównie podkładek z prętów stalowych. Pręty te nie zostają w ogóle otulone betonem i zaczynają korodo­wać w momencie zakończenia budowy (rys. 3-14).Jeżeli konstruk­cja znajduje się ponadto w środowisku agresywnym, to podkładki stalowe mogą być przyczyną powstania znacznych zniszczeń. W jednym z zakładów produkcji włókien sztucznych w wyniku przecieków przez strop roztworów zawierających rodanek sodu nastąpiła bardzo intensywna korozja stalowych podkładek. Powstające produkty korozji spowodowały odspojenie otuliny na całej długości belek stropowych i w rezultacie nastąpiła bardzo 51 Uszkodzenia korozyjne Grubość otuliny cm powierzchnia % głębokość maksymalna u.m ubytek wagi g 1 72 900 0,387 o 53 890 0,355 3 22 700 0,189 Tablica 3-9 Wielkość korozji zbrojenia w zależności od grubości otuliny przy wjc = 0,6 szybka korozja zbrojenia. Po około czterech latach belki te zostały poważnie uszkodzone. Tymczasem takie same belki stropowe bez podkładek stalowych znajdowały się w stanie nieuszkodzonym. W elementach prostokątnych największe niebezpieczeństwo ko­rozji zbrojenia występuje w narożach [29]. Przyczyną jest mniej­sza szczelność betonu w tym miejscu, spowodowana „efektem ścianki" utworzonej przez pręt ustawiony w narożu. Ponadto je­żeli przyjąć, że zobojętnienie betonu postępuje równolegle do po­wierzchni elementu, to w pobliżu narożnika działanie środowiska nakłada się z dwóch stron (rys. 3-15); zobojętnienie betonu postę­puje tym szybciej, im bardziej ostry jest kąt. Głębokość zo­bojętnienia betonu w narożach elementu jest zawsze większa. Obserwacje eksploatowanych konstrukcji potwierdzają, że naj­prędzej ulegają korozji pręty znajdujące się w narożach (rys 3-16), zwłaszcza w środowiskach silnie agresywnych. Teoretycznie zbro­jenie nie powinno znajdować się blisko narożnika, a najlepszym rozwiązaniem byłoby zaokrąglenie narożników. W praktyce jest C02 MM Rys. 3-15. Przyczyna szybkiego zobojętnienia betonu w narożach elementów 52 Rys. 3-14. Korozja sta­lowych podkładek pod zbrojenie w belce to trudne do zrealizowania. Niemniej należy starać się, aby zbro­jenie w narożnikach miało grubszą otulinę od ustalonej dla ca­łego elementu. Do grubości otuliny w praktyce nie wlicza się tynku. Zwiększa on jednak znacznie trwałość ochrony zbrojenia, gdyż przejmując działanie otaczającego środowiska zabezpiecza otulinę przed zobo­jętnieniem. Konserwacja tynku jest oczywiście bardziej prosta od naprawy uszkodzonej otuliny. W elementach sprężonych wysoka szczelność betonu zapewnia trwałą ochronę zbrojenia przed korozją nawet przy niewielkiej grubości otuliny. Badania 116 mostów strunobetonowych, jakie przeprowadzono w Związku Radzieckim [30], pozwoliły określić zależność pomiędzy grubością otuliny drutów i korozją tych dru­tów (rys. 3-17). Przy otulinie powyżej 5 mm nie zaobserwowano praktycznie korozji drutów; ewentualne ślady rdzy powstały jeszcze przed zabetonowaniem stali.

• Inne metale w betonie

  Dotychczas brak jest wyczerpujących danych w zakresie wpływu betonu na różne metale. Stosunkowo dużo uwagi poświęcono za­chowaniu się cynku. Dotychczasowe badania wykazały, że korozja cynku możliwa jest w świeżo zarobionym betonie; jednakże pod­lega on zaatakowaniu jedynie w cienkiej warstwie powierzchnio­wej [88]. Cynk jest mniej wrażliwy na działanie ogniw zmiennego napowietrzania niż stal, może jednak szybko ulegać zniszczeniu, gdy w betonie powstaną rysy w środowisku zawierającym NaCl [36]. Badania cynku w roztworach Ca(OH)2 o różnych pH pozwo­liły ustalić pewne zależności wskazujące, że korozja — postępu­jąca w pierwszym okresie — ulega bardzo szybko hamowaniu. Dla roztworu Ca(OH)2 o pH = 8 przebieg korozji jest następu- jący [89] M = 11,671 lg 4,89' (3-18) a dla roztworu o pH = 12 M= 21,355 lg-*7-> (3-19) gdzie: M — ubytek wagi w %>, t — czas w tygodniach. Zależności te przedstawiono na rys. 3-49. 98 Uważa się, że w wyniku reakcji cynku z Ca(OH)2 zawartych w betonie powstają produkty korozji hamujące wiązanie cementu. Dodatek ZnO do betonu w ilości 1/10 000 od ciężaru cementu może prowadzić do całkowitego zahamowania wiązania, a więc jego działanie jest silniejsze od cukru. Jednakże obecnie wiadomo, że ilość produktów oddziaływania cynku z wapnem jest zbyt mała, aby miała wpływ na proces wiązania betonu. Także glin reaguje z wapnem zawartym w betonie. Na podsta­wie dotychczasowych badań nie udało się jednak ustalić żadnych zależności korozji od czasu, z uwagi na duże rozrzuty. Stwierdzono natomiast, że korozja aluminium w betonie jest znacznie przyspie­szona przy obecności CaCla. Ołów staje się anodą w stosunku do stali w środowiskach alkalicznych, a zatem jest bardziej odporny na działanie betonu. Miedź zasadniczo nie jest atakowana przez świeży beton, jeżeli brak w nim azotanów. Rys. 3-49. Ubytki 14 wagowe płytek °6 8 10 12 14 16 18 20 22 24^ 26 28 Czas, tygodni

