Il nuovo calcestruzzo – Additivi chimici
13.10 ADDITIVI FLUIDIFICANTI E SUPERFLUIDIFICANTI
Agli inizi degli anni 1970, la famiglia dei fluidificanti a base di ligninsolfonato, un residuo dell’estrazione della cellulosa dal legno (M. Collepardi, A. Marcialis, V. Solinas, “L’influenza del lignosolfonato di calcio sull’idratazione dei cementi”, Il Cemento, 70, pp. 3-14 (1973); disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifiche ⇒ Additivi per malte e calcestruzzi ⇒ Articolo N.1) fu tecnicamente sovrastata da superfluidificanti prodotti per sintesi chimica. In sostanza si potrebbe dire che le prestazioni di questi ultimi, nel seguito descritte, sono circa quattro volte più efficaci rispetto a quelle dei fluidificanti.
Tutti i superfluidificanti sono basati su polimeri idrosolubili. I primi ad essere immessi sul mercato erano basati su poli-naftalen-solfonati, PNS, o su polimelammin-
solfonati, PMS. Più recentemente verso l’ inizio del 1990 sono stati introdotti i poli-carbossilati (PC) che formano una famiglia molto vasta di nuovi polimeri tutti caratterizzati dall’assenza dei gruppi solfonici presenti nei PNS e PMS. Nella Fig. 13.13 sono mostrate le molecole di questi superfluidificanti.
Da un punto di vista prestazionale i superfluidificanti a base di PC sono capaci di fluidificare il calcestruzzo molto di più che non quelli a base di gruppi solfonici.
Fig. 13.13 – Composizione chimica dei più importanti superfluidificanti
Ma soprattutto i superfluidificanti policarbossilici conservano meglio la lavorabilità durante il trasporto in climi caldi (A. Borsoi, S. Collepardi, L. Coppola, R. Troli,
and M. Collepardi “Progressi nei superfl uidifi canti per calcestruzzi / Advances in Superplasticizers for Concrete Mixtures”, Industria Italiana del Cemento, n° 741, Marzo 1999, pp. 234-245; disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifiche ⇒ Additivi per malte e calcestruzzi ⇒ Articolo N. 81).
In linea di massima la quantità di additivo impiegata, rispetto alla massa del cemento, si aggira sull’1%. Ovviamente diminuendo o aumentando l’additivo (di solito non oltre il 2%) si riduce o si incrementa l’effetto dell’additivo. Dosaggi diversi possono essere adottati in calcestruzzo contenenti cenere volante o fumo di silice (M. Collepardi, S. Monosi, M. Valente, “Optimization of superplasticizer type and dosage in fly ash and silica fume concretes”, Third International Conference on Superplasticizers and other Chemicals in Concrete, Ottawa, Cananda, October 4-6, pp. 425-443 (1989); disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifiche ⇒ Tecnologia del calcestruzzo ⇒ Articolo N. 43).
13.11 MECCANISMI DI FLUIDIFICAZIONE
L’effetto deflocculante dell’additivo sui granuli di cemento dispersi in un mezzo acquoso è illustrato in Fig. 13.14. Una miscela di cemento molto diluita in acqua, depositata su vetro trasparente illuminato dal basso in alto con una lampada, osservata con microscopio ottico si presenta come nella foto della Fig. 13.14A: i granuli di cemento, opachi alla luce, si presentano come macchie nere, mentre la parte bianca della foto corrisponde alla presenza dell’acqua che è trasparente alla luce. Salvo pochissimi granuli, che corrispondono alle macchie puntiformi nere, la maggior parte dei granuli di cemento si presenta in forma di agglomerati di molti granuli di cemento (M. Collepardi, M. Corradi e M. Valente, “The influence of polymerization of sulfonated naphtalene condensated and its interaction with cement concrete”, Proceedings of the 2nd International Conference on Superplasticizers in Concrete, Canada Centre for Mineral and Energy Technology and American Concrete Institute, Ottawa, giugno, (1981); disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifi che ⇒ Additivi per malte e calcestruzzi ⇒ Articolo N. 18). Questo fenomeno – noto come flocculazione – deriva dall’attrazione di natura elettrostatica tra i vari granuli di cemento a seguito delle cariche elettrostatiche di segno opposto che si sono formate sulle superfici dei granuli per effetto della macinazione (e della rottura dei legami ionici presenti nei costituenti del clinker) durante il processo produttivo del cemento (§ 2.7).
Fig. 13.14 – Osservazione al microscopio ottico di una pasta di cemento flocculata (A) e dispersa (B) per la presenza di additivo superfluidificante
In presenza dei superfluidificanti, i diversi granuli sono deflocculati, cioè dispersi (Fig. 13.14B) a seguito di uno dei due possibili meccanismi:
- adsorbimento sulla superficie dei granuli di cemento delle molecole di superfluidificante e formazione di cariche elettrostatiche (zeta potential) dello stesso segno (negative) apportate dai gruppi anionici dei superfluidificanti PNS e PMS che provoca una repulsione elettrostatica tra i granuli di cemento come mostrato nella Fig. 13.15 (S. Monosi, G. Moriconi e M. Pauri e M. Collepardi, “L’influenza del rapporto acqua/cemento sull’adsorbimento dei superfluidificanti, sulla variazione potenziale zeta e sulla fluidità della pasta di cemento, Estratto da “Il Cemento”, anno 1979, n. 4 settembre/dicembre (1982); disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifiche ⇒ Additivi per malte e calcestruzzi ⇒ Articolo N. 23);
Fig. 13.15 – Deflocculazione per repulsione elettrostatica
- adsorbimento sulla superficie dei granuli di cemento delle molecole di superfluidificante PA che, grazie alla ingombrante presenza delle catene laterali, impedisce ai granuli di cemento di avvicinarsi a causa dell’impedimento sterico (steric hindrance in inglese) e di flocculare (Fig. 13.16): i gruppi carbossilici (COO¯) sono responsabili dell’adsorbimento sulla superficie dei granuli di cemento, mentre le catene laterali impediscono la collisione dei granuli di cemento e quindi la loro flocculazione.
Sono stati messi a punto anche superfluidificanti, tutti a base di polimeri policarbossilici (PC), ciascuno dei quali con una funzione specifica in relazione al loro impiego (M. Collepardi, Recenti sviluppi nel settore degli additivi per calcestruzzo Atti del Seminario CIAS “Evoluzione nella sperimentazione per le costruzioni”, 21-28 Aprile, pp. 237-258, (2007); disponibile su www.encosrl.it ⇒ Pubblicazioni scientifiche ⇒ Additivi per malte e calcestruzzi ⇒ Articolo N. 101).
Fig. 13.16 – Deflocculazione per impedimento sterico
Fig. 13.17 – Schematizzazione delle strutture molecolari dei polimeri PA e PE
I policarbossilati possono essere distinti in:
• PA (Poli-Acrilato)
• PE (Poli-Etere)
• SLCA (Slump Loss Controlling Agent).
Nella Fig. 13.17 sono mostrate schematicamente le strutture molecolari dei polimeri PA e PE: si può notare che il PA è caratterizzato dalla presenza di catene laterali a base di polimero di etilen-ossido (EO) relativamente corte; nei polimeri PE, invece, aumenta la lunghezza delle catene laterali EO responsabili della deflocculazione e diminuisce il numero dei gruppi carbossilici responsabili dell’adsorbimento del polimero sulla superficie del cemento e quindi dell’effetto fluidificante.
Fig. 13.18 – Effetto disperdente per impedimento sterico dei polimeri PA
Fig. 13.19 – Effetto disperdente per impedimento sterico dei polimeri PE
Nelle Fig. 13.18 e 13.19 sono mostrati i meccanismi di azione di un superfluidificante a base di PA e PE rispettivamente: si può vedere in Fig. 13.18 che la superficie del granulo di cemento è quasi del tutta coperta dai polimeri di PA per l’elevato numero di gruppi carbossilici COO¯ responsabili dell’adsorbimento del polimero sulla
superficie del cemento; questa situazione comporta un rallentamento iniziale nella idratazione del cemento con l’acqua. In presenza del polimero PE, invece, il numero dei gruppi carbossilici adsorbiti sulla superficie del cemento è minore (Fig. 13.19) e questa situazione comporta una maggiorevelocità iniziale nella reazione del cemento, la cui superficie è più esposta al contatto diretto con l’acqua, e conseguentemente un più rapido indurimento del calcestruzzo con PE rispetto a quello con PA (Fig. 13.20).
I risultati mostrati nella Fig. 13.20 indicano che il superfluidificante PE è più adatto nel campo della prefabbricazione dove a sole 12 ore, ed in assenza di maturazione a vapore, raggiunge valori di resistenza meccanica (20 MPa) accettabili per la sformatura. Il polimero PA, invece, presenta inizialmente un lento sviluppo della resistenza meccanica per il ritardo nella idratazione del cemento a causa dell’elevato numero di molecole adsorbite sulla superficie del cemento; tuttavia in meno di 2 giorni la prestazione meccanica del calcestruzzo con PA pareggia con quelli del calcestruzzo con PE.
Fig. 13.20 – Influenza del tipo di polimero poli-carbossilico (PE o PA) sullo sviluppo iniziale della resistenza meccanica
Fig. 13.21 – Influenza della temperatura nella perdita di lavorabilità dei calcestruzzi con PA
Un altro aspetto che contraddistingue il comportamento dei calcestruzzi con i superfluidificanti a base di PA o PE riguarda la perdita di lavorabilità (slump
loss) nella fase di trasporto e di messa in opera. Le Fig. 13.21 e 13.22 mostrano il comportamento reologico di calcestruzzi rispettivamente con superfluidificante
PA e PE. Si può osservare che il polimero PA è più efficace del PE per la migliore conservazione di lavorabilità durante il trasporto e quindi più adatto per i calcestruzzi
preconfezionati che debbono essere trasportati per 30-90 minuti dell’impianto di betonaggio al cantiere. Il polimero PE, invece, perde lavorabilità più rapidamente e pertanto è più adatto per i calcestruzzi prefabbricati che nel giro di qualche minuto dopo la miscelazione sono messi in opera.
Fig. 13.22 – Influenza della temperatura nella perdita di lavorabilità dei calcestruzzi con PE
Fig. 13.23 – Perdita di lavorabilità di calcestruzzi con superfluidificante PA, SLCA o PA+SLCA a 30°C
Se si richiede una conservazione della lavorabilità più lunga, specialmente in condizioni avverse quando la temperatura supera 20°C, è necessario ricorrere alla miscelazione dei polimeri PA o PE con il polimero SLCA. Nella Fig. 13.23 è mostrato comparativamente il comportamento reologico del calcestruzzo fresco a 30°C che anche in presenza di PA perde rapidamente lavorabilità.
