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Il nuovo calcestruzzo – Calcestruzzo fibro-rinforzato

Capitolo XX

20.1 L’IMPIEGO DI FIBRE NEI CONGLOMERATI CEMENTIZI

Il calcestruzzo fibro-rinforzato (indicato anche come FRC – Fiber Reinforced
Concrete) rappresenta sicuramente una delle innovazioni più ragguardevoli nello
sviluppo dei materiali cementizi.
Mediante l’impiego di fi bre è, infatti, possibile modifi care sensibilmente alcune
proprietà del calcestruzzo dando vita a materiali nuovi con caratteristiche
prestazionali più complete impiegabili in settori e con modalità non consentite
ai calcestruzzi ordinari.
Le proprietà fi nali di un FRC possono essere adeguatamente “progettate”
mediante la scelta del tipo e del dosaggio di fi bre da impiegare nonché delle
caratteristiche del sistema cementizio nelle quali esse vengono introdotte.
Non esiste, quindi, “il” calcestruzzo fi bro-rinforzato, ma una vasta gamma di
materiali compositi costituiti da una matrice cementizia e da un rinforzo fi broso
discontinuo le cui proprietà possono, in alcuni casi, differire totalmente da quelle
dei calcestruzzi tradizionali e avvicinarsi di più a quelle dell’acciaio come, ad
esempio, nel caso del RPC Reactive Powder Concrete (§ 17.6).
La progettazione, l’esecuzione e la caratterizzazione di elementi strutturali
in FRC richiedono regole e modelli di calcolo diversi da quelli normalmente impiegati
per le opere in conglomerato cementizio ordinario e non trattati nelle
norme tecniche sulle costruzioni sia nazionali che europee.
Per ovviare a questo limite, un’apposita commissione di esperti, predisposta
dal CNR nel 2006, ha emesso un documento tecnico (CNR DT 204/2006 – Istruzioni
per la Progettazione, l’Esecuzione ed il Controllo di Strutture di Calcestruzzo
Fibrorinforzato) dove vengono riassunte le principali proprietà dei calcestruzzi
fi bro-rinforzati e fornite le indicazioni suffi cienti a consentire il dimensionamento
e la verifi ca di strutture realizzate mediante l’impiego di calcestruzzi armati
con fi bre in sostituzione o in aggiunta alle armature ordinarie. In queste Istruzioni
vengono fornite anche le indicazioni necessarie per la verifi ca in laboratorio
delle proprietà dei materiali cementizi fi bro-rinforzati e per la determinazione
delle grandezze signifi cative ai fi ni del calcolo strutturale.
Il D.M. 14/01/08 Norme tecniche per le costruzioni consente (§ 8.6) l’impiego
di conglomerati cementizi fi bro-rinforzati per attività di rinforzo di edifi ci
esistenti senza il preventivo ricorso ad autorizzazioni da parte del Consiglio Superiore
dei Lavori Pubblici. Resta, invece, soggetto a preventiva autorizzazione
ministeriale l’impiego di tali materiali nelle nuove costruzioni (D.M. 14/01/08,
§ 4.6).

20.2 TIPI DI FIBRE

Esistono diversi tipi di fibre impiegate nel rinforzo dei sistemi cementizi.
Quelle maggiormente utilizzate sono di tipo metallico, polimerico, in vetro, in
carbonio o in materiale naturale (cellulosa, legno ecc…).
L’infl uenza delle fi bre sulle proprietà meccaniche di un conglomerato cementizio
dipende dalle proprietà materiale di cui sono costituite, in particolare
dalla tenacità e dal modulo elastico a trazione (Appendice I), e da alcuni parametri
geometrici quali:
• la forma;
• la lunghezza;
• il diametro equivalente;
• il rapporto d’aspetto.
Accanto a fibre semplicemente rettilinee esistono fibre ondulate, uncinate,
nervate, ad estremità schiacciate, ecc.. La forma indica la geometria della linea
d’asse delle fibre e l’eventuale variazione della loro sezione trasversale. Per lunghezza
della fibra si intende la distanza tra le due estremità. Essa può differire
dalla lunghezza della linea d’asse del filamento nel caso di fibre non rettilinee
(ondulate, uncinate, ecc…). Il diametro equivalente è il diametro del cerchio di
area equivalente alla sezione media della fibra. Il rapporto d’aspetto viene definito come il rapporto tra la lunghezza della fibra e il suo diametro equivalente.
A parità di composizione e di dosaggio, l’efficacia delle fibre migliora se aumenta
il rapporto d’aspetto e se la forma assume un contorno irregolare che favorisca
l’adesione alla matrice cementizia.

20.3 PROPRIETÀ’ FISICHE E MECCANICHE DEL CALCESTRUZZO FIBRORINFORZATO

A seconda del tipo e del dosaggio di fi bre impiegate, il comportamento meccanico
del calcestruzzo fibro-rinforzato può differire radicalmente da quello di
un calcestruzzo ordinario. Non tutte le proprietà fi siche e meccaniche del materiale
vengono, però, apprezzabilmente modificate dall’aggiunta di fibre. Di
seguito vengono elencate alcune tra le più significative caratteristiche f siche e
meccaniche del calcestruzzo e viene messo in evidenza se, e in quale misura,
esse possono essere modificate dall’impiego di fibre. Questo consentirà, peraltro,
di sfatare alcuni “falsi miti” che aleggiano intorno alle fi bre e agli effetti
che queste possono indurre se aggiunte ai sistemi cementizi.

Fig. 20.1 – Confronto tra diagrammi σcompr-ε di calcestruzzo ordinario e quello fi brorinforzato nella prova di compressione

20.3.1 COMPORTAMENTO A COMPRESSIONE

L’aggiunta di fibre di qualsiasi tipo e forma non è in grado di influenzare apprezzabilmente
la resistenza meccanica a compressione dei materiali cementizi.
Ad ogni modo, un adeguato dosaggio di fibre, soprattutto se di tipo metallico,
può infl uenzare il comportamento sforzo-deformazione di un provino in calcestruzzo
sottoposto ad una prova di schiacciamento rendendo più lunga e meno
ripida la fase discendente (il cosiddetto ramo degradante o softening) della curva σcompr-ε per l’azione di cucitura esercitata dalle fi bre nei confronti delle fessure
che si producono in direzione ortogonale a quella di massima compressione.
L’aggiunta di fi bre non modifi ca, inoltre, il modulo elastico a compressione (Ec)
del calcestruzzo (Fig. 20.1).