• Korozja naprężeniowa

  Bardzo niebezpiecznym rodzajem korozji jest korozja naprężeniowa. Nie wszystkie zjawiska zwią­zane z tym rodzajem korozji są obecnie dostatecznie wyjaśnione i dlatego często trudno ustalić czy w danym przypadku mamy z nią do czynienia. Korozja naprężeniowa jest to niszczenie metalu przy jednoczesnym działaniu środowiska korozyjnego i naprężeń statycznych, przy tworzeniu się lub bez tworzenia się na po­wierzchni stali produktów korozji. Korozja naprężeniowa wystę­puje tylko wówczas, gdy zostają spełnione następujące warunki: stal jest wrażliwa na ten rodzaj korozji, środowisko jest agresywne, w stali występują wysokie naprężenia. Przy braku chociażby jednego z wymienionych czynników ko­rozja naprężeniowa nie może wystąpić. Uszkodzenia przy korozji naprężeniowej już zewnętrznie różnią się od uszkodzeń powsta­łych przy korozji ogólnej. Charakteryzują się one powstawaniem rys. Pęknięcia przy korozji naprężeniowej mogą przebiegać mię-dzykrystalicznie lub śródkrystalicznie. Według najnowszych teorii rozprzestrzenianie się pęknięć związane jest zasadniczo z proce­sami elektrochemicznymi. Według innych teorii zakłada się istnie­nie okresów mechanicznego pękania. Trzeba tu jednak odróżniać korozję naprężeniową od ogólnej korozji, której proces jest przy­spieszany działaniem naprężeń. Pęknięcia stali sprężających o charakterze kruchym obserwo­wano już po dwóch dniach od chwili sprężenia zbiorników oczysz­czalni ścieków w Beverwijk w Holandii [72]. Po zbadaniu okazało się, że zerwania drutów w konstrukcjach były spowodowane ko­rozją w czasie składowania. Drut był nawinięty na kręgi o śred­nicy 90 cm, co było przyczyną powstania w skrajnych włóknach naprężeń 110 -f-120 kG/mm2, a kręgi składowano w agresywnej atmosferze zawierającej siarczany i cyjanki lub w zasięgu wody gruntowej o zawartości w dużej ilości jonów chloru i azotu. Z po­dobnych przyczyn nastąpiły zerwania drutów na budowie mostu w Voralbergu w NRF [73]. Obserwowano je po kilku do kilkuna­stu dniach od naprężenia. Jako powód tak szybkiego zerwania 89 drutów podano, że już w czasie składowania powstały w drutach rysy o głębokości do 1/3 średnicy. Wszystkie te przypadki odnosiły się do drutów ulepszanych cieplnie. W literaturze opisano szereg przypadków, w których przyczyn zerwania drutów dopatrywano się w korozji naprężeniowej. Jednakże nie wszystkie zerwania stali sprężających, jakie obser­wowano, mogły być spowodowane przez korozję naprężeniową. W wielu przypadkach zerwania powstały w wyniku wad lub uszkodzeń stali. Ocenę stali pod względem jej podatności na korozję napręże­niową przeprowadza się najczęściej w gorących roztworach azota­nów. Najbardziej rozpowszechniony jest roztwór składający się z 600 cz. wag. azotanu wapnia, 50 cz. wag. azotanu amonu i 300 cz. wag. wody, przy temperaturze 100 -f- 120°C. Miarą od­porności jest czas, po jakim następują pęknięcia stali. Wystąpienie korozji naprężeniowej jest uzależnione od rodzaju stali. Szczególnie dużą wrażliwością na korozję naprężeniową cha­rakteryzuje się hartowana walcówka, w której pęknięcia mogą powstawać nawet przy działaniu słabych kwasów zawartych w atmosferze. Badania hartowanych prętów 0 12 mm ze stali St5 przy naprężeniu 0,75 Rm wykazały, że pękają one po kilku miesiącach przetrzymywania w piasku nasyconym 3% roztworem NaCl. Druty 0 3 mm ze stali o podobnym składzie do St5 pękały również przy dodaniu do betonu 5% Ca(NOs)2 od wagi cementu. Druty ulepszane cieplnie są bardziej wrażliwe na korozję na­prężeniową niż druty z niskotemperaturową obróbką końcową. Na przykład według badań amerykańskich stal ulepszana cieplnie przy naprężeniu we włóknach skrajnych 110 -f- 140 kG/cm2 ulega pęknięciu w roztworach azotanów po upływie ok. 1 h, podczas gdy druty zimnociągnione nie pękają jeszcze po 1000 h [75]. Według innych badań [76] przy naprężeniu 65 -f- 70% Rm pęknięcia har­towanych prętów 0 6 mm wystąpiły po 2 -j- 4 h, a prętów 0 12 mm ze stali St5 i 35GS po 5 -f- 7 h. Natomiast wszystkie rodzaje drutów nie pękały po upływie 600 h. Druty zimnociągnione są mniej wrażliwe na korozję napręże­niową, przy czym korozja ta może wystąpić tylko w niektórych agresywnych środowiskach [48]. Badania drutów 0 5 mm pro­dukcji krajowej wykazały, że są one odporne na korozję naprę- 90 żeniową; druty te nie pękały po upływie 200 h przebywania w go­rących roztworach azotanów [77]. Stwierdzono natomiast wrażli­wość na korozję naprężeniową stali 20HG2S przy naprężeniach bliskich granicy plastyczności [78]. Zasadniczą operacją produkcyjną, która wpływa na podwyższe­nie odporności stali na korozję naprężeniową, jest przeciganie. Odpuszczanie po ciągnieniu prowadzi do dalszego zwiększenia od­porności drutów [77]. Większa wrażliwość drutów ulepszanych cieplnie przypuszczal­nie może być związana ze strukturą stali lub powstaniem mikro-pęknięć w czasie hartowania. Przy obróbce termicznej stal na­grzewa się do temperatur zapewniających powstanie struktury austenicznej [77]. W wyniku korozji naprężeniowej na granicach ziaren austenitu rozwijają się rysy, przy czym prędkość powsta­wania ich jest bardzo duża, a zatem pęknięcia występują w krótkim okresie czasu. Trwałość stali jest wówczas uzależniona od aktyw­ności elektrochemicznej granic ziaren austenitu i ferrytu. Oprócz tego pęknięcia hartownicze mogą być przyczyną powstania podob­nego układu rys wywołujących lokalne naprężenia rozciągające przy powierzchni. Wrażliwość na korozję naprężeniową będzie więc uzależniona od stanu powierzchni stali. W wyniku przeciągania drutów ziarna austenitu przyjmują po­stać wydłużoną w kierunku działających naprężeń, co utrudnia powstanie rys. Odpuszczanie powoduje natomiast obniżenie naprę­żeń w strefie granic ziarn austenitu i odpowiednio obniża ich aktywność elektrochemiczną [77]. Zwiększenie naprężeń w stali powoduje przyspieszenie pękania. Dla przykładu można podać, że druty ulepszone cieplnie przy na­prężeniu 0,55 Rm pękały po 70 -f- 160 min, a przy naprężeniu 0,73 Rm po 42 -r- 80 min [80]. Naprężenia skręcające wywołane procesem technologicznym (np. przy produkcji lin) mogą być czynnikiem zwiększającym w sposób istotny podatność drutu na korozję naprężeniową [81]. Wystąpienie korozji naprężeniowej zależy ponadto od środowiska, przy czym roztwory azotanów mogą ją wywoływać również w atmosferach pokojowych tylko w odpowiednio dłuższym okresie czasu. Badania przeprowadza się w roztworach o niskich wartościach pH, jakie na ogół nie wystę­pują w betonach. Uważa się, że istnieje niewielkie prawdopodo- 91 bieństwo wystąpienia korozji naprężeniowej w stali zawierającej mniej niż 0,7°/o węgla [82]. Pękanie stali znacznie przyspieszają ponadto nawet niewielkie prądy polaryzacji anodowej lub kato­dowej. Wszystkie badania dotyczące korozji naprężeniowej stali sprę­żających były prowadzone w specjalnych warunkach. Trudno obecnie ustalić jaka jest relacja między tymi badaniami a realną możliwością wystąpienia korozji naprężeniowej w eksploatowa­nych konstrukcjach. Badania wskazują, że zbrojenie wrażliwe na korozję naprężeniową niszczy się przy naprężeniach 0,7 Rm w obecności chlorków w betonie lub napowietrzanym elektrolicie (przy stężeniu 2 ■— 3%) w okresie od kilku miesięcy do 1,5 roku, zależnie od rodzaju stali i sposobu obróbki. Istnieje więc korelacja między długowiecznością próbek w czasie badań przyspieszonych w gorących roztworach azotanów i w roztworach chlorków. Do stosowania stali wrażliwych na korozję naprężeniową należy podchodzić z dużą ostrożnością. Stale te wymagają szczególnej opieki zwłaszcza w czasie budowy. Konstrukcje zbrojone stalami ulepszanymi cieplnie powinny być stosowane jedynie w warun­kach nieagresywnych [83]. Dotychczas brak było kryteriów oceny wyników badań korozji naprężeniowej. Przyjmowano różne umowne wielkości czasu do­tyczące zerwania stali. Próby opracowania metodyki oceny, która pozwalałaby porównywać różne gatunki stali w zakresie odpor­ności na korozję naprężeniową, podjęto w NIIŻB-ie [79]. Zgodnie z tą metodą ocenę odporności na korozję naprężeniową prowadzi się w oparciu o wykresy trwałej odporności korozyjnej stali Ig t — o- w gorącym roztworze azotanów z uwzględnieniem wiel­kości naprężenia obliczeniowego. „Umowne trwałości" zbrojenia i odpowiadające im zalecenia w zakresie ochrony zaproponowano określać w zależności od czasu do momentu pęknięcia t przy na­prężeniach równych obliczeniowym a0u i charakteru krzywej lg t—o- (rys. 3-46). Stal można uznać za odporną, jeżeli część „pozioma" krzywej (krzywa 1) znajduje się powyżej naprężenia obliczeniowego w okresie 100 h. Taka stal może być stosowana bez specjalnych ograniczeń dotyczących agresywności środowiska. Jeżeli stal pęka nie wcześniej niż po 100 h przy naprężeniach, które znajdują się w strefie „stromego" odcinka krzywej (krzy- 92 Rys. 3-46. Schemat krzywych korozyjnej odporności stali zbrojeniowej w gorącym roztworze azotanów (opis w tekście) [79] I 6Bbl ■A. 10 100 1000 wa 2), to można ją uznać za ograniczenie odporną. W tym przy­padku konieczne są specjalne środki zabezpieczające. Jeżeli naprę­żenie o0bi znajduje się powyżej poziomu, na którym występuje za­łamanie krzywej (krzywa 3) i czas do momentu pęknięcia jest mniejszy od 100 h, to zbrojenie uznaje się za nieodporne na ko­rozję naprężeniową i nie może być stosowane w konstrukcjach podlegających działaniu silnie agresywnych środowisk. Przepro­wadzona tą metodą ocena radzieckich stali wykazała, że pręty ze stali klasy A-IV — marek 80S i 20HG2S mają zadowalającą odporność. Ochrona powinna być tym staranniejsza, im wyższa jest klasa stali (rys. 3-47). W praktyce naprężenia na powierzchni prętów mogą być nie­równomiernie rozłożone, zwłaszcza jeżeli stal podlega jednocześnie korozji wżerowej. Przy określonym naprężeniu zewnętrznym prędkość korozji na dnie karbu będzie znacznie większa [22]. 93 3 10 20 40 60 80100 Czas,/) 200 400 ~Rys. 3-47. Krzywe korozyjnej odporności radzieckich stali zbrojeniowych "w gorącym roztworze azotanów [79] 1 — stal klasy A-IV, marki 80S, 2 — stal klasy A-IV-20HG2S, 3 — stal klasy At-IV-20GS, 4 — stal klasy At-IV-18GS, 5 — stal klasy At-IV-35GS, 6 — hartowana stal Rejnchauzen

• Kruchość wodorowa

  Zerwania stali sprężających przy korozji wodorowej są kruche, podobnie jak przy korozji napręże­niowej. Podczas pewnych procesów korozyjnych może wydzielać się wodór atomowy. Wodór ten dyfundując w głąb stali prze­kształca się w wodór cząsteczkowy, co prowadzi do powstania naprężeń wewnętrznych, które łącznie z naprężeniami rozciągają­cymi mogą być przyczyną powstania rys i następnie gwałtownych zerwań. W normalnych warunkach wodór atomowy bardzo szyb­ko przekształca się w wodór cząsteczkowy. W NRF obserwowano zniszczenie płyt przekrycia sprężonego kablami ze stali o wytrzymałości na zerwanie 200 kG/mm2. Płyty te, wykonane z cementu glinowego, znajdowały się w atmosferze wilgotnej i ciepłej, zawierającej siarkowodór [84]. W latach 1961/62 w Bawarii uległy zniszczeniu przekrycia sześciu domów mieszkalnych. Belki tych przekryć były sprężone drutami ulepsza­nymi cieplnie. Ustalono, że przyczyną zniszczenia elementów były kruche pęknięcia spowodowane korozją wodorową, które wystąpiły w tych miejscach, gdzie istnieją sprzyjające warunki dla rozwoju korozji ogólnej. Niemieckie cementy glinowe zawierają siarczek wapnia w iloś­ciach przewyższających 1,3%. W zniszczonych elementach stwier­dzono bardzo cienką otulinę zbrojenia, której grubość miejscami nie przekraczała kilku milimetrów. W wyniku działania CO2 z powietrza otulina została lokalnie zobojętniona aż do powierzch­ni zbrojenia. Zbrojenie więc przestało być pasywowane. Mecha­nizm niszczenia stali sprężającej w tych warunkach można tłu­maczyć w sposób następujący. Siarczek wapnia, pochodzący z ce­mentu, w wyniku działania dwutlenku węgla na beton ulega reakcji CaS + C02 + H20 -> CaC03 + H2S. Powstaje wówczas siarkowodór, który jest przyczyną pękania drutów. H2S może pochodzić nie tylko z cementu, ale także przedosta­wać się do zbrojenia z otaczającej atmosfery. Siarkowodór może również powstać w wilgotnych środowiskach według następujących reakcji 2 CaS + 2 OHO -> Ca(HS)2 + Ca(OH)2, Ca(HS)2 + 2 HOH Ca(OH)2 + 2 H2S. 94 Siarczek wapnia może znajdować się w cementach glinowych i hutniczych. Roztwór w porach betonu z cementu glinowego ma obniżone pH. W betonach z innych cementów może nastąpić obni­żenie alkaliczności w wyniku karbonizacji. Przy zmniejszeniu al­kaliczności i znacznej zawartości CaS może tworzyć się w betonie siarkowodór. Korozja stali przy obecności siarkowodoru przebiega według następujących reakcji: — na anodzie Fe -> Fe++ + 2 e~, — na katodzie H2S + 2 e- = S" - + 2 H. Wtórnym produktem reakcji jest siarczek żelaza. Na odcinkach katodowych wydziela się wodór atomowy. Tak więc pękanie drutów nie jest wynikiem prostego działania siarkowodoru na stal, lecz wodoru powstającego w odcinkach ka­todowych. Warunkiem koniecznym dla powstania tego rodzaju korozji jest obniżenie pH roztworu. Badania [76] potwierdziły, że w nasyconym wodnym roztworze H2S, jak również w roztworze rodanku amonu, już w temperaturze pokojowej stal ulepszana cieplnie ulega szybko kruchym pęknięciom. Natomiast druty zimnociągnione wykazały większą odporność na działanie korozji wodorowej. Niszczenie przebiega prędzej przy nałożeniu prądu katodowego. Zależność pomiędzy potencjałem elektrody w V, ciśnieniem P w atm i pH środowiska jest określona następującym równa­niem [84] 0 059 Eh = lg P — 0,059 pH. (3-16) Jeżeli żelazo ma potencjał korozyjny —0,52 V, wówczas dla roztworów o pH powyżej 5 zawierających H2S można uprościć to równanie. Ciśnienie wodoru w funkcji pH będzie można przed­stawić p = io OW - 2 ph)> ph > 5 (3_17) Dla pH = 7 ciśnienie wodoru wynosi 103>6 atm. W takich wa­runkach wodór atomowy penetruje w dużych ilościach do stali, gdzie pod wysokim ciśnieniem przekształca się w wodór cząstecz­kowy. Dla pH = 8,8 ciśnienie zmniejsza się do 1 atm. Tak więc 95 korozja wodorowa może wystąpić wtedy, gdy pH spadnie poniżej tej wartości. Niektórzy autorzy przypuszczają, że korozja wodorowa może się rozwinąć również, jeżeli stal styka się z cynkiem. W powsta­łym ogniwie na katodzie, którą stanowi stal, wydziela się wodór. Dotychczas brak jest zgodności wyników poszczególnych badań dotyczących możliwości wystąpienia korozji wodorowej na przy­kład przy styku drutów ze ściankami ocynkowanych kanałów ka­blowych [28]. Niezbędne są dalsze badania w tym zakresie. Badania laboratoryjne wykazują, że przy stosowaniu ocynko­wanych drutów, nawet z różnymi wadami powłoki i w przypadku nieszczelności betonu, nie występuje możliwość ich uszkodzeń przez korozję wodorową. Natomiast badania drutów naprężonych w 0,1 n roztworze siarczanu żelaza przy nałożeniu prądu polary­zującego 5 mA/cm2 wykazały, że okres do zerwania drutów nie ocynkowanych wynosi 20 min, podczas gdy dla drutów ocynkowa­nych zwiększa się do 4000 min, a więc 200-krotnie. Żaden drut nie uległ zerwaniu, dopóki nie nastąpiło uszkodzenie powłoki cyn­kowej. Nawet po zniszczeniu powłoki druty te wykazywały więk­szą odporność niż druty nie ocynkowane. Teorie o szkodliwości działania styku cynku ze stalą opierają się na pewnych obserwacjach uszkodzeń drutów w warunkach eksploatacji, spowodowanych przypuszczalnie przez wodór. Kruchość wodorowa stali może być natomiast spowodowana niektórymi metodami cynkowania w roztworach kwaśnych, a więc jest to kruchość powstała w czasie produkcji. Dotychczasowe ba­dania [83] wykazały, że pękanie termicznie ulepszanych stali następuje w wyniku korozji wodorowej w szeregu środowisk. Dotyczy to środowisk zawierających siarkowodór, chlorowodór i rodanek amonu.