Il singolare comportamento dell’additivo SLCA, che fa aumentare la lavorabilità del calcestruzzo durante le prime ore di trasporto prima di provocare la presa del conglomerato (Fig. 13.23), è spiegato con il meccanismo d’azione illustrato nella Fig. 13.24. Inizialmente l’additivo SLCA fluidifica poco perché è presente in una forma che contiene un numero limitato di gruppi carbossilici (COO¯) responsabili dell’adsorbimento dell’additivo sulla superficie dei granuli di cemento; i gruppi COO¯ sono infatti presenti in forma di COOR incapaci di essere adsorbiti e quindi di fluidificare il calcestruzzo. Nell’ambiente basico (pH=13) che si crea nell’acqua di impasto per la formazione di idrossido di calcio (CH) secondo l’equazione [3.3], il gruppo COOR si idrolizza come è mostrato in Fig. 13.24 liberando il gruppo COO¯ secondo lo schema [13.4]:
—COOR + OH¯ COO¯ + ROH [13.4]
capace di essere adsorbito sulla superficie dei granuli di cemento, favorendone la dispersione (Fig. 13.14) e quindi la fluidificazione.
Fig. 13.24 – Meccanismo di azione del polimero SLCA nella fluidificazione ritardata
L’additivo SLCA non viene in genere impiegato da solo in quanto la lavorabilità al momento del getto cambierebbe (aumentando) in funzione del tempo trascorso dal mescolamento. Si preferisce, invece, mescolare il polimero PA con una percentuale opportuna di SLCA in modo da conservare la stessa lavorabilità dell’impianto di betonaggio per un tempo sufficientemente lungo (circa 2 ore) anche in climi caldi: questo straordinario comportamento di assenza nella perdita di lavorabilità durante il trasporto è rappresentato dalla curva PA + SLCA della Fig. 13.23.
13.12 LE “TRE FACCE DI UNA STESSA MEDAGLIA”
L’impiego dei superfluidificanti ha rivoluzionato il mondo delle costruzioni in c.a. e c.a.p.. È possibile, infatti, a seconda della modalità di impiego:
• migliorare la lavorabilità (Capitolo VI) e l’affi dabilità delle strutture in opera (a pari a/c);
• aumentare Rck (Capitolo IX) e durabilità (Capitolo X) riducendo l’acqua (a) e quindi a/c (a pari lavorabilità);
• ridurre il ritiro igrometrico (Capitolo XV), il gradiente termico (Capitolo XIV) e la deformazione viscosa (Capitolo XVI) riducendo sia l’acqua (a) che il cemento (c), a pari a/c e pari lavorabilità.
A seconda del modo di impiego, il calcestruzzo con superfluidificante può presentare rispetto al corrispondente calcestruzzo privo di additivo, determinati miglioramenti prestazionali. I possibili modi di impiego sono tre: essi tra loro strettamente correlati e tutti dipendenti da un unico effetto dell’additivo sul sistema acqua-cemento. Si potrebbe dire che si tratta delle “tre facce della stessa medaglia“.
Indipendentemente dal particolare meccanismo di azione (zeta potential o steric hindrance), l’effetto deflocculante dei superfluidifi canti (§ 13.11), nei confronti degli agglomerati formati da numerosi granuli di cemento (Fig. 13.14B), può essere utilizzato in tre modi diversi (“tre facce”):
• a pari composizione del calcestruzzo (§ 13.12.1)
• con riduzione di acqua e di a/c a pari cemento e lavorabilità (§ 13.12.2)
• con riduzione di acqua e cemento a pari a/c e lavorabilità (§ 13.12.3)
13.12.1 AGGIUNTA DEL SUPERFLUIDIFICANTE A PARI COMPOSIZIONE DEL CALCESTRUZZO
Questa modalità di impiego consiste nell’aggiungere l’additivo ad una miscela cementizia (pasta, malta o calcestruzzo) senza alcuna modifica nella composizione ed in particolare del rapporto acqua-cemento (a/c). L’effetto è immediatamente visibile e consiste nell’aumento della fluidità della pasta (Fig. 13.25) o del calcestruzzo (Fig. 13.26). L’aumento di fluidità, conseguibile senza modifica del rapporto a/c, è strettamente correlabile con l’effetto disperdente (Fig. 13.14) giacché i granuli di cemento “individuali” – come sono nel sistema deflocculato di Fig. 13.14B – si muovono molto più liberamente e velocemente rispetto ai granuli del sistema flocculato (Fig. 13.14A) che si muove con più difficoltà a causa del suo maggior ingombro.
La Fig. 13.27 illustra esemplificativamente le variazioni di prestazioni nella trasformazione di un calcestruzzo a consistenza S1 (terra umida) in un calcestruzzo a consistenza superfluida S5 (slump=24 cm) a seguito dell’aggiunta di un superfluidificante (1% sul cemento) senza modifica della composizione.
Fig. 13.25 – Pasta di cemento con rapporto a/c = 0,35 in assenza (A) ed in presenza (B) di additivo superfluidificante
Il nuovo calcestruzzo – Durabilità delle strutture in calcestruzzo
11.1.1 CLASSI DI ESPOSIZIONE AMBIENTALE
Per la definizione della classe di resistenza in funzione delle condizioni ambientali (classi di esposizione), il progettista può # far riferimento alle norme UNI EN 206-1ed UNI 11104 ovvero alle “Linee Guida del Ministero dei LL.PP. sul calcestruzzo strutturale” edite dal Servizio Tecnico Centrale della Presidenza del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici.Per una valutazione della durabilità del calcestruzzo, oltre alla classe di resistenza, può essere determinata la profondità di penetrazione dell’acqua in pressione determinata accordo la UNI EN 12390-8 ed illustrata nel § 8.4.Le norme UNI-EN 206 e UNI 11104 cui si ispirano, per quanto attiene alla durabilità, le NTC, prevedono (Tabella 11.2) 6 classi di esposizione ambientale (XO, XC, XD, XS, XF ed XA), per ciascuna delle quali, ad eccezione della XO, esistono più sottoclassi.La classe di esposizione XO riguarda gli ambienti (interni di edifici molto asciutti) nei quali non esiste alcun rischio di degrado del calcestruzzo indipendentementedalla loro composizione. Si richiede, tuttavia, che lo spessore di copriferro sia almeno 15 mm per le strutture in c.a. ed almeno 20 mm per quelle in c.a.p., per evitare comunque la corrosione dei ferri di armatura.Per tutte le altre classi di esposizione, la norma UNI-EN 206 come anche le Linee Guida Ministeriali prevedono, oltre ai vincoli composizionali (a/c, dosaggio di cemento ed eventuale aria inglobata), anche un valore minimo di Rck calcolato in base al valore massimo del rapporto a/c e nella ipotesi di impiego di un cemento di classe 32.5 oppure 42.5.
#Val la pena di sottolineare che il progettista deve dichiarare la vita nominale di progetto (Tabella 11.1) ma può far riferimento alle Norme UNI o Linee Guida nel seguito illustrate o altre norme che verranno in futuro a sostituire le precedenti
11.1.2 DOSAGGIO MINIMO DI CEMENTO
Sulla necessità di adottare o meno i dosaggi minimi di cemento, in funzione della classe di esposizione (Tabelle 11.3-11.10) defi nita nella UNI EN 206-1:2006 oppure nella UNI 11104:2004, esistono alcune perplessità.
Tabella 11.2 – Classi di esposizione secondo la UNI-EN 206
In realtà, nel paragrafo 11.2.4 delle NTC l’adozione della EN UNI 206 oppure della UNI 11104 non è cogente, ma solo suggerita come “utile riferimento”: pertanto, tra le varie indicazioni riportate nelle Tabelle da 11.3 a 11.10 in funzione della classe di esposizione secondo la UNI 11104 in applicazione della UNI EN 206, il vincolo sul dosaggio di cemento può essere considerato puramente indicativo e non cogente per i seguenti motivi:1) L’acqua di impasto (a) e quindi il dosaggio di cemento (c) a pari rapporto a/c dipendono dal tipo di aggregato (alluvionale o frantumato) e dal suo diametro massimo in accordo alla regola di Lyse (Tabella 5.2); in particolare, a parità di classe di consistenza all’aumentare del diametro massimo dell’aggregato diminuisce a, e, a pari a/c, diminuisce anche c; pertanto non si può fissare un unico vincolo nel dosaggio minimo di cemento per qualsiasi dimensione di aggregato; così pure, a pari diametro massimo, passando da un aggregato frantumato ad uno alluvionale (più liscio e tondeggiante) diminuisce il contenuto di acqua per una data lavorabilità del calcestruzzo e, quindi, a pari a/c diminuisce anche c.2) Un dosaggio minimo di cemento tra 340 e 360 kg/m3 come è indicato per le classi di esposizione più aggressive (XC4, XD3, XS3, XF4, XA3) non è accettabile per strutture in calcestruzzo massive (platee di fondazione, dighe, ecc) per le quali occorre ridurre lo sviluppo di calore al fine di evitare eccessivi gradienti termici capaci di provocare fessure sulla superficie di calcestruzzo (§ 14.5); uno degli accorgimenti adottati per abbattere il calore di idratazione consiste nell’abbassare il dosaggio di cemento al di sotto dei una certa soglia per evitare gradienti termici superiori a 20-25°C tra il nucleo e la periferia di una struttura massiva; in pratica la riduzione del cemento avviene se si aumenta il diametro massimo dell’aggregato e se si impiegano additivi superfluidificanti capaci di ridurre sia l’acqua di impasto che il dosaggio di cemento a parità di tutti gli altri parametri (lavorabilità, a/c, resistenza meccanica, durabilità) come è mostrato nel § 13.12.3.3) In strutture esposte a climi molto asciutti l’evaporazione dell’acqua del calcestruzzo verso l’ambiente comporta un ritiro che – se impedito – si trasforma in sollecitazioni di trazione capaci di provocare fessure sulla superficie della struttura; anche in questo caso uno degli accorgimenti adottati per ridurre il ritiro consiste nel ridurre il dosaggio di cemento e più precisamente nell’aumentare il rapporto inerte/cemento (i/c); nella Fig. 15.8 si osserva che per un dato rapporto a/c = 0,5 in un calcestruzzo con i/c = 4 (ad esempio c = 500 kg/m3 ed i = 1600 kg/m3) il ritiro ammonta a circa 850 ? 10-6; un calcestruzzo con lo stesso rapporto a/c di 0,5, se il rapporto i/c aumenta fino a 7 (ad esempio c = 250 kg/m3 ed i = 1750 kg/m3) il ritiro diminuisce a circa 300 ? 10-6. Anche in questo caso per ridurre c (ed aumentare i) si impiega un additivosuperfluidificante e si aumenta il diametro massimo dell’aggregato.In base alle motivazioni sopra descritte si può concludere che non sempre un dosaggio minimo di cemento relativamente elevato (340-360 kg/m3) è necessario per ottenere strutture durabili. E’ infatti il rapporto a/c che determina la durabilità della struttura attraverso la riduzione della porosità capillare (Capitolo VIII) piuttosto che l’aumento di c.Questa conclusione è giustificata anche dalla UNI 11104 che nel paragrafo 5: Requisiti di base per le caratteristiche del calcestruzzo, recita: “Nel caso di calcestruzzi destinati a opere massive o di calcestruzzi speciali i requisiti prestazionali e di composizione devono essere verificati e riconsiderati nei riguardi delle classi di esposizione”.In conformità con questa impostazione le prescrizioni di tipo prestazionale (§ 28.3-28.3.1.2) non prevedono la indicazione di un dosaggio minimo di cemento.Conseguentemente anche l’elaborazione delle prescrizioni di capitolato (§ 28.4) ,elaborate con il software Easy & Quick presente nel CD allegato a questo libro, non prevedono la prescrizione di un dosaggio minimo di cemento (c).Da ultimo, ma non ultimo per importanza, nella bolla di accompagnamento alla fornitura di calcestruzzo preconfezionato sono indicati i valori della resistenzacaratteristica, della classe di esposizione, della classe di consistenza (e, talvolta, anche del tipo di cemento e del diametro massimo dell’aggregato) ma non del dosaggio di cemento. Ciò significa, in pratica, che il produttore di calcestruzzo si impegna a rispettare queste caratteristiche senza far riferimento al dosaggio minimo di cemento.La prescrizione del dosaggio di cemento è d’obbligo solo nel calcestruzzo “a composizione richiesta” (§ 28.2) quando il progettista e/o l’impresa richiedono al produttore di calcestruzzo una precisa e dettagliata composizione del conglomerato che include non solo il dosaggio del cemento ma anche i contenuti e le caratteristiche di tutte le altre materie prime: acqua, sabbia, aggregato grosso, additivo, ecc.).