20.3.2 COMPORTAMENTO A TRAZIONE

Contrariamente a quanto viene diffusamente ritenuto, l’aggiunta di fi bre non
migliora la resistenza meccanica a trazione del calcestruzzo intesa come la sollecitazione
in corrispondenza della quale si verifi ca l’innesco della prima (o unica)
fessura nella matrice di un elemento sollecitato a trazione. Allo stesso modo,
non vengono apprezzabilmente modifi cate dall’ aggiunta delle fi bre le grandezze
che caratterizzano il comportamento del materiale prima della fessurazione,
ossia, il modulo elastico in trazione (Et) e la deformazione in corrispondenza
dell’innesco della fessura (εf).
L’aggiunta di fi bre modifi ca sensibilmente, invece, il comportamento a trazione
della matrice cementizia in fase fessurata. A seconda del dosaggio di fi bre
impiegato, si possono avere due diversi comportamenti post-fessurativi. Per contenuti
di fi bre non elevati (indicativamente per volumi di fi bre inferiori al 2%) il
comportamento è di tipo degradante. Questo signifi ca che dopo l’innesco della
fessura, il materiale è in grado di sopportare sollecitazioni di trazione a patto
che queste siano inferiori a quella che ha provocato la fessurazione della matrice.
In questo caso, in provini fi bro-rinforzati e in assenza di altre armature, si
forma un’unica fessura che aumenta di ampiezza fi no al collasso (Fig. 20.2-A).
Per dosaggi di fi bre elevati (indicativamente per volumi di fi bre superiori al 2%),
il comportamento post-fessurativo dell’FRC può risultare di tipo incrudente noto
anche come hardening. Ciò signifi ca che, grazie all’effi cace azione di cucitura
esercitata dalle fi bre, nel composito si verifi ca l’innesco progressivo di una molteplicità
di fessure fi no al raggiungimento di una tensione di collasso che è maggiore
di quella che ha provocato la comparsa della prima lesione (Fig. 20.2-B).

Fig. 20.2 – Calcestruzz o fi bro-rinforzato sottoposto a carico di trazione (P) con allungamento l: comportamento degradante (A) e incrudente (B)

Con i volumi di fi bre utilizzati nelle applicazioni più comuni, il comportamento
a trazione di un calcestruzzo fi bro-rinforzato è, in genere, di tipo softening. La
caratterizzazione di questo tipo di materiali mediante prove di trazione uni-assiale
non è agevole. Si ricorre, pertanto, all’esecuzione di prove di fl essione
come descritto nel § 20.3.3.

20.3.3 COMPORTAMENTO A FLESSIONE

Le prove di fl essione impiegate per la caratterizzazione dei calcestruzzi fi –
bro-rinforzati possono essere di due tipi a seconda della norma cui ci si riferisce
per la loro esecuzione. Secondo la norma belga NBN B15-239, 239 e secondo
la norma giapponese JSCE SF4, ad esempio, deve essere eseguita una prova di
fl essione “a quattro punti” su provini prismatici aventi dimensioni di l x l x 4l
(normalmente 150 x 150 x 600 mm), posti su due appoggi aventi distanza pari
a 3l l’uno dall’altro (Fig. 20.3.A). Secondo altre norme, come la norma italiana
UNI 11039, invece, la prova deve essere condotta su travi di analoghe dimensioni
ma caratterizzate dalla presenza di un intaglio nella mezzeria del lembo
inferiore (Fig. 20.3.B). In entrambi i casi il comportamento fl essionale è defi nito
sulla base di una tensione nominale di trazione valutata ipotizzando un comportamento
elastico lineare del provino.
La Fig. 20.4 illustra schematicamente il diagramma P-δ (cioè del carico P
applicato in funzione della defl essione δ in mezzeria) di una prova di fl essione
eseguita su travetti non intagliati realizzati con calcestruzzo ordinario (curva A)
e fi bro-rinforzato (curva B). Nel calcestruzzo ordinario, al raggiungimento del
carico che provoca l’innesco di una fessura, a partire dal lembo maggiormente
teso (Pf), si assiste al collasso repentino dovuto alla rapida propagazione della
lesione nell’intero spessore del travetto: in altre parole, la defl essione al mo-

Fig. 20.3 – Travi per la verifi ca del comportamento a fl essione (A) senza intaglio e (B) con intaglio

Fig. 20.4 – Schematizzazione della curva P-δ in una prova di fl essione senza intaglio per un calcestruzzo ordinario (O) e fi bro-rinforzato (FRC)

mento dell’apparizione della prima fessura (δf) è di poco inferiore (e quasi coincidente)
a quella che corrisponde alla completa rottura (δr) come tipicamente
avviene nei materiali fragili.
L’introduzione di fi bre non cambia signifi cativamente né il carico Pf né la pendenza
della curva nell’iniziale tratto lineare. Dato che dal valore del carico Pf,
nelle ipotesi fatte, si ricava la resistenza a fl essione del materiale (Rf) attraverso
la formula:
L’aggiunta di fi bre, quindi, non modifi ca signifi cativamente la resistenza a
fl essione del calcestruzzo. In sostanza, il comportamento del sistema (con e senza
fi bre) fi no alla fessurazione, seguita ad essere governato dal comportamento
della matrice cementizia.

Le fibre, invece, modificano sensibilmente il comportamento post-fessurativo
del sistema (Fig. 20.4). La deformazione (δ’f), che corrisponde all’apparizione
della fessura, è molto inferiore a quella (δ’r) che si registra a completa
rottura come tipicamente avviene nei materiali duttili. In altre parole, l’aggiunta
di fi bre aumenta la duttilità del calcestruzzo intesa come rapporto tra
la deformazione ultima e quella cui corrisponde l’insorgere della prima lesione.
Un’altra caratteristica connessa alla precedente è la tenacità, cioè l’energia
di frattura che indica il lavoro che è necessario spendere per deformare il materiale
fi no al collasso. Nel diagramma P-δ di una prova di fl essione su provini non
intagliati, tale energia è rappresenta dall’area sottesa dalla curva; con un adeguato
dosaggio di un determinato tipo di fi bre si può aumentare notevolmente
l’energia di frattura e, quindi, la tenacità del calcestruzzo (Fig. 20.4).
Nelle prove di fl essione su provini non intagliati, non essendo possibile stabilire
a priori il punto in cui si formerà la fessura, il comportamento post-fessurativo
viene caratterizzato sulla base di due valori di defl essione δ1 e δ2 (Fig. 20.4). A
titolo d’esempio, nella norma JSCE SF4 le defl essioni δ1 e δ2 sono poste pari a,
rispettivamente, 1.5 e 3.0 mm.
A tali valori di defl essione corrispondono valori del carico applicato P1 e P2
dai quali, per mezzo dell’equazione [20.1] , è possibile ricavare le cosiddette
resistenze residue R1 e R2. Tali valori, opportunamente modifi cati, vengono impiegati
nei calcoli per eseguire le verifi che, rispettivamente, allo stato limite di
servizio e allo stato limite ultimo.