• Potencjał stali w betonie z cementu portlandzkiego z dodatkiem CaCl2

  ciach chlorku wapnia w betonie potencjał stali ustala się po uły-wie 20-=-30 dni na poziomie takim jak w betonie bez dodatków (tabl. 3-10). Potencjał zwiększa się po upływie pewnego czasu od wykonania betonu w wyniku wypadania chlorku wapnia z roztworu. Przy większych zawartościach chlorku w betonie potencjał przyjmuje bardziej ujemne wartości po zakończeniu betonowania w wyniku większego stężenia jonów chloru, a następnie w wyniku tworze­nia się makroogniw. Przy pracy tych ogniw szybko obniża się za­wartość tlenu w warstwach roztworu przy powierzchni pręta. Na możliwość wystąpienia korozji zbrojenia w betonie z dodat­kiem CaCl2 ma wpływ wiele czynników. Można przyjąć, że im większa jest zawartość glinianów w cemencie, tym mniejsze bę­dzie prawdopodobieństwo powstania korozji zbrojenia. W cemen­tach o zawartości C3A 8 — 10% aktywność jonów chloru w pro­cesie twardnienia szybko spada, natomiast przy braku C3A aktyw­ność tych jonów wzrasta [39]. W przypadku betonów o jednako­wej ilości chlorku wapnia w betonie z cementu o dużej zawartości glinianów pozostaje mniej rozpuszczalnych chlorków niż w beto­nie o zmniejszonej ich zawartości. Gliniany zawarte w betonie nie zawsze ulegają pełnemu uwodnieniu, np. ma to miejsce w przy­padku cementów odpornych na działanie siarczanów, gdzie gli­niany są związane z tlenkiem żelaza. Dodatek gipsu powoduje w pierwszej kolejności powstanie 3 CaO • AI2O3 • 3 CaS04, który zmniejsza ilość glinianów mogących tworzyć sole nierozpuszczalne z CaClo [40]. Ilość chlorków w roztworze pozostaje tym większa, im więcej jest w betonie swobodnych zasad NaOH i KOH. Ujemny wpływ na wiązanie chlorków może mieć zawartość siarczków lub innych zanieczyszczeń w betonie, pochodzących głównie z żuż­la [41]. Nierozpuszczalna sól Friedla jest trwała tylko w środowisku alkalicznym i na przykład w przypadku obniżenia pH roztworu w porach betonu może ona ulec rozkładowi z wydzieleniem jonów chloru, co pozwala przypuszczać, że powstanie korozji zbrojenia w betonie możliwe jest także po długotrwałej eksploatacji kon­strukcji. W gęstych betonach nie należy liczyć na wiązanie chlor­ków i zmniejszenie ich szkodliwego działania, gdyż może zabrak­nąć wody do utworzenia soli Friedla [1]. 61 We Francji chlorek wapnia dodawany jest w ilości 1% od wagi cementów bezpośredno w cementowni, co zapobiega jego przedo-zowaniu. Chlorek wapnia może być dodawany do określonych ce­mentów, takich jak HRI (cement portlandzki o wysokiej wytrzy­małości początkowej) i jego pochodne CHF (o zawartości 30% klinkieru portlandzkiego i 70% żużla granulowanego) oraz cemen­ty CLK (o zawartości klinkieru portlandzkiego maksimum 20% i żużla); w innych cementach dodatek chlorku wapnia jest nie­dopuszczalny. Chlorek wapnia i dodatki zawierające chlorek wap­nia nie mogą być stosowane z cementami żużlowymi na bazie wapna, a także z cementami glinowymi, metalurgicznymi i sulfa-towymi [43]. Zwiększanie ilości cementu polepsza skład granulometryczny betonu, z drugiej strony zaś zwiększa intensywność korozji zbro­jenia [44]. Bezwzględna ilość chlorku wapnia w zaprawie o zawar­tości cementu 700 kg/m3 jest 1,75 raza większa niż w zaprawie 62 Rys. 3-23. Wpływ systemu ogrzewa- Rys. 3-24. Wpływ CaCl2 na korozję nia na korozję rur c.o. w betonie rur co. w betonie (otulina 3 cm), (otulina 3 cm) przy zawartości przy cyklicznym ogrzewaniu [45] 3»/o CaCl2 [45] 0 zawartości cementu 400 kg/m3. Niebezpieczeństwo korozji zbro­jenia powinno się zatem uzależniać raczej od ilości chlorku wap­nia w odniesieniu do betonu. Obróbka termiczna elementów żelbetowych z dodatkiem chlor­ku wapnia powoduje przyspieszenie korozji zbrojenia. Chlorek wapnia w betonie jest szczególnie niebezpieczny dla rur central­nego ogrzewania. Na rys. 3-23 przedstawiono przebieg korozji rur centralnego ogrzewania sufitowego dla przypadku otuliny 3 cm z betonu szczelnego o zawartości cementu 350 kg/m3 i do­datku 3% chlorku wapnia [45]. Jak widać istnieje wpływ systemu ogrzewania na korozję rur. Przy cyklicznych zmianach tempera­tury wody od 60 do 20°C prędkość korozji jest 10-krotnie większa niż w przypadku stałej temperatury. Rury, w których woda prze­pływa ze stałą temperaturą 20°C, korodują 2 razy prędzej niż rury nie poddane cyrkulacji wody. Pewna niezgodność powstaje dla rur w betonie przy stałym ogrzewaniu, gdyż beton powinien być teoretycznie suchy. Przy cyklicznym ogrzewaniu niewielki dodatek chlorku wapnia powoduje znaczne przyspieszenie korozji rur (rys. 3-24). Jest to spowodowane zwiększaniem się stężenia CaCl2 w betonie wokół rur przy ich ochładzaniu. Zjawisko takie można obserwować również w konstrukcjach narażonych na działanie zmiennych warunków atmosferycznych, gdyż migracja wody w betonie powoduje przemieszczanie w nim chlorków. W pewnych odcinkach konstrukcji może nastąpić wzrost zawartości chlorków, przekraczając znacznie ilości, jakie wynikają z dozowania go podczas produkcji betonu. Ponieważ korozja zbrojenia w betonie z dodatkiem chlorku wapnia przebiega z depolaryzacją tlenową, zatem znaczny wpływ na jej prędkość ma szczelność betonu i grubość otuliny. Dlatego też przy stosowaniu chlorków należy zapewnić możliwie najwięk­szą szczelność betonu. Dla konstrukcji pracujących w suchych atmosferach można stosować chlorek wapnia w ilości 2% pod wa­runkiem, że porowatość betonu nie przekracza 9,5% objętościowo 1 grubość otuliny jest nie mniejsza niż 15 mm [46]. Wraz ze zwiększeniem ilości chlorku w betonie wzrasta intensywność ko­rozji zbrojenia (rys. 3-25). Korozja ulega zwolnieniu w miarę upływu czasu tym bardziej, im mniejszy jest dodatek CaCl2. 63; I -■V i 3 5^M—s '—*" 55 «?0 «0 250 300 Korozja stali w prób- 55 ^50 35 25 Rys. 3-25 kach [1] 1 — nienaparzanych, 2 — nienaparzanych z dodatkiem 2«/o CaCl, i NaNOo, 3 — nienaparzanych z dodatkiem 2°/o CaCl2, 4 — naparzanych z dodatkiem 2°/o CaCl2 Wielu badaczy podejmowało próby określenia dopuszczalnej ilości chlorku wapnia dodawanego do betonu, przy której nie na­stąpi niebezpieczny rozwój korozji zbrojenia. Obecnie nie ma jednoznacznej odpowiedzi na postawione pytanie z uwagi na wiele parametrów, od których ta wielkość jest zależna. Należy jednak przyjąć, że chlorek wapnia nie powinien być stosowany w przypadku [43]: obiektów z betonów sprężonych, ścian zbiorników, stropów, w których zbrojenie główne lub inne stanowi bed­narka, stropodachów, w których znajduje się ogrzewanie sufitowe, elementów naparzanych, konstrukcji pracujących w agresywnych środowiskach. W celu usunięcia szkodliwości CaClo podejmowane były próby stosowania jego łącznie z inhibitorami korozji. Według danych japońskich szkodliwe działanie chlorku wapnia na zbrojenie neu­tralizuje dodatek lignosulfonianu wapnia. Korozja nie rozwija się nawet przy dodatku 5% CaCl2 [47]. Inne źródła zalecają stosowa­nie do betonu mieszaniny azotynu i azotanu wapnia, która opóźnia procesy korozji zbrojenia w szczelnym betonie zawierającym jony chlorowe, przy czym ilość tego dodatku powinna być równa ilości chlorków [48]. Jednak, jak to wykazano w dalszych rozdziałach niniejszej pacy, stosowanie inhibitorów nie zawsze daje zadowala­jące wyniki. Wszystko co podano wyżej odnosi się również do takich przy­spieszaczy twardnienia betonu, jak chlorek żelaza i kwas solny. Także chlorki innych metali wpływają na przyspieszenie korozji zbrojenia; wyjątek stanowi tu jedynie dodatek SnClo. Ostatnio 64 zalecanym dodatkiem do betonu jest węglan potasu, który teore­tycznie nie powinien powodować korozji zbrojenia. Jednakże do­tychczas brak jest jednoznacznych danych na ten temat. Podobnie toęglan sodu i krzemian sodu nie wpływają na zmianę własności ochronnych betonu [49]. W niektórych krajach do zarobu betonu stosowana jest woda morska. Chlorki zawarte w wodzie morskiej dają podobny efekt jak chlorek wapnia. Zawartość chlorków w wodzie morskiej wy­nosi 35 -f- 40 g/l. Przy zastosowaniu betonu o w/c = 30 ilość chlorków wynosi 1% w stosunku do cementu. W Polsce problem ten ma mniejsze znaczenie. W NRD DIN 1045 dopuszcza stosowa­nie dowolnej wody do betonów z wyjątkiem betonów z cementów glinowych. W Stanach Zjednoczonych dopuszcza się stosowanie wody morskiej do produkcji konstrukcji żelbetowych z wyjątkiem konstrukcji sprężonych. Dodatki uplastyczniające nie są szkodliwe dla zbrojenia. Dla zapraw i zaczynów cementowych zabezpieczających kable w ka­nałach zakrytych stosowane są dodatki spieniające w celu zmniej­szenia sedymentacji. W Polsce stosuje się dwa rodzaje tych środ­ków. Pierwszy składający się z kleju kostnego, kalafonii i wodoro­tlenku sodu powoduje spienianie zaczynu w czasie mieszania [50]. Drugim spieniaczem zaczynu jest pył glinowy, który reagując z wodorotlenkiem wapnia zawartym w betonie powoduje wydzie­lanie wodoru. Spienienie zaczynu przyczynia się nie tylko do zmniejszenia sedymentacji, lecz również do polepszania własności ochronnych, prawdopodobnie dzięki zmniejszeniu ilości rys skur­czowych [51]. W tablicy 3-11 zestawiono wyniki badań drutów sprężających w zaczynach z cementu portlandzkiego 350 o wskaźniku w/c = = 0,35, z różnymi dodatkami oraz dla porównania w zaprawie normowej. Wszystkie zaczyny cechują gorsze własności ochronne od zaprawy normowej. W pewnym okresie istniały obawy, że wydzielający się wodór może spowodować kruchość wodorową stali sprężających. Wyni­kiem tych obaw był zakaz stosowania we Francji zaczynów ce­mentowych z dodatkiem proszku glinowego. Rozważania teore­tyczne nie potwierdziły obaw, gdyż uszkodzenia drutów nie mogą powstać przy pH ^ 8,8. Badania prowadzone w ITB wykazały, 5 — Korozja i ochrona zbrojenia 65 że dodatek proszku glinowego do zaczynów cementowych nie po­woduje żadnych uszkodzeń drutów zimnociągnionych. Potwier­dziły to również badania przeprowadzone we Francji [52].