11.1.3 COPRIFERRO
Accanto a valori di a/c e di Rck , desunti dalla norma UNI 11104-2004 per l’applicazione della UNI-EN 206, sono anche riportati nelle Tabelle 11.3-11.10 che seguono, gli spessori di copriferro per ogni classe di esposizione desunti dall’Eurocodice 2 (Norma UNI EN 1992-1-1).Più precisamente, la UNI EN 1992-1-1 nei prospetti 4.4N e 4.5N stabilisce lo spessore minimo dei copriferri nelle opere in c.a. e c.a.p. per una durabilità di 50 anni (Classe strutturale S4) in relazione alle classi di esposizione XC, XS e XD defi nite nella norma UNI EN 206. Per una vita nominale di progetto ovvero per una garanzia di durabilità di 50 anni, la norma indica di prendere in considerazione i copriferri indicati nei prospetti 4.4N o 4.5.N per la classe strutturale S4. Tali valori sono quelli riportati nelle Tabelle 11.3, 11.4 e 11.5.La stessa norma UNI EN 1991-1-1, al prospetto 4.3N, specifica che se la vita nominale deve essere innalzata a 100 anni i copriferri minimi saranno quelli specificati per la classe strutturale S6 negli stessi prospetti 4.4N e 4.5N. Il passaggio a questa classe corrisponde ad un incremento di 10 mm del copriferro rispetto a quello raccomandato per una vita utile di 50 anni.Val la pena di sottolineare che un copriferro di adeguato spessore, e confezionato con un calcestruzzo durabile per il basso rapporto a/c, non necessariamente assicura una struttura durabile se si formano delle fessure attraverso le quali gli agenti aggressivi ambientali (CO2, O, H2O, Cl-) possono innescare la corrosione delle armature metalliche (M. Collepardi, “Ordinary and Long Term Durability of Reinforced Concrete Structures”, Proceedings of Nagataki Symposium, pp. 87-106, Tokushima, Japan (1998); disponibile su www.encosrl.it ?Pubblicazioni scientifiche ? Tecnologia del calcestruzzo ? Articolo N. 69). Per evitare le fessure da ritiro igrometrico sul copriferro (§ 15.1) è necessario bagnare la superfi cie del calcestruzzo per un tempo tanto più lungo quanto più essiccante è l’ambiente dove sorge l’opera (Tabelle 15.1/A e 15.1/B). In alternativa a questa prolungata e costosa operazione di stagionatura umida si può applicare sulla superficie appena scasserata una membrana anti evaporante o un telo impermeabile per impedire l’evaporazione dell’acqua del calcestruzzo#.
11.2 CLASSE DI ESPOSIZIONE XC: CARBONATAZIONE
La Tabella 11.2 si riferisce alle sotto-classi di esposizione XC1, XC2, XC3 ed XC4 tutte riguardanti la corrosione delle armature metalliche promossa dalla carbonatazione per effetto dell’esposizione all’aria umida (O2 , H2O, CO2).Le condizioni più aggressive corrispondono alla classe XC4 (Fig. 11.1): queste si verificano nelle strutture esposte ciclicamente all’asciutto (ingresso nel calcestruzzodi aria secca contenente O2 e CO2) ed alla pioggia (ingresso di H2O) che sono gli ingredienti per neutralizzare la calce del conglomerato (CO2) e per alimentare l’ossidazione del ferro (O2, H2O) secondo il processo [11.1]:
Fig. 11.1 – Corrosione promossa da carbonatazione in classe di esposizione XC4
Pertanto, per far fronte alle condizioni aggressive della XC4 occorre adottare, secondo la UNI-EN 206, un rapporto a/c non superiore a 0,50 cui corrisponde una Rck di almeno 40 N/mm2 se si adotta il cemento di classe 42.5R. Ovviamente, si otterrebbero valori maggiori di Rck, con un rapporto a/c di 0,50, se si adottassero cementi di maggior classe (per esempio 52.5R, ecc.). Al contrario si dovrebbe adottare un rapporto a/c minore di 0,50 se si impiegassero i cementi di minor classe (per esempio 32.5N).Le condizioni meno aggressive (XC1) si verificano per strutture esposte all’aria in ambienti asciutti oppure in ambienti permanentemente bagnati (XC2). Infatti, la pressoché totale assenza di H2O nell’ambiente (XC1), rallenta fortemente il processo di corrosione [11.1], e pertanto, il rapporto a/c richiesto nel calcestruzzo per proteggere i ferri di armatura può essere relativamente elevato (0,60 in Tabella 11.3).Altrettanto avviene in ambienti permanentemente bagnati (XC2) per la difficoltà dell’aria (e quindi dell’O2 e della CO2) a permeare i pori del calcestruzzo sempre saturi di acqua, come si verifica nella maggior parte delle opere idrauliche.Le condizioni intermedie di aggressione per la corrosione dei ferri si verificano in ambienti moderatamente umidi (XC3) che riguardano, secondo la Tabella 11.3, a strutture esterne umide ma non a contatto diretto con la pioggia come si verifica per esempio nelle gallerie. I valori dei copriferri (Tabella 11.3) per le classi di esposizione XC2 ed XC3 sono intermedi tra quelli da adottare nelle condizioni più aggressive (XC4) ed in quelle meno severe (XC1).La Fig. 11.2 mostra schematicamente ed esemplificativamente le diverse condizioni ambientali ed i relativi vincoli composizionali (in termini di a/c) riguardanti le varie strutture che compongono una costruzione. Per ragioni pratiche, per quanto riguarda la fornitura dei calcestruzzi, è consigliabile, ovviamente, limitare a non più di due le classi di esposizione: XC4 per tutte le strutture esterne ed XC2 per quelle interne, oltre che per le fondazioni.
Tabella 11.3 – Classe di esposizione XC secondo UNI-EN 206: ed Eurocodice 2 per lo spessore di copriferro
Fig. 11.2 – Schematizzazione delle classi di esposizione X0 ed XC in un edificio
11.3 CLASSE DI ESPOSIZIONE XD: CLORURI DI ORIGINE NON MARINA
In questa classe di esposizione è inclusa la corrosione delle armature metalliche quando il calcestruzzo è esposto ad un ambiente contenente cloruri non di origine marina. In particolare, le norme europee prevedono tre distinte classi di esposizione (XD, XS ed XF) concernenti la corrosione dei ferri promossa dal cloruro. La classe XD riguarda le opere in c.a. a contatto di cloruri che non provengono da acqua marina. La classe XS (§ 11.4) concerne le opere esposte all’azione dell’acqua di mare. La classe XF (§ 11.5) riguarda una terza fonte di cloruri: quella associata ai fenomeni di gelo-disgelo e quindi alla presenza dei sali disgelanti (a base di NaCl e/o CaCl2) applicati in inverno sulle strade, autostrade, piste aeroportuali, e pavimentazioni esterne in genere.
Tabella 11.4 – Classe di esposizione XD secondo UNI-EN 206: corrosione delle armature promossa dai cloruri (esclusi quelli presenti in acqua di mare) e spessore del copriferro secondo Eurocodice 2
Il nuovo calcestruzzo – Il degrado delle strutture in calcestruzzo armato
10.2.1 CORROSIONE PROMOSSA DALLA CARBONATAZIONE.
L’aria – ed in particolare l’anidride carbonica, l’ossigeno e l’umidità in essa contenuti – può provocare la corrosione delle armature metalliche a seguito di un fenomeno denominato carbonatazione. In realtà, il ruolo dell’anidride carbonica (CO2) è quello di un complice, mentre i veri killer nei confronti dei ferri sono l’ossigeno e l’umidità contenuti nell’aria, come è mostrato nel processo [10.1].