20.3.4 RESISTENZA ALL’URTO

Alla tenacità del calcestruzzo fi bro-rinforzato (caratteristica opposta alla fragilità
del calcestruzzo ordinario) si deve la capacità di resistere agli urti, qualità
particolarmente apprezzata nelle strutture sottoposte a sollecitazioni impulsive
e ripetute (giunti autostradali, pavimenti industriali esposti a carichi dinamici,
ecc.).
La resistenza all’urto del calcestruzzo fibro-rinforzato si determina con un
maglio (Fig. 20.5) che cade su una sfera di acciaio appoggiata su un provino
circolare di calcestruzzo (Fig. 20.6). Il maglio colpisce automaticamente e più
volte la sfera fi nché non avviene la frattura del provino cilindrico del calcestruzzo
(Fig. 20.7) e si registra il numero di colpi che ha provocato la frattura come
indice di resistenza all’urto. Con un rinforzo adeguato di fi bre in acciaio il provino
di calcestruzzo subisce un affossamento nella zona centrale senza tuttavia
subire mai alcuna frattura per l’elevatissima resistenza all’urto del calcestruzzo
fi bro-rinforzato (Fig. 20.8).

20.3.5 LAVORABILITÀ

L’aggiunta di fi bre ad un conglomerato cementizio comporta, in genere,
una riduzione della lavorabilità dell’impasto rispetto al valore misurato prima
dell’aggiunta.

ll nuovo calcestruzzo – Calcestruzzo leggero strutturale

Capitolo XIX

19.2 CLASSIFICAZIONE DEL CALCESTRUZZO LEGGERO

Prescindendo dalla microstruttura, i calcestruzzi leggeri possono essere classifi
cati in base alla loro massa volumica secca e alla loro resistenza meccanica a
compressione, entrambe determinate dopo 28 giorni di stagionatura, in:
a) Calcestruzzi leggeri termoisolanti
Si tratta di calcestruzzi leggeri con una volumica variabile tra 300 e 800 kg/
m3, le cui resistenze meccaniche a compressione variano tra 0,5 e 7 MPa.
Questi calcestruzzi vengono utilizzati esclusivamente come materiali da riempimento,
oppure come rivestimenti coibenti;
b) Calcestruzzi leggeri a resistenza moderata
Sono calcestruzzi leggeri con proprietà meccaniche intermedie tra quelle dei
calcestruzzi strutturali e termoisolanti. La loro massa volumica varia tra 800
e 1400 kg/m3 e le resistenze meccaniche tra 7 e 18 MPa. Questi calcestruzzi
leggeri sono destinati alla realizzazione di strutture per le quali non si richiede
un particolare impegno dal punto di vista statico, ma per le quali si vuole
garantire un livello accettabile di comfort termico;
c) Calcestruzzi leggeri strutturali
Sono calcestruzzi leggeri con massa volumica variabile tra 1400 e 2000 kg/m3,
generalmente confezionati con inerti leggeri artifi ciali a base di argilla espansa
(Fig. 19.2), le cui resistenze meccaniche a compressione variano tra 18 e 70
MPa. Questi calcestruzzi sono destinati alla realizzazione di strutture armate e
non. Poiché la loro massa volumica è considerevolmente più elevata di quella
dei calcestruzzi leggeri termoisolanti, i calcestruzzi leggeri strutturali posseggono
una resistenza termica non elevata, ma comunque sostanzialmente
migliore di quella dei calcestruzzi ordinari.

19.3 IL CALCESTRUZZO CON INERTI LEGGERI

Gli inerti leggeri impiegati per la produzione dei calcestruzzi leggeri si contraddistinguono
per la microstruttura molto porosa (§ 8.1), e pertanto sono caratterizzati da una massa volumica in mucchio (< 1100 kg/m3) inferiore a quella degli inerti impiegati per il confezionamento dei calcestruzzi ordinari (1500 -1700 kg/m3).

Fig. 19.2 – Deposito di argilla espansa (Pietro Bellinzona, Laterlite)

Gli inerti leggeri possono essere naturali oppure artifi ciali, ottenuti cioè sottoponendo dei materiali naturali o artifi ciali ad un ciclo di lavorazione capace di produrre dei granuli con una struttura cellulare o molto porosa. Dal punto di vista delle applicazioni nel campo strutturale, e non, senz’altro gli inerti leggeri di maggiore importanza sono le argille e gli scisti espansi. Tuttavia, l’esempio più famoso di struttura in calcestruzzo leggero, la cupola del Pantheon a Roma (Fig. 19.3) capolavoro di architettura ed ingegneria con un diametro di 43,3 m, è stata costruita con sabbia ordinaria ed inerti leggeri naturali (pomice) legati con calce e pozzolana (Appendice II). La cupola, che poggia su una struttura circolare in mattoni spessa 6 m, è stata realizzata gettando su casseforme in legno un calcestruzzo sempre più leggero, con massa volumica decrescente dal basso verso l’alto grazie al diverso rapporto pomice/sabbia. Ciò ha consentito, tra l’altro, di realizzare l’ardito progetto di costruire una struttura perfettamente semi-sferica (essendo l’altezza della cupola uguale al suo diametro di 43,3 m) con lo spessore della cupola che si riduce da 6 a 1,2 m in corrispondenza dell’apertura circolare (8,7 m) sulla sommità.