• Połączenie różnych betonów

  Jak wykazano uprzednio, potencjał stali w betonie jest zależny od rodzaju cementu, jak również struktury betonu. Pomiędzy stalą znajdującą się w dwóch betonach różniących się strukturą i ro­dzajem cementu mogą zatem powstać znaczne różnice potencja­łów. O ile pręt pokryty tylko jednym betonem nie ulega korozji, to w przypadku częściowego pokrycia go innym betonem (z innym cementem) na połączeniu może rozwinąć się korozja. Wykonywanie dla tej samej konstrukcji betonu z różnych ce­mentów powoduje ryzyko korozji zbrojenia. Przy łączeniu ce­mentu hutniczego z portlandzkim istnieje możliwość rozwoju ko­rozji zbrojenia w tym pierwszym. Niektórzy autorzy natomiast twierdzą, że ryzyko takie nie istnieje przy łączeniu betonów z ce­mentów sulfatowego z hutniczym, jak również hutniczego z port­landzkim. 73: Bardziej niebezpieczne ogniwa korozyjne mogą powstać, kiedy pręty zbrojenia znajdą się w betonach bez dodatku i z dodatkiem chlorku wapnia (np. przy łączeniu zbrojenia prefabrykatu z ele­mentem monolitycznym). Zniszczenia spowodowane takim połą­czeniem obserwowano w jednym z budynków mieszkalnych [61]. Znaczne uszkodzenia zbrojenia wystąpiły w elementach zawiera­jących 1,05 -T- 1,10% chlorku sodu, podczas gdy w pozostałych ele­mentach nieuszkodzonych zawartość soli wynosiła 0,2%. Różnice potencjałów pomiędzy zbrojeniem belek zawierających chlorki a zbrojeniem pozostałej konstrukcji wynosiły 160 -i- 170 mV. Ba­dania modelowe wykazały, że umieszczenie zbrojenia w miejscu połączenia dwóch betonów, z których jeden zawierał chlorki, było przyczyną powstania różnicy potencjałów, wynoszącej po trzech dniach maksimum 150 -f- 210 mV. Po pół roku stwierdzono jeszcze różnicę 100 — 200 mV. Przy zanurzeniu elementów w wodzie różnica ta gwałtownie maleje, co świadczy o migracji chlorku w betonie. W normalnych warunkach migracja ogranicza się do strefy styku, gdyż prawdopodobnie dyfuzja przebiega głównie w pierwszych godzinach po wykonaniu betonu [49]. Badania przeprowadzone w ITB [53] nie wykazały, aby korozja zbrojenia w styku betonu żwirowego i keramzytobetonu była większa niż w samym betonie z keramzytu. Realny stopień zagro­żenia zbrojenia przy łączeniu różnych betonów zależy od agre­sywności środowiska. Niebezpieczeństwo korozji występuje w atmosferach zawierających sól. Pręty stalowe, z których jeden był w otulinie z betonu wibrowanego, a drugi w otulinie z betonu niewibrowanego, w 1% roztworze chlorku wapnia wykazywały w stosunku do elektrody Cu/CuS04 potencjały odpowiednio: — 0,1 i ■—0,6 V [23]. Beton mający niejednorodną strukturę stwa­rza również poważne niebezpieczeństwo dla zbrojenia. Przy dzia­łaniu środowisk agresywnych w strefach o zmniejszonej szczel­ności otuliny betonowej zbrojenie traci ochronę i powstające ogni­wa stężeniowe powodują znaczne przyspieszenie korozji. Uszko­dzenia zbrojenia mogą być w tym przypadku większe niż wówczas, kiedy cała otulina utraciłaby własności ochronne w tym samym czasie. Działanie tego rodzaju ogniw stężeniowych doprowadziło do poważnych uszkodzeń konstrukcji żelbetowej jednego z mo­stów w Maroku [18]. 74

• Rodzaj kruszywa

  W Polsce stosunkowo niedawno zaczęto stosować lekkie kruszywa sztuczne. Są to łupkoporyt z łupków powęglowych (kruszywo „Knurów") pumeks hutniczy i keramzyt. Własności ochronne be­tonów lekkich zależą od rodzaju zastosowanego kruszywa. Naj­lepsze własności ochronne w stosunku do zbrojenia wykazują be­tony z kruszywem keramzyt, gorsze z łupkoporytem, a najgorsze z pumeksem hutniczym [53]. Zmniejszoną ochronę zbrojenia przy niektórych rodzajach kruszyw można wytłumaczyć zawartością w nich siarczanów. Na rysunku 3-26 przedstawiono krzywe polaryzacji anodowej, wykonane dla wyciągów wodnych z zapraw z rozdrobnionymi kruszywami. Wszystkie krzywe, z wyjątkiem krzywej dla kruszy­wa agloporyt, są zbliżone do siebie i charakteryzują pasywny stan stali. Jakkolwiek i w tym przypadku krzywa charakteryzuje moż­liwość pasywacji stali w betonie. Na trwałość zbrojenia wpływa szczelność betonu. W betonach o strukturze zwarte), które są szczelne, przy zastosowaniu kru- 66 Rodzaj zaprawy % skorodowanej powierzchni po badaniu krzywych polaryzacji po częściowym zanurzeniu w wodzie w okre­sie 3 miesięcy Zaczyn cementowy 8,0 14,2 Zaczyn cementowy z dodatkiem pianotwórczym 1,0 7,2 Zaczyn cementowy z dodatkiem proszku glinowego 0,2 0,5 Zaprawa normowa 0,0 — Tablica 3-11 Wielkość korozji drutów otulonych zaczynem cementowym -400 -200 0 200 400 600 800 Poteńc/a!', m V szywa keramzyt zbrojenie jest prawie tak samo dobrze chronione jak w betonach z kruszyw mineralnych. Dobrą ochronę zbrojenia uzyskuje się przy otulinie 2 cm. Korozja zbrojenia rozwija się głównie w miejscach styku gru­bych ziarn kruszywa z powierzchnią stali oraz w pęcherzach po­wietrznych. Dotyczy to przede wszystkim styku prętów zbrojenia z grubszymi ziarnami pumeksu hutniczego lub łupkoporytu; nie obserwowano korozji przy styku prętów z keramzytem. Korozja zbrojenia w miejscach pustek powietrznych była obserwowana również głównie w przypadku betonów z kruszywem pumeks i agloporyt. Niewątpliwie pewną rolę odgrywa tu znaczna poro­watość i nasiąkliwość tych kruszyw. W betonach półzwartych, z uwagi na ich małą szczelność, otu­lina nie zapewnia ochrony stali zbrojeniowej przed korozją. Dla­tego konieczne jest tu stosowanie specjalnych środków ochron­nych w postaci powłok nakładanych na stal. Możliwe jest stoso­wanie powłok lateksowo-cementowej lub asfaltowej. Następuje 67 Rys. 3-26. Krzywe polaryzacji anodowej stali w zaprawach z różnymi kruszywami 1 — keramzyt, 2 — bazalt, 3 — kwarc, 4 — agloporyt jednak w tym przypadku zmniejszenie przyczepności stali do be­tonu. W betonach półzwartych, zwłaszcza w środowiskach wilgot­nych lub w obecności agresywnych gazów, pomimo stosowania powłok nie można zapewnić długotrwałej ochrony zbrojenia. Kruszywa sztuczne są stosowane stosunkowo krótko i dlatego ich wpływ na własności ochronne betonów został tylko częściowo zbadany. Należy sądzić, że możliwość rozwoju korozji będzie zale­żała od takich samych czynników jak w zwykłych betonach. Obserwacje pozwoliły stwierdzić, że jeżeli w początkowym okresie po wykonaniu budynku zbrojenie koroduje, to po pewnym czasie w wyniku wysychania korozja zanika. Badania nad zachowaniem się płyt z betonu marki 200 z kruszy­wa keramzytowego oraz piasku naturalnego i cementu portlandz­kiego, w warunkach agresywnego środowiska na terenie Kopalni i Zakładów Przetwórczych Siarki w Machowie k. Tarnobrzega [54], wykazały po dwóch latach głębokość zobojętnienia betonu 2 mm w hali rafinacji siarki i 3 mm na poligonie. Środowisko charakte­ryzowało się następującymi parametrami: hala rafinacji siarki — wilgotność względna powietrza do 90%, zapylenie powietrza 10,3 mg/m3, średnia zawartość SO2 ok. 0,0812 mg/l; poligon — za­pylenie powietrza 2 5 mg/m3, średnia zawartość SO2 0,0475 mg/l, pH opadów atmosferycznych w granicach 4 do 6.