Fig. 10.2 – Ferri nel calcestruzzo: situazione di passività (assenza di carbonatazione)
Inizialmente nel calcestruzzo si stabiliscono, per lo sviluppo di Ca(OH)2 a seguito della idratazione del cemento secondo la reazione [3.3] (§ 3.5; 3.6), condizioni di forte basicità (pH>13) particolarmente favorevoli alla buona conservazione delle armature metalliche; in queste condizioni, infatti, sul ferro si forma un film di ossido ferrico impermeabile e adesivo al substrato metallico (Fig. 10.2). In questa situazione (detta di passività) la pellicola impermeabile di ossido impedisce all’ossigeno ed all’umidità di arrivare al ferro metallico che si trova sotto il film impermeabile e pertanto impedisce la formazione di ruggine secondo lo schema del processo [10.1].Quando però la zona di calcestruzzo che protegge i ferri (copriferro) è completamente penetrata dall’anidride carbonica, la situazione cambia radicalmente.Infatti, l’anidride carbonica annulla la basicità a seguito del processo di carbonatazione che consiste nella trasformazione della calce in carbonato di calcio:
A seguito della neutralizzazione della calce, per effetto della reazione [10.2], il pH scende a valori di circa 9 ed il ferro, già a pH minori di 11, perde la sua passività (depassivazione), cioè è in grado di subire la corrosione (Fig. 10.3) secondo l’equazione [10.1]. In sostanza, il film di ossido inizialmente protettivo (per la sua impermeabilità all’ossigeno ed all’acqua) diventa poroso ed incoerente se il pH scende sotto 11 e non è più in grado di bloccare l’accesso dell’ossigeno e dell’umidità al
Fig. 10.3 – Ferri nel calcestruzzo: perdita di passività per carbonatazione di tutto il copriferro
Fig. 10.4 – Ferri nel calcestruzzo: corrosione dei ferri e copriferro fessurato
Fig. 10.5 – Struttura in calcestruzzo armato con espulsione del copriferro a seguito della formazione di ruggine (più voluminosa dell’acciaio) sulla superficie delle armature metalliche
substrato metallico (Fig. 10.4). In queste condizioni a seguito della trasformazione del ferro in ruggine (circa 6-7 volte più voluminosa del metallo) il copriferro viene prima fessurato (Fig. 10.4) e quindi espulso (Fig. 10.5).La carbonatazione, di per sé, non danneggia il calcestruzzo e neppure danneggia direttamente i ferri di armatura. Essa crea solo le condizioni favorevoli al processo di corrosione da parte dell’ossigeno e dell’umidità (M. Collepardi, R. Fratesi, G. Moriconi, C. Branca, S. Simoncini, “L’influenza della carbonatazione sulla corrosione dei ferri nel calcestruzzo armato”, Giornate AICAP’89, Napoli 4-6 maggio (1989), disponibile su www.encosrl.it ? Pubblicazioni scientifiche ? Corrosione e protezione delle armature nelle strutture in c.a. e c.a.p. ? Articolo N. 7).In altre parole, un calcestruzzo armato conservato in un ambiente di pura CO2 potrà subire una completa carbonatazione del copriferro senza, però, alcun rischio di corrosione per le armature metalliche a causa della mancanza dei prodotti (H2O, O2) che alimentano la trasformazione di ferro metallico in ruggine secondo il processo [10.1]. Ciò non toglie che la velocità con cui la CO2 penetra nel calcestruzzo sia di grande importanza nel determinare il tempo durante il quale il copriferro protegge i ferri di armatura dalla corrosione.La velocità con cui il fronte della carbonatazione avanza nel copriferro segue una legge del tipo:
dove x è lo spessore di calcestruzzo penetrato dalla CO2 al tempo t, e K è una costante che dipende dalla qualità del calcestruzzo, in particolare dal rapporto a/c oltre che dal tipo e classe di cemento, ma anche dall’UR dell’aria raggiungendo il valore massimo a circa 60-70% di UR.Lo spessore carbonatato x è determinabile spruzzando una soluzione di fenolftaleina (che cambia colore se il pH è sopra o sotto 11) sulla superficie di frattura di un provino di calcestruzzo esposto all’aria, e registrando la variazione di colore da rosso a grigio come è mostrato in Fig. 10.6 (M. Collepardi, “Analisi del calcestruzzo in laboratorio”, Atti della Conferenza: Durabilità del Calcestruzzo. Lugano, Novembre (1986), disponibile su www.encosrl.it ? Pubblicazioni scientifiche ? Degrado, durabilità e restauro delle strutture in calcestruzzo ? Articolo N.12). La zona bassa del provino – a pH >11 perché non carbonatata – si colora in rosso mentre lo spessore della zona grigia superiore – a pH <11 in quanto carbonatata – rappresenta x nell’equazione [10.3] al tempo t; facendo più determinazioni di x a tempi t diversi si può calcolare K (Tabella 10.2) dalla pendenza della retta x contro ?t (Fig. 10.7).La Fig. 10.8 mostra l’applicazione del test alla fenolftaleina in una struttura le cui armature sono immerse in un calcestruzzo carbonatato: questo tipo di test consente di stabilire lo spessore di calcestruzzo carbonatato da rimuovere e sostituire con una nuova malta in fase di restauro.
Fig. 10.6 – Carbonatazione parziale del copriferro: la parte colorata in rosso non è stata penetrata dalla CO2
Tabella 10.2 – Valori esemplifi cativi di K per la carbonatazione in funzione del rapporto a/c in un calcestruzzo con cemento CEM IIA-L 32.5N, con UR = 65%
Fig. 10.7 – Spessore di calcestruzzo penetrato dalla CO2 (x) in funzione del tempo (t) di esposizione all’aria, con cemento CEM IIA-L 32.5N e con UR = 65%
Fig. 10.8 – Applicazione del test alla fenolfraleina sulla struttura in sito
Come ci si può difendere dalla corrosione promossa dalla carbonatazione? Sostanzialmente con due accorgimenti:a) ridurre il rapporto a/c, perché questa riduzione rende la matrice cementizia meno porosa (§ 8.5), più compatta e quindi meno penetrabile tanto dal complice (CO2) quanto dai due killer (O2 e H2O);b) aumentare lo spessore del copriferro;c) impiegare acciaio zincato più resistente alla corrosione da carbonatazione (R. Fratesi, G. Moriconi, L. Coppola, “The Infl uence of Steel Galvanization onRebars Behaviour in Concrete”, Proceedings of the “Fourth International Symposium on Corrosion of Reinforcement in Concrete Contruction”, pp. 630-641, Cambridge, U.K., Luglio (1996), disponibile su www.encosrl.it ? Pubblicazioni scientifiche ? Corrosione e protezione delle armature nelle strutture in c.a. e c.a.p.? Articolo N.16).I primi due accorgimenti trovano un riscontro quantitativo nelle normative attraverso l’imposizione di un vincolo, sia sul rapporto a/c sia sullo spessore di copriferro, come verrà mostrato più avanti (§ 11.2).Ci si potrebbe chiedere se nei calcestruzzi con parziale sostituzione del cemento Portland da parte di materiali pozzolanici o loppa -dove per effetto della reazione [3.4] è presente una minore quantità di calce (§ 3.6)- la velocità per neutralizzare la calce con il processo di carbonatazione aumenti rispetto ai corrispondenti calcestruzzi senza pozzolana o loppa. I risultati sperimentali indicano che la velocità di carbonatazione non cambia se si sostituisce parte del cemento Portland con cenere volante o loppa purché il confronto sia fatto tra calcestruzzi di pari resistenza meccanica (M. Collepardi, S. Collepardi, J.J. Ogoumah Olagot, F. Simonelli, “The infl uence of slag and fl y ash on the carbonation of concrete”, Proceedings of the CANMET-ACI International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans, Las Vegas, USA, 2004, pp. 495- 506, disponibile su www.encosrl.it ? Pubblicazioni scientifi che ? Aggiunte Minerali per malte e calcestruzzi ? articolo N. 20; A. Borsoi, J.J. OgoumahOlagot, F. Simonelli e R. Troli; “ Infl uenza della resistenza meccanica del calcestruzzo sulla carbonatazione”, Enco Journal N.42, Settembre 2008, disponibilesu www.enco-journal.com ? Gli ultimi numeri ? Enco Journal N. 42).I risultati mostrati nella Tabella 10.3 mostrano la penetrazione dell’anidride carbonica in calcestruzzi con o senza sostituzione del cemento Portland da parte di cenere volante (25 %) o loppa (15-50%) di pari resistenza meccanica (compresa nell’intervallo di 40-45 MPa) esposti all’aria fi no a 360 giorni. In tutti i calcestruzzi la penetrazione, che è trascurabile a 1 mese (0.0-0.5 mm), raggiunge un valore compreso tra 5 e 7 mm dopo 1 anno. Questi risultati appaiono plausibili perché una pari resistenza meccanica dei calcestruzzi è sintomo di una pari porosità capillare della pasta cementizia (§ 8. 2) e quindi di una pari permeabilità (§ 8.4) dell’anidride carbonica nella matrice cementizia.
Tabella 10.3 – Carbonatazione di calcestruzzi con e senza cenere volante o loppa di pari resistenza meccanica a 28 giorni (Rcm28)
10.2.1.1 CALCOLO DELLA CARBONATAZIONE A LUNGO TERMINE
La velocità di carbonatazione è molto condizionata dalla umidità relativa (UR) ambientale: la carbonatazione procede molto lentamente in ambienti saturi di umidità con UR prossima a 100% o molto asciutti (UR < 20 %); la massima velocità di carbonatazione avviene in ambienti con UR tra 65% e 85% (P. Pedeferri e L.Bertolini, La durabilità del calcestruzzo armato”, Mc Graw Hill Italia, Milano, 2005). La variazione di UR durante l’esposizione delle strutture in calcestruzzo all’aria rende molto difficile prevedere la penetrazione di carbonatazione a causa della difficoltà a conoscere la “storia igrometrica” ambientale con UR variabile in funzione degli eventi atmosferici. In altre parole, la linearità della curva x contro t che appare nella equazione [10.3] e nei grafi ci della Fig. 10.7 si verifica solo in provini di calcestruzzo esposti in laboratorio con UR costante.Tuttavia, anche con questa limitazione, l’equazione [10.3] consente di prevedere con buona approssimazione quando il fronte della carbonatazione raggiungerà i ferri di armatura dopo aver penetrato interamente il copriferro di una struttura in calcestruzzo esposto all’aria in condizioni igrometriche variabili. Si supponga, per esempio, che attraverso la misura in situ mostrata in Fig. 10.8, si determini uno spessore di carbonatazione di 15 mm dopo 10 anni dalla costruzione dell’opera in calcestruzzo armato che presenta un copriferro di 25 mm come (Fig. 10.6). Sebbene non sia dato di conoscere la UR e la sua variazione nei primi 10 anni di vita di servizio della struttura, si può calcolare il coefficiente “medio“ di carbonatazione K che si è di fatto instaurato nell’arco della esposizione per 10 anni della struttura all’aria mediante l’equazione [10.3]:
x = K • ?t ? K = x/ ?t = 15 ?10 = 5 mm•anno-1/2
Quindi, anche ammettendo che la UR non sia rimasta costante durante i primi 10 anni di esposizione del calcestruzzo all’aria, in relazione alle variabili condizioniclimatiche ambientali, si può assumere che nel caso specifico il valore “medio” di K è eguale a 5 mm•anno-1/2. Inoltre, si può ragionevolmente assumere che nel restante periodo di esposizione all’aria, necessario per carbonatare tutto lo spessore di copriferro (25 mm), le condizioni igrometriche ambientali, ancorché variabili, saranno mediamente variabili come quelle dei primi 10 anni di vita di esercizio. Secondo questa ragionevole ipotesi, il K “medio” nel restante periodo per arrivare a carbonatare tutto il copriferro, si manterrà sullo stesso valore di 5 mm•?anno-1/2 registrato nei primi 10 anni. Con questa ipotesi il tempo t per carbonatare completamente il copriferro di 25 mm secondo la [10.3] sarà:
x = K•? t = 25 = 5? t ? t = (x/K)2 = (25/5)2 = 25 anni
Pertanto, tenendo conto che sono già trascorsi 10 anni per carbonatare i primi 15 mm di copriferro, il tempo residuo perché il fronte della carbonatazione arrivi ai ferri di armatura è di 25-10 = 15 anni.