Fig. 19.3 – Cupola del Pantheon a Roma costruita in calcestruzzo con inerti leggeri naturali

Nel caso specifi co delle argille espanse (inerti leggeri artifi ciali per eccellenza), le materie prime contengono naturalmente delle sostanze capaci, per riscaldamento, di modifi carsi con sviluppo di gas e, contemporaneamente, di trasformarsi in una massa piroplastica molto viscosa in modo da intrappolare al suo interno il gas prodotto e di consentire in tal modo l’espansione. Il processo avviene in grandi forni rotanti (diametro di circa 4,5 m e lunghezza di circa 70 m) costituiti da due cilindri in cascata: nel primo l’argilla viene pre-riscaldata a circa 600 °C, mentre nel secondo avviene la fase piroplastica dell’argilla, e quindi l’espansione, a circa 1150 °C. Dopo raffreddamento il prodotto si presenta sotto  forma di granuli a microstruttura cellulare interna con la superfi ce costituita da una corteccia vetrosa che conferisce all’inerte una consistente resistenza meccanica e un basso assorbimento d’acqua.

L’assorbimento di acqua da parte degli inerti leggeri è un fattore determinante sia nell’ottenimento di calcestruzzi strutturali di adeguate prestazioni elasto-meccaniche, sia nel trasporto e nel pompaggio del calcestruzzo: infatti inerti con assorbimento elevato richiedono dei lunghi periodi di pre-bagnatura (addirittura 1 o 2 giorni) al fi ne di evitare che, dopo il confezionamento del calcestruzzo, l’assorbimento di acqua dall’impasto da parte dell’inerte insaturo provochi eccessive perdite di lavorabilità.

19.4 I CALCESTRUZZI LEGGERI STRUTTURALI

I calcestruzzi con inerti leggeri, in particolare quelli prodotti con aggregati di argilla espansa, consentono di coniugare il requisito di “leggerezza” con le esigenze di carattere strutturale richieste per un conglomerato da destinare alla realizzazione di strutture armate e precompresse. Questi calcestruzzi leggeri strutturali sono caratterizzati da una massa volumica variabile tra 1400  e 2000 kg/m3 e da resistenze meccaniche a compressione tra 18 e 70 MPa.

In generale il costo unitario del calcestruzzo leggero strutturale è superiore a quello di un calcestruzzo ordinario, soprattutto per un maggior costo di produzione degli aggregati leggeri rispetto a quelli ordinari. Tuttavia, l’impiego del calcestruzzo leggero può risultare più economico in quanto, per la sua leggerezza, diminuiscono i carichi permanenti della struttura, e quindi è possibile ridurre le dimensioni degli elementi strutturali. Il minor peso della struttura permette, inoltre, di costruire anche su terreni di scarsa portanza, senza dover ricorrere a tipologie di fondazione complesse e costose, ma soprattutto consente, a parità di pressioni trasmesse al terreno, di realizzare edifi ci con uno sviluppo verticale maggiore: il maggior costo del calcestruzzo leggero in questi casi risulta ampiamente compensato dalla maggiore superfi cie abitabile.

Con il calcestruzzo leggero strutturale è possibile costruire soprelevazioni di costruzioni esistenti che non sono suffi cientemente resistenti da poter sopportare il peso di strutture in calcestruzzo ordinario e che quindi richiederebbero dei complessi interventi di adeguamento per aumentarne la capacità portante. Inoltre, l’impiego del calcestruzzo leggero strutturale riduce le forze d’inerzia che insorgono allorquando la struttura è soggetta ai movimenti sismici, consentendo una diminuzione delle armature a parità di sezione, oppure una diminuzione della sezione resistente a parità di armature.

Il calcestruzzo leggero, tuttavia, possiede una minore duttilità rispetto al calcestruzzo ordinario: duttilità elevate sono richieste invece per strutture antisismiche, in quanto maggiore è la duttilità del materiale, maggiore è la sua capacità di deformarsi nel campo plastico, e quindi maggiore è la capacità di dissipare energia prima di collassare (Appendice I).

Questo handicap del calcestruzzo leggero può essere comunque eliminato se  si conferisce duttilità alle sezioni più a rischio (es.: nodi trave-pilastro) con una opportuna staffatura con passo non superiore a 10 cm (Fig. 19.4). D’altra parte gli stessi accorgimenti debbono essere adottati per le strutture armate in calcestruzzo ordinario.

Fig. 19.4 – Andamento schematico delle curve sforzo deformazione di calcestruzzo ordinario e leggero

si conferisce duttilità alle sezioni più a rischio (es.: nodi trave-pilastro) con una opportuna staffatura con passo non superiore a 10 cm (Fig. 19.4). D’altra parte gli stessi accorgimenti debbono essere adottati per le strutture armate in calcestruzzo ordinario. La riduzione dei carichi permanenti e conseguentemente delle sollecitazioni indotte dal sisma può consentire inoltre l’utilizzo di calcestruzzi con Rck più basse rispetto a quelle richieste per calcestruzzi ordinari.

Il vantaggio di utilizzare il calcestruzzo leggero in luogo di quello ordinario risulta molto più pronunciato nelle strutture precompresse; infatti, la riduzione del peso proprio degli elementi strutturali consente di ridurre il numero dei cavi di precompressione. Si deve comunque notare che la maggiore applicazione del calcestruzzo strutturale rimane la produzione di manufatti prefabbricati utilizzati, sia come elementi integrativi di strutture intelaiate tradizionali, sia come elementi strutturali ed integrativi di procedimenti costruttivi industrializzati. Infatti, grazie ai bassi costi di realizzazione, movimentazione e trasporto dei manufatti, il calcestruzzo leggero rappresenta il materiale ideale per manufatti prefabbricati.

In questi ultimi anni si è inoltre assistito ad un notevole incremento nell’uso di blocchi di calcestruzzo leggero per le realizzazioni di tramezzi e murature portanti. L’uso del calcestruzzo leggero consente al solito di ridurre i carichi permanenti, ma anche di migliorare l’isolamento termico e la resistenza al fuoco degli edifi ci (§ 24.2).