• Rysy w konstrukcji

  Istnieje zgodność poglądów, że rysy do pewnej rozwartości nie powodują pogorszenia własności ochronnych otuliny betonowej. Mechanizm korozji zbrojenia w rysie przedstawiono na rys. 3-18 [31]. Powstanie rysy w strefie rozciąganej prowadzi do utraty przy­czepności zbrojenia na pewnym odcinku. Zwiększenie naprężeń w stali w tych warunkach powoduje, że staje się ona anodą w sto­sunku do sąsiednich odcinków. Powstaje więc ogniwo napręże­niowe. Dostęp tlenu w obrębie rysy może tymczasem powodować wzrost wartości potencjału w stosunku do sąsiednich odcinków, a zatem powstaje ogniwo o zmiennym napowietrzeniu. W tym stadium proces korozji zbrojenia nie rozwija się, gdyż znajdujący się w rysie roztwór ma wysokie pH, co umożliwia powstanie warstewek pasywnych na stali. Pasywność stali może zostać naru­szona w wyniku przedostawania się do rysy czynników powodu­jących zmniejszanie pH roztworu lub działania stymulatorów ko- Rys. 3-17. Stan zbrojenia w bada­nych belkach strunobetonowych w zależności od grubości otuliny [30] 1 — drut bez śladów rdzy, 2 — drut z niewielkimi śladami rdzy, 3 — drut pokryty rdzą S? 100 6rubość otuliny, mm Rys. 3-18. Schemat powstawania ogniw na powierzchni zbrojenia w rysie [31] Ai, Ki — ogniwo naprężeniowe, A2, K2 — ogniwo stężeniowe, As, Kj — ogniwo zmiennego napowietrzenia 6 6 54 rozji. Przy zachodzących procesach korozji potencjał stali w rysie osiąga w tych warunkach wartość rzędu — 500 do — 600 mV w stosunku do elektrody kalomelowej. Powstaje ogniwo stę­żeniowe. Jak widać, korozja w rysie może zachodzić w wyniku działania wielu ogniw jednocześnie, przy czym ogniwem decydu­jącym o przebiegu korozji będzie ogniwo stężeniowe, w którym występuje małe pH roztworu na anodzie i wysokie pH roztworu w odcinkach katodowych. Jeżeli w elektrolicie brak jest aktywnych jonów, wówczas stal nie traci warstewek pasywnych i przez długi okres może znajdo­wać się w stanie pasywnym. Proces korozji rozpoczyna się dopiero po naruszeniu warstewek pasywnych i dalszy jej rozwój zależy od rozwartości rys, agresywności środowiska, średnicy zbrojenia, jego składu chemicznego i stanu naprężeń, szczelności betonu i jego przewodności elektrycznej. Korozja w rysach ma charakter wżerowy lub rozwija się wzdłuż pręta. W atmosferach agresywnych, im bardziej rozwarta jest rysa, tym zbrojenie koroduje na większej powierzchni; w miarę upływu czasu postęp korozji staje się jednak wolniejszy. W pew­nych środowiskach może nastąpić samouszczelnienie rys o nie­wielkich rozwartościach. W praktyce napotyka się duże trudności przy ustalaniu za­leżności pomiędzy rozwartością rysy a niebezpieczeństwem korozji zbrojenia. Brocard [25] opracował wykres takiej zależności, który daje pogląd o możliwości rozwoju korozji, natomiast nie ma większego znaczenia praktycznego. Wykres ten wskazuje jednak, że widoczna zmiana nachylenia krzywej korozji następuje przy rozwartości rysy 0,4 mm. Na podstawie badań mechanizmu korozji zbrojenia w rysach elementów przechowywanych w 0,1 normalnym roztworze NaCl stwierdzono, że w rysach o rozwartości 0,2 mm i mniejszych istnieje pasywacja stali nawet przy obecności jonów chloru w elektrolicie [31]. Tak więc anodowa kontrola występuje tylko dla rys poniżej 0,2 mm, wobec czego rysy takie wydają się nie­groźne z punktu widzenia korozji zbrojenia. Natomiast przy szer­szych rysach zachodzi nieodwracalne naruszenie pasywności stali i potencjał przybiera bardziej ujemną wartość, bliską —500 mV, 55 przy czym korozja rozpoczyna się już przy potencjale w grani­cach — 300 do — 400 mV (rys. 3-19) [32]. Stan ochrony zbrojenia w rysie wyraźnie zależy od jej szero­kości. Przedstawione na rys. 3-20 zależności wskazują, że korozja stali w zarysowanym betonie przebiega początkowo prędzej niż przy braku otulenia [1]. Z upływem czasu w rysach o niewielkiej rozwartości i przy nieagresywnym środowisku prędkość korozji ulega jednak wyraźnemu zmniejszeniu. W rysach o znacznej roz­wartości zwolnienie procesów korozji może mieć tylko charakter czasowy z uwagi na możliwość odspajania otuliny przez produkty korozji. 56 0 1 2 3 4 Q 1 2 3 Czas, a Czas, a Rys. 3-20. Korozja zbrojenia w strefie rys. [1]: a) w warunkach atmosfery miejskiej, b) przy okresowym zawilgoceniu 1 — pręt nieotulony, 2, 3, 4, 5, S — rozwarcie rys 0,7, 0,4, 0,3, 0,2, 0,1 mm Rys. 3-19. Krzywe polaryzacji ano­dowej stali w betonie z rysami w 0,1 n roztworze NaCl [1] 1 —i bez rys, 2 — rysa 0,1 mm, 3 — rysa 0,2 mm, 4 — rysa 0,4 mm, 5 — rysa 0,6 mm, 6 — rysa 1,0 mm, 7 — stal bez otuliny Brak jednoznacznego stanowiska dotyczącego dopuszczalnych rozwartości rys wynika z dużej różnorodności środowisk w jakich pracują konstrukcje żelbetowe oraz niejednakowej wrażliwości na korozję poszczególnych rodzajów stali zbrojeniowych. W Biu­letynie Europejskiego Komitetu Betonu podane zostały wyniki bardzo obszernych badań prowadzonych w okresie 15 lat. Na pod­stawie tych badań dopuszczane są rysy o rozwartości 0,2 mm dla konstrukcji podlegających zewnętrznej atmosferze, rysy 0,3 mm zaś dla elementów konstrukcji w pomieszczeniach. Większe roz­wartości rys dopuszczono dla elementów w suchych pomieszcze­niach [33]. Zmiany obciążenia i wynikające z tego zmiany roz­wartości rys (zamykanie i otwieranie rys) powodują zwiększenie ryzyka korozji zbrojenia [32]. Ostateczne ustalenie dopuszczalnych rozwartości rys niewątpliwie nastąpi w wyniku dalszych badań. W kraju Damięcki [34] podjął próbę ustalenia dopuszczalnych rozwartości rys w konstrukcji, wychodząc z założeń wytrzyma­łościowych. Przyjęto, że: konstrukcje są liczone ze współczynnikiem pewności 1,8, który w końcowym okresie eksploatacji nie ulegnie zmniejszeniu poniżej 1,6, po 50 latach ubytek przekroju zbrojenia nie będzie większy od 15%, grubość otuliny wynosi ok. 2 cm i nie ulegnie ona karboni­zacji w okresie 50 lat. 60 [40 -S 30 ^20 o. Rys. 3-21. Zależność stosunku prędkości korozji stali w rysie od prędkości korozji stali nieotu-lonej betonem [34] 10 0.05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 Rozwartość rys x, mm 57 W tych warunkach dopuszczalna rozwartość rys będzie zależna od średnicy pręta. Za podstawę oceny środowiska przyjęto grubość warstwy skorodowanej stali niezabezpieczonej w określonym śro­dowisku. Zależność stosunku prędkości korozji stali w rysie do prędkości korozji prętów nieotulonych betonem dla różnych roz­wartości rys określono wyrażeniem (rys. 3-21). y* = 10 000 x. (3-15) 58 Przy podanych wyżej założeniach i zależności (3-15) dopuszczalne rozwartości rys można określać z wykresu na rys. 3-22 w zależ­ności od średnicy prętów i agresywności środowiska wyrażonej w grubości skorodowanej warstwy stali nieotulonej przez okres jednego roku. Przedstawione wykresy mają obecnie wartość po­glądową i wymagają jeszcze sprawdzenia na eksploatowanych konstrukcjach.