Questa informazione, deducibile con una semplice rilevazione della carbonatazione del copriferro dopo un tempo noto dalla costruzione dell’opera, consente di stabilire razionalmente il tempo ancora a disposizione (nell’esempio specifico 15 anni) per intervenire con una eventuale azione di restauro prima che il fronte della carbonatazione raggiunga il copriferro, e quindi prima che l’armatura metallica sia depassivata (Fig. 10.3) con conseguente rischio di corrosione (Fig. 10.4). L’intervento di restauro (M.Collepardi, M.Corradi, S.M. Guella “Proprietà degli impasti cementizi per il consolidamento ed il ripristino strutturale di costruzioni ammalorate”, Atti delle Giornate AICAP, Venezia 1977, Pubblicato sul Notiziario AICAP pg.11,1978, disponibile su www.encosrl.it ? Pubblicazioni scientifiche ? Degrado, curabilità e restauro delle strutture in calcestruzzo ? Articolo N. 6) potrà consistere nella rimozione del copriferro completamente o parzialmente carbonatato e nel ripristino della condizione dipassività con l’applicazione di una malta in sostituzione del copriferro rimosso; in alternativa, prima che sia trascorsi 15 anni, si potrà proteggere la superficie della struttura in calcestruzzo con un rivestimento impermeabile all’aria e quindi alla CO2 , oltre che all’ossigeno e all’acqua.
Il nuovo calcestruzzo – La resistenza meccanica
9.3 RESISTENZA MECCANICA A COMPRESSIONE DEL CALCESTRUZZO
Secondo l’equazione di Powers [8.4], la resistenza meccanica a compressione di una pasta di cemento dipende, a parità di temperatura, da a/c e da ? (Fig. 9.1). Tuttavia, da un punto di vista pratico interessa di più la resistenza meccanica del calcestruzzo che è il vero materiale da costruzione. Inoltre, è dif?cile determinare il valore di ? in un sistema più complesso come il calcestruzzo.Pertanto i gra? ci delle Figure 9.2-9.7, che sono riferiti alla Rc del calcestruzzo, vengono espressi in funzione di a/c, del tempo di stagionatura (solitamente 1-3-7-28 giorni) e della classe di resistenza del cemento. Val la pena di ricordare (§ 8.2) che il tempo di stagionatura e la classe di resistenza del cemento in?uenzano, entrambi, il grado di idratazione ?. Nelle Figure 9.2-9.7 vengono mostrate le resistenze meccaniche a compressione (Rc ) per i calcestruzzi confezionati con cementi di classe da 32.5N a 52.5R, misurate alle varie stagionature (da 1 a 28 giorni) alla temperatura di 20°C.
Fig. 9.1 – In?uenza del rapporto a/c sulla resistenza meccanica a compressione (Rc) della pasta di cemento secondo PowersLe correlazioni Rc – a/c delle Figure 9.2-9.7 si riferiscono, come avviene in pratica per la misura di resistenza sui provini di calcestruzzo, a conglomerati sottoposti a compattazione a ri?uto, cioè con il massimo grado di compattazione possibile, cioè con gc=1 (§ 6.5). Infatti, in assenza di questa precisa prescrizione, il risultato potrebbe essere in?uenzato, in modo signi?cativo ma aleatorio, dal grado di compattazione, cioè dalla presenza di macrovuoti (§ 8.1) residui nel calcestruzzo per difetto di costipazione (aria intrappolata). In altre parole, due operatori che costipassero in modo diverso il calcestruzzo fresco otterrebbero risultati diversi nella resistenza meccanica e più bassi dove è minore il grado di compattazione, cioè dove è maggiore il volume di aria intrappolata. Rimane il fatto, ovviamente, che la resistenza meccanica del calcestruzzo in opera potrà risultare tanto inferiore a quella del provino quanto minore è il grado di compattazione del calcestruzzo in opera rispetto a quella del calcestruzzo nel provino. Per ridurre questa differenza occorre impiegare calcestruzzi di maggior classe di consistenza cioè più lavorabili grazie all’impiego di additivi super?uidi?canti (§ 13.12.1) e quindi meno dipendenti dalla cura adottata nel compattare il calcestruzzo (§ 6.5).
Fig. 9.2 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 32.5NFig. 9.3 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 32.5R
Fig. 9.4 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 42.5NFig. 9.5 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 42.5R 
Fig. 9.6 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 52.5NFig. 9.7 – Resistenza a compressione in funzione del rapporto a/c a diverse stagionature per i cementi di classe 52.5RAnche l’aria inglobata, pari a 4-6% in volume del calcestruzzo, cioè quella in forma di microbolle (Fig. 8.3) generate da un additivo aerante intenzionalmente aggiunto per produrre calcestruzzi resistenti al ghiaccio (§ 13.4), può provocare una diminuzione di resistenza meccanica che può essere prevista assumendo un calo di Rc di circa il 20% nel calcestruzzo con additivo aerante rispetto a quello privo di additivo aerante (Fig. 9.8): a parità di Rc richiesta (per es. 43,5 MPa) il rapporto a/c, che per un calcestruzzo senza aerante potrebbe essere 0,55, viene ridotto a 0,48 (Fig. 9.8) per compensare la caduta di resistenza provocata dalle microbolle di aria. In altre parole, non esiste alcun problema pratico nel prescrivere e produrre un calcestruzzo con una determinata Rc e resistente ai cicli di gelo-disgelo (e quindi con microbolle d’aria) purché si riduca adeguatamente il rapporto a/c come mostrato in Fig. 9.8.
9.4 RESISTENZA CARATTERISTICA (Rck)
Nelle Norme Tecniche per le Costruzioni emanate con il DM del 14 Gennaio 2008 (Appendice IV), è esplicitamente evidenziato che il Direttore dei Lavori deve procedere al prelievo dei campioni necessari per le prove di accettazione da eseguire in un laboratorio autorizzato dal Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti. Il prelievo dei provini deve essere eseguito dal Direttore dei Lavori o da un tecnico di sua ?ducia.
Fig. 9.8 – Resistenza a compressione a 28 giorni per calcestruzzi confezionati con CEM 42.5R in assenza ed in presenza di additivo aeranteLe prove di accettazione consistono nella misura della resistenza caratteristica Rck . Infatti, in ottemperanza alla legge N° 1086 del 1971 sui calcestruzzi armati (c.a.) e precompressi (c.a.p.), fu introdotto in Italia il concetto di resistenza caratteristica (Rck) in luogo di una generica resistenza a compressione mediata dai valori dei singoli prelievi tutti riferiti a 28 giorni*:Rcm28 = ? Rci28/ndove Rci28 è il valore di resistenza meccanica a compressione, a 28 giorni ottenuta nel prelievo iesimo (media di due provini) maturato in condizioni standard (a 20°C con UR ? 95%), ed Rcm28 è il valore medio a 28 giorni. Il valore di Rcm28 è riportato nei gra? ci delle Figure 9.2 – 9.7 sulle curve “28 giorni”.*. Se si impiegano provini cilindrici i simboli adottati diventano fcm28 ed fck in luogo di Rcm28 ed Rck.Con l’avvento della legge N° 1086, occorre far riferimento non più alla Rcm28 ma ad una resistenza caratteristica (Rck), più bassa, ottenuta penalizzando di un certo valore (K?s) il valore di Rcm28 :Rck = Rcm28 * K * sdove K è un valore ?ssato dal Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti nelle Norme Tecniche per le Costruzioni (Appendice IV) e vale 1,4 ed s è lo scarto quadratico medio così calcolato:s = ? [ ? (Rcm28 – Rci28)² / (n-1)]La differenza (Rcm28 – Rci28) rappresenta lo scarto tra valor medio e valore individuale nel prelievo iesimo. In una produzione di calcestruzzo dove tutti i prelievi fossero tra loro coincidenti (e quindi anche eguali al valor medio) il valore di s nell’equazione [9.4] si annullerebbe ed il valore di Rck calcolato con la [9.3] coinciderebbe con Rcm28: in altre parole non ci sarebbe alcuna penalizzazione; in realtà s assume valori di circa 2-3 MPa in laboratorio (dove pure è possibile lavorare con buona riproducibilità di risultati da un impasto all’altro), di circa 3-4 MPa in una centrale di betonaggio che esercita un buon controllo di qualità soprattutto sull’umidità degli inerti (§ 4.4), e di circa 5-7 MPa in una centrale da media a mediocre nel controllo della qualità.Appare evidente che quanto migliore è il controllo in fase produttiva, tanto minore è lo scarto quadratico medio s dell’equazione [9.4] e tanto minore è la penalizzazione K?s nell’equazione [9.3] che occorre adottare per il calcolo della Rck. In pratica, un produttore di calcestruzzo, ?ssata una certa Rck in base al progetto strutturale dell’opera, e noto il valore di s della speci?ca centrale dibetonaggio dove il calcestruzzo verrà prodotto, si pone come obiettivo il raggiungimento di una Rcm28 in grado di soddisfare la disequazione [9.5]:Rcm28 > Rck + (K*s)In altre parole se il valore di s su un impianto produttivo è di 5 MPa, a fronte di una richiesta del progettista di Rck = 25 MPa occorre garantire almeno una Rcm28 di 25 + 1,4 · 5 = 32 MPa. Ovviamente valori maggiori di 32 MPa per Rcm28 soddisfano ancor meglio la disequazione [9.5].A maggior garanzia della sicurezza