Il nuovo calcestruzzo – Calcestruzzo Autocompattante

Capitolo XVIII

L’assenza di segregazione e bleeding, anche con una fl uidità molto elevata (slump flow >800 mm), è conseguita con l’ausilio di prodotti coesivizzanti molto efficaci: la silice amorfa colloidale (UFACS, Fig. 7.4, § 7.2.2) ed il fumo di silice (§ 17.2), prodotto inorganico largamente impiegato anche in passato nel settore delle malte tixotropiche industriali, e soprattutto gli agenti modici catori di viscosità di natura organica (K.H.Khayat e Z. Guizani, “Use of viscosity- modifying admixture to enhance stability of fl uid concrete”, ACI Materials Journal, 1997, Vol. 94, No 4, pp 332-340). Questi rappresentano indubbiamente il progresso più signifi cativo per conseguire la massima stabilità, viscosità e coesione degli SCC in riposo (assenza di segregazione), e di elevata fl umidità degli stessi calcestruzzi in movimento per caduta libera o per movimentazione nella pompa.

Fig. 18.6 – Dimensioni (in mm) dello strumento per il V-funnel test

Questo comportamento tipico degli impasti tixotropici è conseguito con l’ausilio di polimeri in gran parte di origine naturale (bio-polimeri), ancorché sottoposti a trattamenti artifi ciali (V.A. Ghio, J.M. Monteiro ed O.E. Giørv, “Effect of polysaccharide gums on fresh concrete properties” , ACI Materials Journal, 1994, Vol. 91, No 6, pp 602-606). Oltre ai prodotti a base di cellulosa modifi cata, i bio-polimeri naturali più effi caci sono: Welan, Rhamsan, Xanthan e Gellan (G. Robinson, C.E. Manning ed E.R. Morris, “Conformation and physical properties of the bacterial polysaccharides gellan, welan and rhamsan”, Food Polymers, Gels, Colloids, 1991, Special publication, R. Soc., Vol. 82 pp 22-33). Si tratta di polisaccaridi “costruiti” con l’ausilio di batteri. Tra questi prodotti, il Welan (Fig. 18.7) risulta attualmente uno dei più efficaci.

Fig. 18.7 – Composizione chimica del bio-polimero Welan

Per quanto attiene lo studio della passing ability, l’SCC viene fatto passare attraverso delle “scatole” (L-box) munite di armature metalliche orizzontali (Fig. 18.8A) o verticali (Fig. 18.8B) registrando l’avanzamento del materiale, l’eventuale arresto (blocking) ed il tempo impiegato per il completo percorso.

Fig. 18.8A – L-box con armatura orizzontale Fig. 18.8B – L-box con armatura verticale

È da prevedere che l’impiego degli SCC in futuro rappresenterà una grande rivoluzione nella progettazione e nella esecuzione pratica per le minori restrizioni progettuali e pratiche, e per una razionalizzazione del sistema costruttivo.

Vale, però la pena di segnalare alcuni aspetti esecutivi circa la utilizzazione dell’SCC: in particolare è molto importante l’organizzazione logistica del cantiere e la fornitura simultanea del calcestruzzo da più autobetoniere (Fig. 18.3) o comunque un fl usso continuo del materiale per realizzare strutture monolitiche senza riprese di getto; inoltre, per i getti entro casseri è molto importante l’impiego di casseforme robuste (per evitare la deformazione sotto l’azione di una maggiore pressione idraulica del calcestruzzo, che si comporta quasi come un liquido) e prive di perdite in corrispondenza dei giunti.

D’altra parte, la creatività dei progettisti, e soprattutto degli Architetti, potrà realizzarsi attraverso nuove forme, molto complesse (non realizzabili con i calcestruzzi tradizionali) e con la possibilità anche di scegliere un materiale colorato, levigato, ed impreziosito in superfi cie come se fosse un marmo, tutto da progettare nella struttura, nella forma e nel colore.

Altri aspetti positivi nell’impiego dell’SCC sono:

• una migliore produttività dell’impresa che può ridurre signifi cattivamente i tempi ed i costi dei getti con analoghe conseguenze sui tempi e sui costi di tutta l’opera;

• un miglioramento delle condizioni di lavoro per gli operai, sempre meno attratti dalle condizioni di lavoro sui cantieri, dove la vibrazione del calcestruzzo rappresenta uno degli aspetti meno gratifi canti per la fatica dell’operazione e per alcune tipiche malattie che ne derivano: sordità e le cosiddette “dita bianche” per chi ha difetti di circolazione del sangue;

• un miglioramento nella omogeneità nel calcestruzzo in opera che, per grado di compattazione (§ 6.5) e per resistenza meccanica può realisticamente eguagliare le corrispondenti prestazione dei provini prelevati in corso d’opera.

18.4 PROPORZIONAMENTO DEGLI SCC

I suggerimenti per realizzare razionalmente gli SCC si basano sui seguenti principi:

a) per garantire la mobilità del calcestruzzo il volume di aggregato grosso (con diametro massimo di 25 mm e preferibilmente di 15 mm) non deve superare il volume di 340 L per 1 m3 di calcestruzzo, questa scelta facilita anche la capacità di passare attraverso armature metalliche vicine;

b) per garantire coesione all’impasto fl uido, il volume di parti fi ni (cemento + cenere + calcare macinato + fumo di silice) deve essere compreso tra 170 e – 318 – 200 L/m3; questo quantitativo di pasta, in eccesso rispetto ai calcestruzzi tradizionali, avvolge i granuli di inerte riducendone la reciproca collisione e quindi il fenomeno del blocking;

c) per garantire un rapido movimento dell’SCC , il volume di acqua diviso il volume di parti fi ni deve essere compreso tra 0,85 e 1,20: se si riduce troppo l’acqua grazie all’impiego dei superfl uidifi canti, l’SCC , si muove lentamente come un fl uido “mieloso” e troppo appiccicoso;

d) per garantire una conservazione delle proprietà reologiche tipiche dell’SCC è necessario impiegare additivi superfl uidifi canti a base acrilica (Fig. 13.23) con un dosaggio di circa 1-1,5%;

e) per ridurre il bleeding e la segregazione al minimo, è necessario impiegare un agente modifi catore di viscosità (Viscosity Modifying Agent, VMA, Fig.18.6) soprattutto laddove ci siano variazioni incontrollate di umidità negli aggregati o tentazioni di riaggiungere acqua al momento del getto (§ 5.3).