• Stale konstrukcji sprężonych

  3.3.3.1. Rodzaje stali. Stale stosowane do konstrukcji sprężonych można podzielić na dwie grupy: stale stopowe, walcowane na gorąco i nie poddawane w za­sadzie późniejszej obróbce plastycznej, stale węglowe o dużej zawartości węgla, uzyskiwane przez przeciąganie lub walcowanie. Druty stosowane do konstrukcji sprężonych należą do drugiej grupy, przy czym można je podzielić na: — druty patentowane, ciągnione lub ciągnione z niskotempe­raturową obróbką końcową, druty ulepszone cieplnie, hartowane w oleju. Z drutów mogą być wykonywane sploty lub liny. Stale sprężające mogą ulegać korozji: powierzchniowej, naprężeniowej, wodorowej. Rodzaj betonu Ubytek wagi, g/m2 Zmniejszenie średnicy, mm BLB 439,36 0,14 PGS 465,64 0,14 Unipol 450,57 0,14

• Wady stali

  W czasie produkcji stali sprężających może powstać szereg wad materiałowych. W przypadku drutów rozróż­nia się wady [85]: pochodzenia materiałowego (walcówki), wynikające z obróbki drutu. Pomijając wady wymiarowe, walcówka może mieć zawalcowa-nia, pęcherze powietrza i łuski, odwęglenia, wtrącenia niemeta- 96 liczne, jamy usadowe i rzadziznę, wady struktury, odchyłki i róż­nice w składzie chemicznym itp. Wady te mogą mieć duży wpływ na trwałość, jeżeli druty nie ulegną zerwaniu w czasie produkcji. Część wad pochodzenia surowcowego zanika podczas produkcji drutu. Największe niebezpieczeństwo stwarzają wady, które nie zostały wykryte i występują w drutach dostarczonych na budowę. Podczas obróbki drutów może powstać również cały szereg wad w postaci wtrąceń struktury martenzytycznej, naprężeń własnych, wydzielania ferrytu na granicach ziarn, miejscowych różnic własności mechanicznych drutu w jednym kręgu, rys na po­wierzchni drutu, kruchości po trawieniu itp. Wady produkcyjne mogą być przyczyną zerwań drutów w przy­padku działania środowiska atmosferycznego, jakiemu ulegają w okresie budowy. Objawy uszkodzeń występują niekiedy w krót­kim czasie po sprężeniu konstrukcji. Podczas budowy zbiorników w ZSRR w 5 miesięcy po sprężeniu doszło do pęknięć nawiniętych drutów [86]. Jak stwierdzono, przyczyną tak szybkiego zniszczenia drutów były wady produkcyjne. W czasie przeciągania drutów nie stosowano smarowania, czego następstwem było powstanie rys. Podobny przypadek obserwowano w Egipcie. Uszkodzenia drutów mogą powstać nie tylko w czasie ich pro­dukcji, lecz również podczas sprężania konstrukcji. W niektórych 6 — Korozja i ochrona zbrojenia Rys. 3-48. Korozja drutu 0 2,5 mm wzdłuż rysy podłużnej krajach sprężanie obiektów okrągłych, takich jak rury i zbiorniki, polega na przepuszczaniu drutu przez ciągadła, przez co następuje zmniejszenie jego średnicy i jednocześnie naprężenie. Objawy są podobne jak przy przeciąganiu w fabryce; najczęściej są to rysy podłużne. Przykładem może tu być sprężanie rurociągu Regina w Kanadzie oraz zbiornika w Algierii [87], w czasie którego na powierzchni drutów powstały rysy z powodu braku smarowania i chłodzenia przy ciągnieniu. Spowodowało to zerwanie drutów w krótkim okresie czasu po naprężeniu. Pęknięcia poprzedzające zerwanie drutów miały charakter kruchy. Przy występowaniu rys podłużnych, w środowiskach agresyw­nych korozja rozwija się wewnątrz przekroju drutu wzdłuż rysy; podczas przeginania drut taki rozwarstwia się (rys. 3-48).

• Warunki wiązania betonu

  W czasie naparzania elementów następuje zmniejszenie ilości wo­dorotlenku wapnia w betonie w wyniku wiązania go przez krze­miany zawarte w kruszywie. pH wyciągów wodnych z tego sa­mego betonu z cementu portlandzkiego różni się w zależności od sposobu jego obróbki; wynosi ono dla betonu przy normalnych warunkach wiązania 12,4 i zmniejsza się w wyniku naparzania do 12,25. Tymczasem dla zaprawy 1 : 3 poddanej obróbce w autokla­wie pH wyciągu wynosi tylko 11,75 [35]. Gorsze własności ochronne betonów naparzanych można wy­jaśnić ponadto defektami struktury, powodującymi wzrost prze­puszczalności betonu [13]. Przenikanie powietrza przez beton twardniejący w normalnych warunkach wynosi 0,0663 kg/m2 • h ■ • 102, przez beton naparzany zaś 0.103 kg/m2 • h • 102. Wraz ze zmniejszeniem szczelności betonu zmniejszeniu ulega objętość makro-kapilarów. Okresowe polewanie betonu wodą w czasie na­parzania obniża jego przepuszczalność. Ponadto zwiększenie obję­tości makroporów i przepuszczalności betonu jest związane ze zwiększeniem temperatury obróbki [27]. Według niektórych danych nie ma żadnych różnic w przepusz­czalności betonów naparzanych i nienaparzanych. Przypuszcza się, że istniejące różnice wyników wiążą z niejednakowymi parame­trami stosowanymi w przypadku naparzania przez poszczególnych autorów.

• Wielkość uszkodzeń korozyjnych prętów 0 8 nim w próbkach (jazoljetonouyeh w mo­mencie pojawienia się rys

  Rodzaj korozji, jaki w danym przypadku jest przyczyną niszcze­nia stali sprężającej, zależy od rodzaju stali, środowiska otaczają­cego, jak również naprężeń w stali. Objawy zniszczeń zależne są od rodzaju korozji. W przypadku korozji powierzchniowej na stali zawsze odkładają się produkty korozji. Natomiast korozja wodo­rowa i naprężeniowa mogą powodować nagłe pęknięcia stali bez jakichkolwiek objawów zewnętrznych, co jest szczególnie niebez­pieczne. Zniszczenia występują w sposób nagły, przy czym cha­rakter pęknięć zależy od rodzaju materiału. W drutach z końcową obróbką cieplną pęknięcia przebiegają prostopadle do ich osi, w drutach ciągnionych na zimno zaś ukośnie do osi. Jak wykazała analiza obserwowanych w różnych krajach uszko­dzeń konstrukcji, połowa pęknięć drutów przypada na korozję powierzchniową. Pozostała połowa odnosi się do pęknięć spowo­dowanych korozją naprężeniową i wodorową (tabl. 3-14) [67]. 3.3.3.2. Korozja powierzchniowa. Korozja powierzchniowa zwią­zana jest z niszczeniem metalu w wyniku procesów elektrochemicz­nych. Tego rodzaju procesy korozji obserwuje się w środowiskach atmosferycznych i alkalicznych. Tak więc korozja powierzchniowa obejmuje znaczną ilość przypadków uszkodzeń eksploatowanych konstrukcji. Badana własności mechanicznych drutów pochodzą­cych z uszkodzonych konstrukcji wykazały, że w wyniku korozji 82 Rodzaj krrozji Liczba przypadków Ogólna liczba Uwagi Korozja powierzchniowa 29 36 Korozja punktowa 11 Korozja naprężeniowa 18 nie rozpoz­nano 3 przypadków Korozja naprężeniowa (prawdopodobnie) 11 40 Korozja wodorowa 9 Korozja wodorowa (prawdopodobnie) 5 Tablica 3-14