dell’opera è richiesto anche che il minimo valore di resistenza meccanica (Rcmin28) tra tutti i singoli prelievi (Rci28) debba soddisfare la disequazione [9.6]:Rcmin28 > Rck – 3,5 MPaCiò significa che per un dato valore di Rck (per es. 25 MPa) nessun prelievo dovrà risultare minore di 21,5 MPa in base alla disequazione [9.6]. Se ciò dovesse avvenire (per es. Rcmin28 = 16,5 MPa) la Rck dovrà essere declassata da 25 MPa a 20 MPa per soddisfare oltre alla disequazione [9.5] anche la disequazione [9.6]. Ciò comporterà ovviamente che, a fronte di una Rck più bassa (20 contro 25 MPa) il progettista si esprima sulla opportunità o meno di provvedere a lavori supplementari sull’opera per compensare la riduzione di Rck o addirittura di abbattere la struttura in caso di gravi deficienze strutturali per la minor classe di resistenza del calcestruzzo. In ogni caso, l’impresa potrà avvalersi di uno sconto sulla fornitura del calcestruzzo preconfezionato a seguito del declassamento del materiale, oltre ad attribuire al fornitore le eventuali spese di consolidamento o di rifacimento della struttura.La disequazione [9.5] prevede due applicazioni che vanno sotto il nome di controllo di tipo A e controllo di tipo B. Secondo le Norme Tecniche per le Costruzioni del DM del 14 Gennaio 2008 il controllo di tipo A può essere adottato solo per opere con un volume di calcestruzzo omogeneo non superiore a 1500 m3. Se il controllo è di tipo A, indipendentemente dal valore dello scarto quadratico medio (s), si assume che il valore di K • s sia eguale a 3,5 MPa e la [9.5] diventa:Rc28 > Rck + 3,5 MPaIl controllo di tipo A può essere applicato solo se il volume di calcestruzzo omogeneo di un’opera non superi 1500 m3 di calcestruzzo e, per il controllo della Rck , si richiede almeno un prelievo ogni 100 m3 di calcestruzzo e/o per giorno di getto. Vale inoltre la disequazione [9.6] per quanto attiene il valore minimo di resistenza (Rcmin28).Il controllo statistico di tipo B può essere applicato indipendentemente dal volume di calcestruzzo ma diventa obbligatorio se il volume supera 1500 m3. Anche per questo tipo di controllo il valore minimo della resistenza non deve essere inferiore al valore caratteristico per più di 3,5 MPa secondo la disequazione [9.6].Nell’Appendice III è mostrato a titolo di esempio come si calcola Rck secondo il tipo di controllo A oppure B.Nel DM del 14/01/2008 (Appendice IV) sono previste classi di resistenze Cfck/Rck variabili da C8/10 fino a C90/105 (Tabella 9.1) dove fck è la resistenza caratteristica misurata su provini cilindrici (rapporto altezza/diametro = 2) ed Rck è determinata su provini cubici. Nella Tabella 9.2 sono mostrati i valori della classe di resistenza Cfck/Rck minima in funzione della destinazione.Per strutture progettate con classi di resistenza superiori a C45/55, la resistenza caratteristica e tutte le grandezze meccaniche e fisiche che hanno influenza sulla resistenza e durabilità del conglomerato devono essere accertate prima dell’inizio dei lavori tramite un’apposita sperimentazione preventiva e la produzione deve seguire specifiche procedure per il controllo di qualità.Per strutture in calcestruzzo armato o precompresso con classe di resistenza superiore a C(70/85) occorre l’autorizzazione del Servizio Tecnico Centrale su parere del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici (Tabella IV/2 nell’Appendice IV, Paragrafo E). Secondo il DM del 14 Gennaio del 2008 nelle Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC) sono previsti tre tipi di Rck che verranno esaminati in dettaglio nel paragrafo G2 dell’Appendice IV:• la resistenza caratteristica “progettuale” (Rck prog) indica quella indicata nel progetto;• la resistenza caratteristica “potenziale” (Rck pot) indica la resistenza caratteristica determinata sui provini cubici prelevati in corso d’opera per il controllo di accettazione della fornitura del calcestruzzo e sottoposti a completa compattazione con gc = 1 (§ 6.5) e stagionati a umido per 28 giorni (§ 15.3);• la resistenza caratteristica “strutturale” (Rck strutt ) indica la resistenza caratteristica (cubica*) del calcestruzzo dentro la struttura messa in opera determinata dal DL o dal Collaudatore per schiacciamento delle carote o mediante prove non distruttive (Capitolo XXVI).Secondo il § 11.2.5 delle NTC perché il calcestruzzo fornito sia accettabile occorre che la sua resistenza caratteristica sia almeno eguale a quella prescritto dal Progettista e sia quindi rispettata la seguente condizione:Rck pot ? Rck prog [9.8]Inoltre, poiché il calcestruzzo messo in opera non può essere completamente compattato e accuratamente stagionato come i provini destinati alla determinazione della Rck pot si ammette che la Rck strutt sia inferiore a quella prescritta nel progetto (Rck prog). Tuttavia non è tollerato che la Rck strutt sia inferiore dell’85% della Rck prog :Rck strutt ? 0,85 • Rck prog [9.9]Per fare solo un esempio, se la resistenza caratteristica prescritta nel progetto (Rck prog) è 30 MPa, secondo la [9.9] deve essere garantita una resistenza caratteristica cubica delle carote estratte dalla struttura di almeno 0,85 • 30 = 25,5 MPa. Questa condizione, determinata dalle NTC del 2008 comporta che l’Impresa non ri-aggiunga acqua al calcestruzzo giunto sul cantiere (§ 5.4), checompatti il calcestruzzo fresco con un grado di compattazione (gc) che non sia inferiore a 0,97 (§ 6.5), e che protegga la superficie della struttura scasserata per evitare un arresto del processo di idratazione dovuto all’evaporazione dell’acqua (§ 15.3). Per l’Impresa si tratta in sostanza di rispettare le regole del ben costruire, non genericamente definite “a regola d’arte”, ma quantificate matematicamente con l’equazione [9.9] controllate in corso d’opera dal Direttore dei Lavori e verificate al termine della costruzione dal Collaudatore. Per approfondire questo argomento si legga l’Appendice IV.9.5 RESISTENZA MECCANICA A FLESSIONE ED A TRAZIONELa resistenza meccanica a flessione ed a trazione dipendono, oltre che dal rapporto a/c e dal grado di idratazione ? (quindi dal tempo e dalla classe di resistenza del cemento), anche dal tipo di inerte che gioca invece un ruolo meno importante nella resistenza a compressione. Nella Fig. 9.9 è mostrato, esemplificativamente per un cemento CEM 42.5R ed al tempo di 28 giorni, la dipendenza di Rf (valore medio) in funzione di a/c per calcestruzzi confezionati con inerte alluvionale (tondeggiante e liscio) o con inerte di frantumazione, irregolare e ruvido (§ 4.1).Come si può notare, la Fig. 9.9 mostra due distinte curve di correlazione Rf – a/c a seconda dell’inerte impiegato, mentre nella Fig. 9.10 è mostrata un’unica curva di correlazione tra Rcm28 ed a/c indipendentemente dall’inerte impiegato. Si può osservare che, a parità di a/c, il calcestruzzo presenta una maggiore Rf se l’inerte è di forma irregolare e di tessitura ruvida (cioè frantumato).
Il nuovo calcestruzzo – La porosità capillare
8.3 POROSITÀ CAPILLARE E MODULO ELASTICO
Al pari della resistenza meccanica anche il modulo elastico (§ 9.7) è influenzato dalla porosità capillare attraverso un’equazione del tutto analoga alla [8.2] con un valore per la costante K ovviamente diverso.
Tabella 8.1 – Tempo di stagionatura umida richiesto per la impermeabilizzazione del calcestruzzo in relazione al rapporto a/c
8.4 POROSITÀ CAPILLARE E PERMEABILITÀ
La permeabilità di un fluido attraverso un solido poroso diventa possibile solo se i pori sono tra loro connessi (porosità continua). Nel caso del calcestruzzo, la porosità discontinua, e quindi l’impermeabilità all’acqua, è assicurata solo al di sotto di una certa soglia della porosità capillare: questa corrisponde, per ogni determinato valore di a/c, ad un certo grado di idratazione ? raggiungibile dopo un determinato tempo di stagionatura (Tabella 8.1).I dati della Tabella 8.1 indicano che più elevato è a/c, più lungo deve essere il tempo di stagionatura (e quindi maggiore il grado di idratazione ?) perché il calcestruzzo diventi impermeabile: per esempio, con a/c di 0,55 occorrono 28 giorni di stagionatura umida per conseguire l’impermeabilità del calcestruzzo; se però si adotta un rapporto acqua-cemento di 0,45, è sufficiente appena una settimana per raggiungere lo stesso obiettivo; d’altra parte con a/c molto elevato (> 0,70) non è mai possibile conseguire l’impermeabilità del calcestruzzo.Da un punto di vista pratico la situazione di impermeabilità viene valutata sottoponendo un provino prismatico di calcestruzzo ad acqua sotto pressione per 3 giorni a 5 bar (Fig. 8.6): il calcestruzzo è considerato impermeabile se l’acqua non ha penetrato il materiale per più di 20 mm (Fig. 8.7) per effetto del conseguimento della porosità discontinua (UNI EN 12390-8).