18.5 APPLICAZIONI DI SCC

In linea di massima, l’impiego dell’SCC diventa pressoché indispensabile per il getto di strutture ad alta densità di armature metalliche (Fig. 18.9 – 18.10) soprattutto se riferite a strutture di forma e geometria molto complessa in opere architettoniche di grande valore (M.Collepardi, G.Marchese, M.Odoardi, “Il calcestruzzo 3-SC per il MAXXI di Roma,” Enco Journal N. 40, 2008; disponibile su www.enco-journal.com > Gli ultimi numeri > N. 40).

Tuttavia l’impiego dell’SCC può rivelarsi per l’impresa vantaggioso, dal punto di vista della produttività sul cantiere, anche per getti di strutture relativamente facili e facilmente accessibili per il fl usso del conglomerato, come è mostrato negli esempi delle Fig. 18.11 e 18.12.

In questo paragrafo sono presentate alcune tipiche applicazioni dell’ACC nel

Fig. 18.9 – Le armature metalliche di un muro del MAXXI, Roma (Marco Odoardi, Italiana Costruzioni)

Fig. 18.10 – Muro alto e curvo, del MAXXI, Roma, privo di giunti di contrazione per l’impiego di agente espansivo e di additivo SRA (Giuseppe Marchese, Calcestruzzi SpA)

Il nuovo calcestruzzo – Calcestruzzi ad alta resistenza meccanica

Capitolo XVI

INFLUENZA DELLA ZONA DI TRANSIZIONE SULLA RESISTENZA MECCANICA

La zona di transizione, che è in genere più porosa e meccanicamente più debole degli altri due componenti (aggregato lapideo e matrice cementizia), esercita un’influenza sulle proprietà del materiale composito significativamente maggiore di quella che ci si potrebbe attendere dalle sue dimensioni relativamente ridotte.

Per interpretare meglio il meccanismo dell’influenza, piuttosto complessa, esercitata dalla zona di transizione sulle proprietà meccaniche (ma anche su quelle elastiche e su quelle riguardanti la durabilità) del materiale, è opportuno approfondire la descrizione di questa zona-chiave del calcestruzzo.

Fig. 17.6 – Rappresentazione schematica di un calcestruzzo nella zona di transizione tra aggregato lapideo e matrice cementizia

Nel calcestruzzo fresco sottoposto a compattazione, intorno alle zone inferiori dei granuli grossi dell’aggregato vengono a formarsi dei fi lm di acqua (qualche decina di μm) al di sotto dei quali si raccoglie prevalentemente l’acqua di bleeding. Già questa situazione determina un rapporto acqua/ cemento più elevato (e quindi una maggiore porosità) nella zona di transizione rispetto alla matrice cementizia. La formazione dei primi germi-cristallini di Ca(OH)2 e di ettringite, che avviene in tutta la matrice cementizia per effetto dell’idratazione dei silicati e degli alluminati del cemento (§ 3.3-3.5), è seguita da un maggior accrescimento dei cristalli di questi prodotti nella zona di transizione più porosa per il maggior rapporto acqua/solido localmente esistente. La maggiore porosità di questa zona consente anche lo sviluppo di cristalli di calce pluristratici, orientati più o meno parallelamente alla superfi cie dell’aggregato, ma anche facilmente sfaldabili e quindi meccanicamente più deboli. In tempi successivi, negli interstizi disponibili tra i cristalli di calce e di ettringite, vengono a depositarsi il C-S-H (prodotto per idratazione dei silicati del cemento: § 3.5) in forma di fi bre più o meno reticolate e nuovi cristalli più piccoli di calce e di ettringite: questo secondo processo, molto più lento rispetto alla formazione iniziale dei primi grossi cristalli di calce e di ettringite, comporta un progressivo riempimento dei pori esistenti nella zona di transizione, cosicché nel giro di diversi mesi la porosità della zona di transizione tenderebbe ad eguagliare quella della matrice cementizia (Fig. 17.7). La microstruttura schematizzata nella Fig. 17.6 si riferisce ad una situazione intermedia (circa 1 mese) quando ancora la zona di transizione è più porosa e quindi meccanicamente più debole della matrice cementizia.

Fig. 17.7 – Andamento schematico nel tempo della porosità nella matrice cementizia e della zona di transizione del calcestruzzo

Fig. 17.8 – Tipico comportamento sforzo-deformazione del calcestruzzo e dei suoi componenti (aggregati e pasta cementizia)

In condizioni particolarmente favorevoli, a tempi molto lunghi, e con accurata stagionatura umida per favorire il grado di idratazione del cemento (§ 8.2; 15.3), la zona di transizione potrebbe anche diventare un po’ meno porosa della matrice (Fig. 17.7) con formazione di veri e propri legami chimici tra i prodotti di idratazione del cemento e la superfi cie dell’aggregato (§ 4.8): con formazione di carboalluminati se quest’ultimo è il tipo calcareo, o di C-S-H se l’aggregato è siliceo.

Tuttavia, è difficile che questa situazione, che potenzialmente determinerebbe addirittura una maggiore resistenza meccanica della zona di transizione, possa realmente verificarsi nelle usuali stagionature all’aria dei conglomerati cementizi, cioè in assenza di un’accurata stagionatura umida (§ 15.3). Inoltre, un’altra caratteristica della zona di transizione, in aggiunta ad una maggiore porosità che si protrae per diversi mesi, consiste nell’innesco e nella propagazione di microfessure che danneggiano irreversibilmente il materiale. Le microfessure si possono formare nella zona di transizione per una qualsiasi causa di sollecitazione che provochi un movimento differenziale tra la matrice cementizia e l’aggregato dotati di moduli elastici significativamente diversi tra loro: un gradiente termico originato dal calore di idratazione del cemento (§ 14.5); un ritiro igrometrico che coinvolge la matrice ma non l’aggregato (§ 15.6); un carico applicato per un tempo più o meno lungo (§ 16.1) ancorché inferiore a quello di rottura. In tutte queste circostanze la zona di transizione (se viene a mancare una stagionatura umida prolungata per qualche mese, e ciò si verifi ca correntemente) diventa il luogo dove si accumulano le varie microfessure tra la superficie dell’aggregato e la circostante matrice cementizia.

Quando il materiale è sollecitato fi no a rottura, durante la prova per la determinazione della resistenza meccanica, le microfessure già esistenti aumentano per spessore e lunghezza, propagandosi preferibilmente nella zona di transizione e successivamente nella matrice cementizia, In genere, a partire da una sollecitazione pari a circa il 40% di quella che provoca la rottura (cioè della resistenza meccanica), le deformazioni del calcestruzzo aumentano molto più rapidamente con il progressivo incremento della sollecitazione proprio per il propagarsi delle microfessure già esistenti nella zona di transizione.