• Wilgotność i temperatura otaczającej atmosfery

  Jak wykazano wyżej, dwutlenek węgla powoduje obniżenie alka­liczności betonu i w rezultacie prowadzi do niszczenia warstewek ochronnych na powierzchni stali. Podobne działanie mają inne agresywne wobec betonu czynniki, które ponadto powodują obni­żenie szczelności otuliny betonu. Wilgotność betonu odgrywa rolę w procesie korozji tylko wówczas, gdy z jakichkolwiek powodów nastąpi obniżenie pH roztworów w porach betonu, a stal przestaje być pasywowana. Wiadomo, że przy bardzo niskiej wilgotności względnej po­wietrza korozja zbrojenia praktycznie nie rozwija się nawet w zo­bojętnionym betonie. Przedłużenie trwałości eksploatowanych konstrukcji, w których rozpoczęła się korozja zbrojenia, niejedno­krotnie polega głównie na utrzymaniu betonu w stanie możliwie suchym. Zbrojenie nie koroduje również w konstrukcjach znaj­dujących się pod wodą, gdy beton jest nią całkowicie nasycony. Parametry cieplno-wilgotnościowe atmosfery określane są tem­peraturą i wilgotnością względną. Wilgotnością względ­ną powietrza nazywa się stosunek rzeczywistej zawartości wilgoci w powietrzu do ilości wilgoci jaka może być zawarta w określonej temperaturze w stanie nasyconym, wyrażony w pro­centach. Rzeczywistą ilość wilgoci w powietrzu można określić tylko wówczas, jeżeli dysponuje się jednocześnie temperaturą i wilgotnością względną. 35 Beton zawsze zawiera pewną ilość wilgoci. Przy określonej tem­peraturze i wilgotności względnej powietrza ustala się wilgotność betonu zwaną wilgotnością sorpcyjną. Jeżeli beton nie jest dodatkowo zawilgacany, na przykład w wyniku kondensacji pary wodnej lub opadów atmosferycznych, to powszechnie mówi się, że jest on w stanie powietrzno-suchym. Woda sorpcyjna i wo­da kondensacyjna, znajdujące się w kapilarach betonu, mają wpływ na przebieg procesów korozji, gdyż umożliwiają pracę ogniw korozyjnych powstających na powierzchni zbrojenia. W be­tonie znajduje się również pewna ilość wody związanej chemicz­nie lub fizykochemicznie z cementem. Jest to woda nie przewo­dząca prądu, i nie bierze udziału w procesach elektrochemicznych. Jeżeli beton jest zawilgocony jedynie wilgocią sorpcyjną, to przy wilgotności względnej powietrza 65% zawiera on 15% wody w stosunku do cementu lub 1 -H 2% w stosunku do ciężaru betonu w zależności od ilości cementu. Dla zbrojenia w betonie, podobnie jak i dla metalu nie pokry­tego betonem, istnieje krytyczna wilgotność, poniżej której woda na jego powierzchni nie będzie przewodnikiem jonowym dla prze­mieszczania jonów metalu pomiędzy polami katodowymi i anodo­wymi. Następuje wówczas opóźnienie procesów korozji w wyniku dużej oporności środowiska. Krytyczna wilgotność betonu występuje przy wil­gotności względnej powietrza 50 ~ 60%. Poniżej tej wilgotności korozja nie może się rozwijać, gdyż zbyt mało jest wody, aby mo­gły przebiegać procesy elektrochemiczne. Przy wysokiej wilgot­ności względnej powietrza ok. 100% w szczelnych betonach pory wypełniają się wodą. Jednakże procesy elektrochemiczne są rów­nież hamowane, gdyż woda wypełniająca pory betonu utrudnia dopływ tlenu do prętów zbrojenia. W tych warunkach katodowa depolaryzacja tlenowa, kontrolująca proces korozji, nie może prze­biegać szybko. Korozja zbrojenia w betonie może rozwijać się naj­szybciej przy wilgotności względnej powietrza ok. 70 -f- 80%. W tych warunkach istnieje w porach betonu wystarczająca ilość wilgoci, aby stanowiła przewodnik jonowy, a jednocześnie woda nie wypełnia w całości porów, umożliwiając tym samym swo­bodny dopływ tlenu z powietrza. Jak widać przy wilgotności względnej powietrza 80%, procesy korozji są najmniej hamowane. 36 Wszystkie powyższe stwierdzenia są ważne jedynie w tych przy­padkach, gdy mamy do czynienia ze szczelnym betonem dokładnie otulającym zbrojenie. W betonach komórkowych oraz w betonach nieszczelnych z powodu złego wykonania, posiadających raki i pustki, pory nie zostają nigdy całkowicie wypełnione wodą. W betonach komórkowych korozja przebiego tym szybciej, im większa jest wilgotność względna powietrza. Dla wszystkich betonów procesy korozji zbrojenia przebiegają najszybciej w warunkach okresowego zawilgocenia i suszenia. Dla konstrukcji żelbetowych, w których postęp karbonizacji jest znaczny lub gdy beton niedokładnie otula zbrojenie, szczególnie niebezpieczne zatem jest okresowe zawilgocenie np. w wyniku przecieków przez nieszczelne izolacje. Wpływ temperatury nie jest widoczny przy pH większych od 12, gdyż zarówno przy temperaturze 20°C jak i 60°C praktycznie nie obserwuje się korozji zbrojenia [18]. W przypadku obniżenia pH do 11 zwiększenie temperatury z 20°C do 40°C nieznacznie wpływa na przyspieszenie korozji, natomiast podniesienie tempe­ratury do 60°C powoduje już znaczne zwiększenie prędkości ko­rozji. Dla pH pomiędzy 9 i 10 prędkość korozji zbrojenia zwiększa się znacznie ze wzrostem temperatury. Optymalna dla rozwoju korozji zbrojenia wilgotność względna zależy od temperatury, dla 20°C wynosi ona 70%, dla 40°C zaś 60%. Wszystkie dotychczasowe warunki odnoszą się do konstrukcji, które ze wszystkich stron są otoczone powietrzem o jednakowych parametrach. Będą to konstrukcje znajdujące się na wolnej prze­strzeni oraz słupy, stropy międzykondygnacyjne itp. wewnątrz pomieszczeń. Natomiast ściany zewnętrzne budynków oraz ele­menty żelbetowe stropodachów podlegają działaniu powietrza o różnych parametrach od strony zewnętrznej i wewnętrznej. Rozpatrzmy przypadek ściany zewnętrznej jednowarstwowej z lekkiego betonu (rys. 3-7). Wewnątrz pomieszczenia powietrze ma temperaturę +20°C i wilgotność względną 60%, powietrze na zewnątrz zaś temperaturę —10°C i wilgotność względną 80%. Opór cieplny ściany przyjęto równy 1 m2 • h°C/kcal (0,86 m2 deg/W). Z rys. 3-7 widać, że wilgotność względna powietrza przy wewnętrznej powierzchni ściany wzrasta do 74,6% w wyniku 37 spadku temperatury, zaś w okolicach zbrojenia wewnętrznego do 80,7% i zewnętrznego do 88%. Wilgotności sorpcyjne betonu będą więc różne. Możliwość korozji zbrojenia będzie znacznie większa (przy wilgotnościach rzeczywiście występujących w okolicy zbro­jenia), niż można by sądzić na podstawie wilgotności względnej powietrza wewnątrz pomieszczenia. Nieuwzględnianie tych zjawisk prowadzi do mylnych wniosków. Wszelkie instrukcje dotyczące Rys. 3-7. Wilgotność względna powietrza w ścianie zewnętrznej w strefie zbrojenia 38 ochrony konstrukcji żelbetowych podają zawsze wilgotność po­wietrza wewnątrz pomieszczeń, zastrzegając jedynie, że wewnątrz przegród budowlanych nie powinno występować skroplenie pary wodnej. Tymczasem badania, na których opierano się, dotyczyły wilgotności, jakie rzeczywiście występują w okolicy zbrojenia. Możliwość korozji zbrojenia lepiej charakteryzuje wilgotność be­tonu niż wilgotność otaczającej atmosfery. Trzeba jednak zawsze brać pod uwagę fakt, że zawilgocenie elementów nie stwarza nie­bezpieczeństwa dla zbrojenia znajdującego się w szczelnym i nie-zobojętnionym betonie, a zaczyna ono odgrywać rolę wówczas, gdy beton ulegnie zobojętnieniu lub gdy stal jest niedokładnie otulona.

• Wpływ prądu elektrycznego

  Konstrukcje żelbetowe, podobnie jak podziemne konstrukcje sta­lowe, mogą ulegać korozji pod wpływem działania stałego prądu elektrycznego. Zagrożenie takie istnieje dla konstrukcji znajdują­cych się na terenie zakładów elektrolizy metali lub konstrukcji usytuowanych w pobliżu elektrycznych linii kolejowych, jak rów­nież przy pewnych systemach nagrzewania betonu, jeżeli prze­pływ prądu odbywa się pomiędzy zbrojeniem i stalową formą. Na korozję zbrojenia nie wpływa prąd stały płynący wzdłuż pręta. Przyspieszanie korozji następuje dopiero, gdy prąd płynie na pew­nych odcinkach przez beton, a na innych przez stal. Można powie­dzieć, że na pewnych odcinkach prąd wpływa z betonu do stali, na innych zaś wypływa ze stali do betonu. Korozja elektrochemiczna jest związana z przepływem prądu w ogniwach. W betonie o wysokim pH procesy te są hamowane z uwagi na powstanie warstewek pasywnych w odcinkach anodo­wych; przepływ prądu w ogniwach korozyjnych ustaje, jony me­talu nie przechodzą do roztworu. Można natomiast wymusić prze­bieg procesów korozji przez podłączenie prądu stałego z ze­wnętrznego ogniwa, co spowoduje przepływ elektronów od anody do katody. Działanie zewnętrznego prądu można porównać do pompy ssącej. W wyniku odpływu elektronów z odcinków anodo­wych następuje wymuszenie przejścia jonów metalu do roztworu; warstewki pasywne ulegają zniszczeniu i rozpoczyna się korozja. 39 Przy działaniu prądu z zewnętrznego źródła powstają nowe od­cinki anodowe i katodowe, zupełnie niezależne od stanu jaki istniał przed przepływem prądu. Odcinki anodowe tworzą się tam, gdzie prąd wypływa ze zbrojenia, odcinki katodowe zaś w miejscu wpływu prądu. Ogniwa powstałe w wyniku działania zewnętrz­nych prądów, np. prądów błądzących, mają zazwyczaj znacznie większe rozmiary niż normalne ogniwa korozyjne. W alkalicznym betonie korozja może rozwijać się tylko powyżej pewnej gęstości prądu, przy której następuje uszkodzenie warste­wek ochronnych na powierzchni zbrojenia. Dla zbrojenia w beto­nie z cementu portlandzkiego graniczną wartość prądu przyjmuje się równą 0,6 mA/dcm2; zbrojenie przyjmuje wówczas potencjał + 0,4 do +0,6 V w stosunku do elektrody Cu/CuS04 [19]. Jeżeli jednak konstrukcja pracuje w agresywnym środowisku lub gdy w betonie zawarte są środki niszczące warstewki pasywne na po­wierzchni stali, to wystąpienie jakichkolwiek prądów zewnętrz­nych może spowodwać bardzo szybką korozję zbrojenia. Zbrojenie w betonie ulega korozji tylko na odcinkach anodo­wych. Wielkość prądu przepływającego przez beton zmniejsza się w miarę upływu czasu, a opór betonu rośnie. Im większa gęstość prądu, tym prędzej wzrasta opór betonu. Zjawisko to można wytłumaczyć powstającą korozją betonu [20]. W wyniku elektrolizy następuje rozkład glinianów i krzemianów wapnia. W środowiskach agresywnych lub przy istnieniu w beto­nie dodatków zawierających substancje agresywne następuje po­nadto przemieszczanie agresywnych jonów do odcinków anodo­wych. Obserwując konstrukcje w hucie aluminium stwierdzono, że prąd powoduje również przemieszczanie wilgoci w betonie. Na przykład beton w elementach suszonych strumieniem przepływa­jącego powietrza był prawie całkowicie przesycony wodą. Na odcinkach katodowych stal nie ulega korozji, jednakże we­dług niektórych danych przy znacznych gęstościach prądu może następować utrata przyczepności do betonu. Przy działaniu prądu stałego na elementy żelbetowe występuje szereg innych zjawisk, które dotychczas nie zostały w pełni wyjaśnione. Zarówno obser­wacje eksploatowanych konstrukcji, jak i badania laboratoryj­ne [20] wykazały, że przy znacznych gęstościach prądu następuje pękanie betonu wzdłuż zbrojenia. W momencie pojawienia się rys 40 na powierzchni zbrojenia nie ma śladów korozji. Pojawienie się rys w betonie jest prawdopodobnie związane ze zjawiskami ter­micznymi. Rysy ułatwiają dalszą korozję zbrojenia. W zawilgoco­nym betonie grubość otulmy nie ma większego wpływu na wiel­kość prądu wypływającego, który charakteryzuje się bardzo ma­łym oporem elektrycznym (rezystancją). Jednakże ze zwiększe­niem grubości otuliny wzrasta rysoodporność konstrukcji. Jako parametry do oceny, czy konstrukcja żelbetowa podlega działaniu prądów błądzących, mogą służyć następujące wielkoś­ci [19]: £x — różnica potencjałów między zbrojeniem a elektrodą mie­dzianą stykającą się z betonem, £2 — różnica potencjałów między zbrojeniem a elektrodą mie­dzianą stykającą się z ziemią, £3 — różnica potencjałów na powierzchni betonu wzdłuż zbro­jenia, mierzona za pomocą dwóch elektrod miedzianych. Przy braku prądów błądzących wielkości te mają następujące wartości: 0 > Ą > — 0,3 V, 0 > £2 > — 0,5 V, 63 < 0,25 V. W przypadku działania prądów błądzących następuje zmiana potencjału na odcinkach anodowych w kierunku dodatnim, a na odcinkach katodowych w kierunku ujemnym. Warunki, w których prądy błądzące stanowią niebezpieczeństwo dla konstrukcji żelbe­towych, podano w tabl. 3-7. Ponadto można przyjąć jako górną bezpieczną gęstość prądu wartość 0,6 mA/dcm2. Jednakże pomiar prądu w praktyce jest bardzo trudny do przeprowadzenia. Konstrukcję najłatwiej zabezpieczyć przed prądami błądzącymi, jeżeli zagadnienia te są rozpatrywane w trakcie projektowania. Ochronę zbrojenia można uzyskać przez zwiększenie oporu (re­zystancji) betonu, tj. utrzymanie go w stanie suchym, lub przez przesycanie lakierami i stosowanie izolacji wodoszczelnych. Wszelkie źródła prądu powinny być starannie izolowane. "W kon­strukcjach, które mogą podlegać działaniu zewnętrznego prądu, zbrojenie powinno być dokładnie połączone w sposób umożliwia­jący przepływ prądu przez złącza. W tych warunkach niedopusz­czalne jest stosowanie konstrukcji prefabrykowanych łączonych za pomocą tzw. „marek". 41 Żelazo może korodować pod działaniem prądu zmiennego w wielu środowiskach [21]. Prędkość korozji żelaza w l-n roztwo­rze HC1 zależy od gęstości prądu. Prędkość korozji maleje wraz ze zwiększeniem częstotliwości prądu. Przy stałej gęstości prądu 50 mA/cm2 korozja zanika przy częstotliwości 500 Hz [22]. Prąd zmienny prawdopodobnie może powodować również korozję zbro­jenia. 42 Rodzaj konstrukcji Środowisko Kryterium niebezpieczeństwa Fundamenty, podziemne zbiorniki, kolektory, ru­rociągi Wody gruntowe z za­wartością jonów Cl nie więcej niż 0,2 g/l £^0,4-^0,6 V Wody gruntowe z zawar­tością jonów Cl powyżej 0,2 g/l ^>0 Nadziemne konstrukcje zakładów elektrolizy sto­pionych soli, przy stu­dzeniu powietrzem ka­tod (zakłady elektrolizy glinu, tytanu, magnezu, sody) Wro<60% (zazwyczaj 30^40%), gazy agresywne: Cl2, HF, pyły: Al2Oa, Na2AlF6, NaCl, CaCl2, MgCl2 ^>0,4~0,6 V Jw., lecz przy zastoso­waniu nieszczelnego sys­temu chłodzenia wod­nego katod (zakłady ele­ktrolizy sodu) 60%0,4-=-0,6 V (przy braku zawilgo­cenia) Miejscowe zawilgocenie w pobliżu zbiorników wody £i>0 (w miejscach zawilgo­cenia) Nadziemne i podziemne konstrukcje zakładów elektrolizy wodnych roz­tworów soli i zasad (za­kłady elektrolizy miedzi, niklu, chloru itp.) W!C>75%, gazy agresywne: Cl2, aerozole zawierające: H2S04, CuS04, NiSQ4 itd. 8^0 Tablica 3-7 Ocena niebezpieczeństwa prądów błądzących dla konstrukcji żelbetowych [iO]