Fig. 8.6 – Prova di permeabilità all’acqua in base alla UNI EN 12390/8
Fig. 8.7 – Provino di calcestruzzo penetrato dall’acqua per 10 mm a seguito della prova UNI EN 12390/8
8.5 POROSITÀ CAPILLARE E DURABILITÀ
Anche la durabilità è fortemente influenzata dalla porosità capillare oltre che dagli altri tipi di porosità (M. Collepardi, S. Monosi, “Low porosity and early durability of concrete”, RILEM 1st International Congress, Vol. One, pp. 9-16, September, (1987); disponibile su www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Tecnologia del Calcestruzzo -> Articolo N. 32).La durabilità dipende in generale dalla porosità; tuttavia la relazione tra le due grandezze è funzione del tipo di porosità. In linea di massima si può affermare che la porosità continua nuoce alla durabilità, mentre quella discontinua, purché distribuita in una matrice densa e poco porosa, è ininfluente o giova alla durabilità.Per esempio, i macrovuoti (Fig. 8.1) dovuti a difetti di compattazione del calcestruzzo fresco potrebbero collegare i ferri di armatura con l’ambiente esterno e costituiscono, pertanto, un sistema di pori altamente pericolosi per l’integrità della struttura.Un altro tipo di porosità continua capace di favorire l’accesso di agenti ambientali aggressivi (aria, umidità, cloruri, ecc.) è costituita dalla porosità capillare (Fig. 8.4). Per un calcestruzzo ben compattato, e quindi privo di macrovuoti, la durabilità del calcestruzzo nei confronti di un ambiente aggressivo può essere migliorata riducendo il volume Vp della porosità capillare per ostacolare la penetrazione dell’acqua, e quindi impedire l’ingresso degli agenti aggressivi all’interno del calcestruzzo veicolati dall’acqua. Da un punto di vista pratico, il volume della porosità capillare viene ridotto – equazione [8.1] – riducendo a/c, come appare chiaramente in tutte le raccomandazioni sulla durabilità (Capitolo XI), e garantendo un minimo di stagionatura umida (3-7 giorni) per assicurare un livello accettabile del grado di idratazione (§ 8.2).Un tipo di porosità indifferente alla durabilità del calcestruzzo è costituito dal sistema di pori contenuti all’interno degli inerti leggeri (Fig. 8.2): in questo caso la durabilità della struttura non risente minimamente della porosità degli aggregati, giacché l’ingresso degli agenti aggressivi, dall’ambiente all’interno del calcestruzzo, è governato dalla porosità capillare e dai macrovuoti (perinsufficiente compattazione) distribuiti nella matrice cementizia che avvolge gli aggregati.Una porosità altamente benefica alla durabilità del calcestruzzo è rappresentata dalle microbolle d’aria (Fig. 8.3) non collegate tra loro, cioè disperse discontinuamente in una matrice cementizia con bassa porosità capillare. La presenza di microbolle di aria inglobata (grazie alla presenza di agenti aeranti capaci di modificare la tensione superficiale dell’acqua: § 13.4) è da tempo riconosciuta come essenziale alla produzione di calcestruzzi durabili esposti in servizio ai cicli di gelo-disgelo (§ 10.5). Infatti, l’acqua contenuta nei pori capillari, e non ancora congelata, è sospinta nelle microbolle d’aria con allentamento delle tensioni che insorgono quando si forma il ghiaccio con aumento di volume rispetto all’acqua liquida.In assenza delle microbolle d’aria, l’acqua dei pori capillari non ancora congelata è sospinta da una pressione idraulica che insorge per l’aumento di volume che accompagna la formazione dei primi cristalli di ghiaccio (§ 10.5). Affinché le microbolle d’aria possano effettivamente allentare le tensioni insorte per la formazione del ghiaccio, è necessario che non siano molto distanti tra loro: la reciproca distanza (spacing) non deve superare 300-400 ?m (Fig. 10.23).Per concludere, un sistema di vuoti favorevole ad un calcestruzzo mediamente durabile è rappresentato da una matrice cementizia con una porosità capillare discontinua e quindi impermeabile (tipicamente raggiungibile dopo 1 mese di stagionatura con a/c =0,55) nella quale siano disposte microbolle d’aria (100-300 ?m) ben spaziate tra loro con una distanza di circa 300 ?m (Fig. 8.3). Negli ambienti più aggressivi dovuti alla presenza di acqua di mare, di sali disgelanti, di terreni solfatici, ecc. (Capitolo X) è necessario adottare rapporto a/c più bassi (0,45-0,50) per assicurare la durabilità delle strutture in calcestruzzo armato (Capitolo XI).
Bibliografi a consigliata:
• Mario Collepardi; “Scienza e Tecnologia del Calcestruzzo”; Terza Edizione; Hoepli; Milano; 1991• P.K. Metha and P. Monteiro; “Concrete Structure, Properties, and Materials”; Second Edition; Prentice-Hall; Englewood Cliffs; New Jersey; USA; 1993• Adam Neville; “Properties of Concrete”; Fourth Edition; Longman Group Limited; Harlow Essex; England; 1995
Il nuovo calcestruzzo – Il bleeding nel calcestruzzo
Si è già accennato, nella parte introduttiva di questo capitolo, alla manifestazione del bleeding nelle pavimentazioni in calcestruzzo. Ma il bleeding comporta alcuni inconvenienti anche in altre tipologie costruttive: riprese di getto, aderenza e protezione dei ferri nelle opere armate, riduzione del giunto adesivo tra pasta di cemento ed aggregati lapidei.
7.4.1 IL BLEEDING NEI PAVIMENTI IN CALCESTRUZZO
La raccolta d’acqua sulla superfi cie a vista di un pavimento comporta l’instaurarsi di un rapporto acqua/cemento eccessivo – e quindi di una bassa prestazione meccanica – proprio sulla parte del manufatto maggiormente esposta alle sollecitazioni meccaniche, fisiche e chimiche in servizio: abrasioni, urti, esposizione agli agenti atmosferici (pioggia, aria, ghiaccio, ecc.)Questa considerazione ha portato in passato all’impiego di calcestruzzi asciutti per la produzione dei pavimenti proprio per prevenire alla radice il fenomeno del bleeding. Successivamente, a metà degli anni ‘50 si è sviluppata la tecnologia dei getti in calcestruzzo fluido (molto più semplice da mettere in opera) rinforzati superficialmente con uno “spolvero” contenente cemento e quarzo (oanche corindone o limatura di ferro) asciutti. L’applicazione dello “spolvero”, ed in particolare del cemento, sulla superficie del calcestruzzo in fase di presa ma non ancora indurito, ha proprio la funzione di rimediare agli inconvenienti provocati dal bleeding. L’apporto di cemento ristabilisce (proprio sulla superficie del pavimento) un rapporto acqua/cemento più basso ed elimina, quindi, gli inconvenienti connessi con le scarse prestazioni meccaniche e di inadeguata durabilità provocate dal bleeding sulla superficie del pavimento. D’altra parte, la presenza di un inerte rigido (come il quarzo ed il corindone) o duttile (come il ferro) rende lo strato corticale resistente rispettivamente all’abrasione o all’urto.La corretta applicazione dello “spolvero” richiede, però, che esso venga incorporato monoliticamente al sottostante getto in calcestruzzo. Questo risultato viene conseguito mediante frattazzatura meccanica dello strato superficiale dopo l’applicazione dello “spolvero” entro un intervallo di tempo critico: infatti, se la frattazzatura viene eseguita tardivamente, quando il substrato in calcestruzzo è ormai indurito, si rischia di non poter incorporare monoliticamente lo “spolvero” superficiale al calcestruzzo; se, d’altra parte, lo “spolvero” viene applicato e frattazzato prematuramente, quando il bleeding non si è ancora esaurito, la risalita d’acqua viene bloccata al di sotto dello strato corticale densificato per effetto della frattazzatura. Ciò provoca la formazione di una sorta di lente d’acqua – più o meno diffusa – al di sotto dello strato di “spolvero” indurito (Fig. 7.5). Con il tempo, a seguito dell’evaporazione o dell’assorbimento dell’acqua da parte del circostante materiale, si viene a creare un vuoto proprio al di sotto dello strato densificato superficiale che risulta così destinato al distacco (“scartellamento” dello spolvero), come è mostrato in Fig. 7.6.
Fig. 7.5 – Risalita di acqua che rimane intrappolata al di sotto dello strato corticale per l’applicazione prematura dello “spolvero”
Fig. 7.6 – Scartellamento dello strato corticale di un pavimento (a sinistra) a causa di una prematura applicazione dello spolvero su un calcestruzzo ancora in fase di bleedingIn caso di gelate immediatamente successive all’applicazione dello “spolvero”, l’acqua di bleeding bloccata sotto lo strato corticale densificato può ghiacciare ed espandere provocando la distruzione del pavimento in superficie.
7.4.2 IL BLEEDING E L’ADESIONE FERRO-CALCESTRUZZO
L’acqua che risale per effetto del bleeding può trovare lungo il suo cammino verticale una serie di ostacoli: i ferri di armatura e gli aggregati lapidei. In particolare, se parte dell’acqua di bleeding rimane intrappolata al di sotto dei ferri di armatura disposti ortogonalmente rispetto alla direzione di risalita, si riduce la superficie di contatto tra ferri di armatura e calcestruzzo (Fig. 7.7). In seguito, per l’evaporazione e la migrazione di quest’acqua, si crea di fatto un vuoto che corre lungo i ferri disposti orizzontalmente. Conseguentemente, sia l’aderenza tra ferro e calcestruzzo può essere ridotta, sia la protezione dalla corrosione delle armature metalliche (§ 10.2) può essere compromessa per il facile accesso degli agenti aggressivi (aria e umidità).
Fig. 7.7 – L’acqua di bleeding che, nella sua risalita, rimane intrappolata sotto le barre di armatura riduce l’area di adesione tra ferro e calcestruzzo
7.4.3 LA RIPRESA DI GETTO
Se il volume di calcestruzzo da gettare è considerevole, si ricorre alla stesura di più strati di calcestruzzo. In questo caso, se il bleeding è eccessivo esiste il rischio di penalizzare il giunto adesivo in corrispondenza della ripresa di getto (Fig. 7.8). Per evitare questo inconveniente è necessario vibrare il calcestruzzo subito dopo l’applicazione del secondo strato in corrispondenza della ripresa di getto per fornire una più omogenea distribuzione dell’acqua.
Fig. 7.8 – Ripresa di getto (“fresco su fresco”) con acqua di bleeding proveniente dal primo strato di calcestruzzo
7.4.4 IL BLEEDING E LA ZONA DI TRANSIZIONE
La zona di transizione (§ 17.3) è quella parte della pasta cementizia (spessa qualche ?m o decina di ?m) che si trova a diretto contatto con l’aggregato lapideo. La zona di transizione è più porosa della matrice cementizia adiacente. Il principale contributo alla porosità della zona di transizione proviene dall’acqua di bleeding che, durante la risalita, rimane parzialmente intrappolata sottogli aggregati lapidei più grossi.L’indebolimento della zona di transizione assume una particolare importanza pratica nella produzione di calcestruzzi ad alta ed altissima resistenza meccanica(§ 17.4). Infatti, in questi casi si riduce il rapporto acqua-cemento a valori bassissimi (0,30-0,40) per conseguire una microstruttura della matrice cementizia paragonabile a quella dell’aggregato lapideo. Se, però, la zona di transizione rimane porosa per effetto del bleeding, essa diventa l’anello debole della catena: la rottura del calcestruzzo avviene, localizzata nella zona di transizione,senza che si possa trarre completo giovamento da una diminuzione nel rapporto acqua-cemento.