Ciò spiega perché il calcestruzzo mostri una deformazione plastica laddove i suoi componenti singoli (aggregato e pasta di cemento) si comportano fragilmente alla rottura dopo una deformazione elastica pressoché lineare (Fig. 17.8). Inoltre, quando si raggiunge una sollecitazione pari a circa il 70% di quella che provoca la rottura, ha inizio la fessurazione della matrice a causa della concentrazione degli sforzi intorno ai vuoti (macro-cavità, pori, difetti) esistenti nella matrice stessa. Con sollecitazioni progressivamente maggiori, le fessure si diffondono attraverso la matrice e vanno a ricongiungersi con quelle pre-esistenti sviluppatesi nella zona di transizione, creando così uno stato fessurativo pressoché continuo e provocando, quindi, la rottura del materiale.

In assenza di aggregati, invece, la propagazione delle fessure nella pasta cementizia, fino allo stato fessurativo continuo e quindi alla rottura, richiede una maggiore sollecitazione. Ciò spiega perché il calcestruzzo presenta una minore resistenza meccanica rispetto non solo all’aggregato, ma anche alla matrice cementizia (Fig. 17.8). Infine, poiché la propagazione delle fessure richiede più forza ma anche più energia nelle sollecitazioni di compressione che in quelle di trazione, si può spiegare perché la resistenza meccanica a compressione sia maggiore di quella a trazione, e perché il calcestruzzo presenti il caratteristico comportamento di un materiale fragile, anche se in realtà esso subisce, prima delle rottura, una leggera deformazione plastica.

Sulla base del meccanismo sopra illustrato, ed in particolare del ruolo giocato dalla zona di transizione, si può anche spiegare l’influenza del fuoco (Capitolo XXIV) sulle proprietà elastiche e meccaniche del calcestruzzo: a causa delle tensioni termiche, infatti, le microfessure pre-esistenti nella zona di transizione si allargano e si estendono riducendo ulteriormente il contatto tra matrice cementizia ed aggregato e la conseguente possibilità di trasferire gli sforzi. Pertanto, dopo un incendio si registra, in genere, una diminuzione di modulo elastico del calcestruzzo molto maggiore del corrispondente calo nella resistenza meccanica a compressione.

Poiché la zona di transizione gioca un ruolo molto più determinante con gli aggregati grossi, dove è più facile che si verifichino le condizioni di acqua intrappolata per effetto del bleeding interno (Fig. 17.5), ne consegue che, a parità di rapporto acqua/cemento, la resistenza meccanica a compressione risulterà minore nel calcestruzzo che non nella malta. La presenza di microfessure nella zona di transizione, oltre ad influenzare le proprietà meccaniche ed elastiche del calcestruzzo, condiziona anche la permeabilità all’acqua e ad altri potenziali agenti aggressivi: in corrispondenza della zona di transizione, intrinsecamente più porosa e più microfessurata, diventa più facile l’ingresso di acqua e di aria con conseguenze negative sulla durabilità del calcestruzzo e sulla protezione dei ferri dalla corrosione.

Il nuovo calcestruzzo – Deformazione viscosa del calcestruzzo

16.1 DEFINIZIONE DI CREEP E RILASSAMENTO

I fenomeni viscosi ai quali si farà riferimento riguardano le deformazioni subite dal calcestruzzo indurito sotto l’azione di un carico permanente.

La deformazione viscosa (o lo scorrimento viscoso o anche creep in Inglese, oppure fluage in Francese) rappresenta la variazione unitaria di lunghezza (εc =∆l/l0) quando il calcestruzzo indurito (dopo un certo tempo t0 dal getto) è sottoposto all’azione di una sollecitazione di compressione (σc) o di trazione (σt) permanente per un determinato tempo t, di solito continuamente, più raramente variabile ciclicamente.

Fig. 16.1 – A: deformazione elastica istantanea εe misurata al tempo t0 dal getto del calcestruzzo; B: deformazione viscosa εc successiva a quella elastica

Subito dopo l’applicazione di una generica sollecitazione σ’, (di compressione o di trazione) al tempo t0, il materiale si deforma immediatamente, e se la deformazione (εe) non è molto grande, come solitamente avviene, essa si trova nel campo elastico (Appendice I), cioè obbedisce alla legge di Hooke (Fig. 16.1a) ed è facilmente calcolabile:

Se la sollecitazione σ’ viene conservata per un tempo t sufficientemente lungo, oltre alla deformazione elastica immediata (εe), il materiale subisce un’ulteriore deformazione (εct) che aumenta con il tempo (Fig. 16.1b) tendendo ad un valore limite asintotico (εc∞). La deformazione εct è appunto il creep ed εc∞ è il creep ultimo cui tende la deformazione viscosa dopo un tempo infinito (t=∞). L’analogia meccanica mostrata in Fig. 16.2 evidenzia come dopo una immediata deformazione elastica (εe) della molla per effetto di una sollecitazione a trazione σ’ t , segue una deformazione viscosa (εc) che è tanto più lenta quanto maggiore è la viscosità del liquido nel quale è immerso il pistone.

Fig. 16.2 – Applicando una sollecitazione di trazione (σ’ t ) si registra immediatamente la deformazione elastica (εe) della molla e quindi la successiva deformazione viscosa (εc)

Molto spesso, più che la deformazione viscosa sotto l’azione di un carico permanente, è interessante studiare un fenomeno complementare al precedente che si chiama rilassamento. Il rilassamento consiste nell’allentamento della tensione necessaria a mantenere costante nel materiale una determinata deformazione elastica (εe) iniziale determinata dall’applicazione di σ’ (Fig. 16.3).