• Współczynnik wodno-cementowy

  Ilość wody w betonie jest jednym z czynników wpływających na jego szczelność. Wiadomo, że niecała woda zarobowa zostaje związana przez cement; związane zostaje tylko ok. 20% wody od wagi cementu, przy czym liczba ta jest zależna od rodzaju ce­mentu. Woda wprowadzona do betonu w ilościach większych od­parowuje, a na jej miejscu pozostają pory w kamieniu cemento­wym. Pory mogą powstać również w wyniku skurczu zaczynu w betonie oraz kontrakcji układu cement-woda w procesie hy-dratyzacji [27]. Powstające w betonie pory mają różne wymiary [28]: mikropory, powstałe w wyniku zjawisk kontrakcji przy hydra­tacji cementu, mają wymiary 5 -r- 20 • 10-3 um i są zazwyczaj zamknięte, nieszczelności pod większymi ziarnami kruszywa i pod zbroje­niem, powstałe w wyniku wewnętrznego skurczu, mają wy­miary 0,01 — 0,1 mm i są w większości otwarte, c) drobne pory i kapilary w większości otwarte, powstałe po wy- parowaniu wody, mają wymiary 1 -r- 50 im. Im większy będzie stosunek w/c, tym bardziej porowaty będzie beton. Jak wykazano uprzednio, wraz ze zwiększeniem stosunku w/c następuje przyspieszenie procesu karbonizacji betonu. W atmosferach kwaśnych gazów, takich jak SO2 i HC1, następo-pować będzie przyspieszone zobojętnianie betonu, a rozpoczęty proces korozji zbrojenia w betonie zobojętnionym będzie postę­pował tym szybciej, im mniejszy będzie stosunek wic. Stwier­dzono znaczne pogorszenie własności ochronnych betonu przy pod­wyższeniu wic od 0,4 -r- 0,6 lub od 0,45 -~ 0,95. W betonie, do 47 którego dodano CaCl2 w celu zniszczenia pasywacji stali, korozja przebiegała tym szybciej, im większy był stosunek w/c (tabl. 3-8). Nieco inne wyniki uzyskał Friedland [26], który stwierdził, że dla zaprawy o zawartości cementu 300 kg/m3 minimum korozji występuje przy w/c = 0,80 -f- 0,95, a dla 400 kg/m3 przy w/c = = 0,65. Podobnie dla betonu o zawartości cementu 315 kG/m3 najmniejsze uszkodzenia korozyjne zbrojenia wystąpiły przy w/c = 0,6 -r- 0,9. Friedland podkreśla, że nie należy stosować za­praw i betonów zbyt gęstych. Wbrew pozorom wyniki tych badań nie są sprzeczne z poprzednimi stwierdzeniami, jeżeli weźmiemy pod uwagę, że beton powinien mieć możliwie małą porowatość, co osiąga się przez małe w/c i odpowiednią pielęgnację elementów w okresie twardnienia. Jednocześnie stosunek wodno-cementowy powinien być w praktyce odpowiednio wysoki dla otrzymania ta­kiej konsystencji betonu, przy której będzie możliwe dobre jego uszczelnienie i dokładne otulenie zbrojenia. Stosunek w/c powi­nien być dobierany odpowiednio do stosowanej metody zagęszcza­nia masy betonowej. Przy stosowaniu gęstych betonów często następuje niedosta­teczne ich zagęszczenie. Przykładem zniszczeń, jakie mogą być spowodowane niewłaściwym zagęszczeniem betonu, mogą być dźwigary kablobetonowe z otwartymi kanałami w jednym z za­kładów przemysłowych produkujących elementy budowlane. Przy niedostatecznym zagęszczeniu betonu otulającego kable spręża­jące i wysokiej wilgotności powietrza w hali wystąpiła korozja kabli i w rezultacie zniszczenie konstrukcji (rys. 3-11). 48 wjc Nasiąkli- wość °/ /o Głębokość zobojętnie­nia mm Uszkodzenia korozyjne powierz­chnia V 10 głębokość maksymalna |im ubytek wagi cr O 0,5 3,92 0-=-0,5 22 535 0,109 0,6 5,26 0,3^-0,5 40 800 0,223 0,7 6,25 0,5-^4,0 46 980 0,4S5 Tablica 3-8 Wielkość korozji zbrojenia w zależności od szczelności betonu przy grubości otuliny 2 cm Nieszczelną otulinę uzyskuje się często przy zrzucaniu masy betonowej ze zbyt dużej wysokości; w pewnych fragmentach ele­mentów występuje na przykład tylko grube kruszywo (rys. 3-12). W takich sytuacjach beton nie może zapewnić ochrony zbrojenia. Rys. 3-12. Nieszczelności w betonie powstałe w wyniku zrzucania masy betonowej ze zbyt dużej wysokości (brak dokładnego otulenia zbrojenia) Rys. 3-11. Niezagęszczony beton otulający kable w dźwigarach z kanałami otwartymi 4 — Korozja i ochrona zbrojenia 49 Wykonując beton należy pamiętać, że przy niezbyt starannym układaniu gęstych i gęstoplastycznych mas mogą powstać pustki i kawerny powyżej 1 cm, niezależnie od porów, o których była mowa wyżej.

• Zawartość cementu w betonie

  Zawartość cementu w betonie wpływa na skuteczność ochrony zbrojenia głównie przez zwiększenie szczelności. Zwiększenie ilości cementu powoduje ponadto zwolnienie procesów karbonizacji oraz zmniejszenie nasiąkliwości betonu. W szczelnym betonie o zawar­tości cementu 250 do 300 kg/m3 woda przenika na głębokość 20 mm po upływie 6 8 godzin. Odpowiednio dla betonu o za­wartości cementu 350 kg/m3 potrzeba 16 godzin, a dla 400 kg/m3 24 godziny [24]. Charakterystyczny jest szybki spadek przepusz­czalności betonu przy zwiększeniu ilości cementu z 200 -f--r- 250 kg/m3 (rys. 3-8). Podobnie przenikanie powietrza przez beton zależy od ilości ce­mentu (rys. 3-9) [25]. Przedstawione zależności dla powietrza jak i nasiąkliwości wskazują, że istnieje pewna graniczna ilość cementu w betonie, przy której szczelność gwałtownie maleje. Taką graniczną zawar­tością cementu jest wartość 250 — 300 kg/m3. Dla atmosfery nad­morskiej istnieje podobna graniczna ilość cementu w betonie, przy której gwałtownie następuje przyspieszenie korozji zbrojenia. Granica ta dla betonu znajduje się przy ilości cementu 235 kg/m3 45 Rys. 3-8. Przenikanie wody przez beton przy różnej zawartości ce­mentu [25] 1 — wg Werbeckiego, 2 — wg Kuzowle-wa, 3 — wg Bielajewa Rys. 3-10. Zależność korozji zbroje­nia od ilości cementu w betonie (w nawiasach podano stosunek ce­mentu do piasku) [26] 1 — 14 dni, 2 — 18 dni, 3 — 90 dni, 4 — 180 dni, 5 — 750 dni 500 300 400 Ilość cementu, kg/m* 650 465 315 325 195 (1:2) (U4) (1:6) (1:8) (1:10) Ilość cementu, kg/m3 46 Rys. 3-9. Przenikanie powietrza 0 200 400 600 800 Przez beton przy różnej zawartości Ilość cementu, kg/m3 cementu [25] i odpowiednio dla zapraw przy ilości 400 kg/m3 (rys. 3-10). Bada­nia Aleksiejewa dały podobne wyniki. Przy zawartości cementu w betonie 320, 270 i 220 kg/m3 stosunek przepuszczalności wynosił 0,84 : 1 : 2,7. Przy zwiększaniu ilości cementu powyżej 270 kg/m3 przepuszczalność betonu nieznacznie maleje, przy zmniejszaniu zaś szybko wzrasta. W celu uzyskania trwałej ochrony zbrojenia należy stosować nie mniej cementu niż 300 kG/m3 betonu.