Nel calcestruzzo il rilassamento giuoca un ruolo importante in due circostanze entrambe caratterizzate da sollecitazioni a deformazione costante:

a) nell’allentamento della tensione di trazione indotta dal ritiro igrometrico contrastato: quando il calcestruzzo si trova in condizioni che provocano il ritiro igrometrico (§ 15.6) si generano delle tensioni di trazione (σt) se la struttura è contrastata nel suo libero movimento da ritiro S (presenza di vincoli, o attrito con il substrato nel caso di pavimentazioni in calcestruzzo gettate su una superficie scabra). L’effettiva tensione di trazione indotta dal ritiro con rastato (σt=ES) è mitigata dal rilassamento; oppure si può immaginare che la deformazione da ritiro (contrazione = S) sia in parte compensata da una deformazione da creep di segno opposto (allungamento = εct) indotta dalla stessa σt:

Fig. 16.3 – A: applicazione della sollecitazione σ’ t al tempo t0 dal getto del calcestruzzo con deformazione elastica istantanea εe ; B: rilassamento in funzione del tempo (t) a deformazione εe costante

b) nell’allentamento della coazione di compressione (σc) generata quando il calcestruzzo è stato precompresso (§ 1.8), la sollecitazione σc è lentamente ridotta (senza mai essere annullata) proprio per effetto del rilassamento del calcestruzzo sotto l’azione di una sollecitazione di compressione.

16.2 CREEP PURO E CREEP DA ESSICCAMENTO

Il creep del calcestruzzo è funzione di un numero considerevole di parametri che includono:

a) sollecitazione applicata σ’;

b) modulo elastico (E) del calcestruzzo;

c) umidità relativa (UR) dell’ambiente;

d) tempo (t0) di applicazione della sollecitazione contato a partire dal getto del calcestruzzo;

e) composizione del calcestruzzo (a/c, c);

f) geometria della struttura (spessore fi ttizio hm: § 15.7);

g) tempo t di mantenimento della sollecitazione contato a partire dal momento dell’applicazione della sollecitazione σ’. Prima ancora di entrare nel dettaglio del creep in funzione dei vari parametri sopra riportati di carattere ambientale (UR), progettuale (σ’, hm, t), esecutivo (t0) e composizionale (a/c, c, E), conviene esaminare l’interazione tra creep e ritiro che, nel caso di sollecitazioni a compressione (σ’ c), sono dello stesso segno e si sommano.

Nella Fig. 16.4 sono schematizzate tre possibili situazioni:

A) una struttura in calcestruzzo in assenza di sollecitazioni (σ’ c=0), in ambiente insaturo di vapore, sottoposta ad un ritiro igrometrico (S) in assenza di vincoli a partire dal tempo di scasseratura (t0), misurato a partire dal momento del getto (t=0);

B) una struttura in calcestruzzo, in ambiente saturo di vapore (UR = 95-100%) e quindi priva di ritiro, sottoposta, al tempo t0, ad una sollecitazione σ’ c che provoca una deformazione elastica εe cui si somma la successiva deformazione εc da creep (deformazione totale εT= εe+εc): il valore di εc misurato in queste condizioni, cioè in assenza di ritiro, prende il nome di creep puro o creep fondamentale;

C) una struttura in calcestruzzo esposta al tempo t0 in ambiente insaturo di vapore che provoca un ritiro S, e simultaneamente sottoposta alla sollecitazione (σ’ c): in queste condizioni la deformazione totale (εT) risulta maggiore della somma dei singoli contributi alla deformazione (εe, εc, S):

Fig. 16.4 – A – Deformazione εt dovuta alla contrazione da ritiro (S) in ambiente insaturo di vapore (UR<95%) ed in assenza di sollecitazione (σ’ c = 0); B – Deformazione totale εt dovuta alla contrazione elastica iniziale (εe) in presenza di una sollecitazione a compressione costante (σ’ c) in ambiente saturo di vapore e quindi in assenza di ritiro (S) più la deformazione εc da creep puro; C – Deformazione totale (εT) dovuta alla deformazione elastica iniziale (εe), più la deformazione da creep puro (εc), più la deformazione da ritiro (S), più la deformazione da creep da essiccamento (εd).

La differenza tra la deformazione totale εT misurata nelle condizioni della Fig. 16.4C, e la somma calcolata (εe,εc, S) dei singoli contributi deformazionali prende il nome di creep da essiccamento (drying creep) e viene indicato con il simbolo εd (area punteggiata in Fig. 16.4C). La deformazione totale diventa pertanto

Ciò significa che, sotto la sollecitazione di compressione σ’ c in ambiente insaturo di vapore, l’evaporazione dell’acqua è maggiore di quella che si registra in assenza di σ’ c e che determina il ritiro S: la maggiore evaporazione dell’acqua – una sorta di “effetto spremitura” del calcestruzzo che fa perdere più acqua per la sollecitazione di compressione – comporta una maggiore deformazione addizionale (εd) che si somma agli altri contributi deformazionali. In particolare il contributo del creep totale (εcT) è dato dalla somma del creep puro (εc), e dal creep da essiccamento (εd):

La [16.4] pertanto può anche essere scritta in forma di

Per il calcolo della deformazione totale εT in una struttura esposta al ritiro (S) ed al creep (εcT) determinato dalla sollecitazione (σ’ c) applicata al tempo t0, la [16.6], tenendo conto della [16.1], diventa:

dove Et0 è il modulo elastico del calcestruzzo al tempo (t0) quando si applica la sollecitazione σ’ c . Il calcolo di S è trattato in § 15.6. Nel seguito è descritto il calcolo del creep totale (εcT), da sommare al contributo elastico (σ’ c/Et0) ed al ritiro (S), per determinare la deformazione totale (εT) igro-elastico-viscosa in qualsiasi condizione secondo la [16.7].

16.3 CALCOLO DEL CREEP

Se si applica una sollecitazione a compressione σ’ c al tempo t0 il creep totale εcT può essere espresso in funzione della sollecitazione (σ’ c):

dove σ’ c/E28 è la deformazione elastica nominale*, cioè quella deformazione elastica che si otterrebbe se σ’ c fosse applicata a 28 giorni anziché al generico tempo t0, e dove β è un coeffi ciente moltiplicativo funzione di cinque parametri gi analoghi a quelli fi presi in considerazione per il ritiro (§ 15.7):

Il creep totale (εcT), inserendo la [16.9] nella [16.8], diventa:

*σ’ c/E28 non è la vera deformazione elastica se la σ’ c è applicata, come solitamente avviene, ad un tempo t0 diverso da 28 giorni; la vera deformazione elastica, che appare nella Fig. 16.4 e nell’equazione [16.7], è σ’ c/Et0 ed è maggiore di σ’ c/E28 se t0<28 giorni poiché Et0