7.5 COME RIDURRE IL BLEEDING E LA SEGREGAZIONE NEL CALCESTRUZZO
Solo una parte dei fattori già menzionati per governare il bleeding delle paste cementizie, può essere presa in considerazione per tenere sotto controllo l’insorgere del bleeding nel calcestruzzo e le conseguenze negative sopra riportate. In particolare non può essere utilizzato un miscelatore ad alto sforzo di taglio, che è invece impiegabile per le boiacche cementizie. Nè è possibile utilizzare la bentonite (che ridurrebbe l’aderenza tra matrice cementizia ed aggregati grossi) e gli additivi acceleranti di presa per le difficoltà che si introdurrebbero in fase di trasporto e di getto. Sono invece largamente utilizzati, per produrre calcestruzzi con bleeding ridotto, il fumo di silice, i fluidificanti ed i superfluidificanti per ridurre l’acqua di impasto, e gli aeranti laddove si richiede ancheun calcestruzzo resistente al ghiaccio. Ma i fattori predominanti per controllare il bleeding del calcestruzzo sono il dosaggio di cemento e la combinazione degli aggregati per realizzare un assortimento granulometrico ottimale secondo Fuller o Bolomey (§ 4.3.1.3).Occorre ricordare un altro aspetto complementare al bleeding che assume un’importanza rilevante nel calcestruzzo, mentre è nulla nelle paste e trascurabile nelle malte: la sedimentazione sul fondo degli aggregati lapidei più grossi.L’insieme dei due fenomeni – sedimentazione degli aggregati lapidei ed il bleeding dell’acqua – prende il nome di segregazione del calcestruzzo (Fig. 7.9). La segregazione è accentuata da una carenza di cemento e da un mancato assortimento granulometrico, in particolare da una carenza di parti fini nell’aggregato (Fig. 7.10).Laddove si manifesta la segregazione occorre intervenire nell’aumentare il dosaggio di cemento e la frazione di sabbia fi ne. Molto spesso, si ricorre alla utilizzazione di cenere volante (Fig. 2.3) o di calcare macinato (che posseggono una funzione paragonabile a quella del cemento, cioè l’aumento di parti fini) proprio per correggere i difetti della segregazione senza necessariamente impiegare più cemento (che farebbe aumentare il calore di idratazione: § 14.5) o sabbie fini non sempre disponibili.
Fig. 7.9 – Schematizzazione della segregazione nella sezione di un calcestruzzo: bleeding sulla sommità e sedimentazione degli inerti grossi sul fondo (M. Collepardi, “Scienza e tecnologia del calcestruzzo”, 3ª Ed., Hoepli, Milano, 1991)
Fig. 7.10 – Calcestruzzo fresco segregato con acqua di bleeding sulla periferia Quest’approccio alla soluzione del problema segregazione-bleeding viene spesso adottato soprattutto per poter pompare calcestruzzi magri (“magroni”), cioè poveri in cemento in quanto destinati a strutture per le quali non sono richieste resistenze meccaniche elevate.Nei calcestruzzi autocompattanti (Capitolo XVIII) l’assenza di bleeding (Fig. 18.4) è di primaria importanza. Oltre alla cenere volante ed al calcare macinato, utilizzati anche in quantità rilevanti (>100 kg/m3), si possono impiegare fumo di silice (Fig. 2.5) in quantità minori (10-30 kg/m3), o anche la silice colloidale (Fig. 7.4) in quantità molto minore.Bibliografi a consigliata:• Mario Collepardi; “Scienza e Tecnologia del Calcestruzzo”; Terza Edizione; Hoepli; Milano; 1991• P.K. Metha and P. Monteiro; “Concrete Structure, Properties, and Materials”; Second Edition; Prentice-Hall; Englewood Cliffs; New Jersey; USA; 1993• Adam Neville; “Properties of Concrete”; Fourth Edition; Longman Group Limited; Harlow Essex; England; 1995
Il nuovo calcestruzzo – La lavorabilità del calcestruzzo fresco
6.1 IMPORTANZA DELLA LAVORABILITÀ
Subito dopo il mescolamento dei suoi ingredienti, il calcestruzzo fresco – cioè nello stato plastico – deve essere trasportato, gettato e costipato. La lavorabilità è la caratteristica che indica la capacità del calcestruzzo fresco a muoversi ed a compattarsi.La mobilità del calcestruzzo è importante per facilitare il trasporto (per es: pompaggio), il getto (caduta per gravità lungo una canaletta) e l’avvolgimento dei ferri di armatura all’interno delle casseforme. La compattabilità, invece, è importante per agevolare, per effetto della vibrazione, la fuoriuscita dell’aria intrappolata dal calcestruzzo fresco ed assicurare, quindi, la massima densità possibile del materiale indurito, oltre che il massimo contatto superficiale tra ferri e calcestruzzo. A parità di sistema vibrante, in un calcestruzzo molto lavorabile l’aria intrappolata è facilmente espulsa, mentre in un calcestruzzo poco lavorabile possono permanere dei macrovuoti d’aria (vespai) che penalizzano successivamente la resistenza meccanica, l’aderenza ferro-calcestruzzo e la protezione dalla corrosione delle armature metalliche.
Fig. 6.1 – Calcestruzzi a classe di consistenza crescente da destra a sinistra accanto al cono di AbramsQuindi la lavorabilità – una proprietà tipica del calcestruzzo fresco – finisce con il condizionare anche le prestazioni del calcestruzzo in servizio. Tuttavia, la prescrizione della lavorabilità è tanto spesso disattesa in sede di progetto, quanto diffusamente manipolata sul cantiere con penalizzanti ed improprie riaggiunte d’acqua (§ 5.3, 5.4).Esistono diversi metodi per la misura della lavorabilità ma quello universalmente più utilizzato per la sua semplicità è lo slump test. Questo consiste nel misurare l’abbassamento (slump) del calcestruzzo sformato da un tronco di cono metallico (cono di Abrams) rispetto all’altezza dello stesso calcestruzzo costipato in modo standardizzato all’interno di un cono alto 300 mm (Fig. 1.24). La Fig. 6.1 mostra cinque diversi calcestruzzi a slump crescente da destra a sinistra, ciascuno dei quali appartiene ad un determinato intervallo che definisce la classe di consistenza, individuata dalla lettera S seguita da un numero da 1 a 5 che corrisponde ad un impasto sempre più fl uido (Tabella 6.1).Un altro metodo per misurare la lavorabilità è il cosiddetto Vebè (Fig. 6.2), particolarmente adatto per calcestruzzi asciutti per i quali si richiede una tecnica di messa in opera (roller-crete) basata sull’impiego di rulli vibranti. Nel metodo Vebè, il calcestruzzo viene versato in un cono di Abrams (Fig. 6.2A);
Tabella 6.1 – Classe di consistenza richiesta per alcune tipologie strutturali
Fig. 6.2 – Metodo Vebè per misurare la lavorabilità di calcestruzzi molto asciuttiviene, quindi, ricoperto con un disco trasparente e sottoposto a vibrazione su un tavolo vibrante standard (Fig. 6.2B); la vibrazione viene arrestata quando l’operatore osserva che il disco trasparente è tutto a contatto del calcestruzzo (Fig. 6.2C). Il tempo impiegato esprime la difficoltà di compattare il calcestruzzo ed è tanto più lungo quanto più difficile è la compattazione. Tanto per la misura dello slump, quanto per quella del Vebè, è necessario rimuovere gli aggregati con diametro maggiore di 40 mm in caso di conglomerati come quelli tipicamente impiegati per getti massivi per ridurre il dosaggio di cemento e quindi il calore di idratazione (§ 14.5).
6.2 QUALE LAVORABILITÀ PRESCRIVERE
La scelta della lavorabilità più appropriata del calcestruzzo è funzione del tipo di struttura (densità dei ferri di armatura, della forma e dimensione delle strutture), e della particolare tecnica esecutiva. Pertanto, nessuno meglio del progettista dovrebbe conoscere le difficoltà di getto e scegliere la lavorabilità più appropriata.Nella Tabella 6.1 è mostrata indicativamente la lavorabilità più appropriata (in termini di classi di consistenza e slump) per alcune tipologie di strutture in calcestruzzo.Se si eccettuano alcune particolari tipologie strutturali, per le quali la tecnica esecutiva adottata (vibrofinitrice, o casseri rampanti) richiede necessariamente una classe di consistenza relativamente bassa (terra umida con la vibrofinitrice, e plastica con i casseri rampanti), per la quasi totalità delle opere in calcestruzzo gettato entro casseri la lavorabilità prescelta è compresa tra la classe di consistenza semifluida (S3) e quella superfluida (S5). In generale, maggiore è la densità dei ferri di armatura, maggiore deve essere la fluidità del calcestruzzo.Così pure una maggiore lavorabilità è richiesta per getti entro casseforme di strutture con ridotta sezione e/o con forma complessa che possano ostacolare il movimento del calcestruzzo ed il completo riempimento dei casseri. Indipendentemente dalla tipologia di opera – fatta eccezione per quelle sopra menzionate nelle quali si richiede necessariamente una bassa classe di consistenzaper la speciale tecnica esecutiva – una lavorabilità maggiore comporta una più affidabile, rapida e semplice esecuzione. Per esempio, in una pavimentazione industriale un calcestruzzo a consistenza superfluida (S5) si mette in opera più rapidamente (Fig. 1.22) e quindi più produttivamente di quello a consistenza semifluida (S3), ancorché entrambi siano reologicamente accettabili dal punto di vista esecutivo.Tuttavia, se un progettista tenesse conto della realtà della maggior parte dei cantieri – ed in particolare del livello di qualificazione della manodopera oggi disponibile – non potrebbe trascurare di specificare una classe di consistenza fluida o superfluida (Fig. 6.3), o addirittura di imporre l’impiego di un calcestruzzo autocompattante (Capitolo XVIII) per rendere il getto più affidabile, in quanto meno dipendente dalla qualità della manodopera sul cantiere.
Fig. 6.3 – Messa in opera di calcestruzzo a consistenza superfluida
6.3 VANTAGGI PER L’IMPRESA CON UN CALCESTRUZZO LAVORABILE
Il conseguimento di una maggiore lavorabilità comporta un maggior costo del calcestruzzo (più cemento o impiego di additivi: § 5.3). A fronte di questo maggior costo esistono, tuttavia, due vantaggi per l’impresa nella messa in opera: uno di carattere economico e l’altro di carattere tecnico.Il vantaggio economico consiste in un getto più rapido (quindi con maggiore produttività) ed in una compattazione meno impegnativa (quindi con un minor costo per la manodopera, per il minor consumo dei vibratori e soprattutto dei casseri). Questo vantaggio economico nella messa in opera dovrebbe compensare il maggior costo, sostenuto dall’impresa, per il calcestruzzo fornito a fronte della sua maggiore lavorabilità. Da questo punto di vista occorre evidenziare come l’incremento di costo praticato dai produttori di calcestruzzo in relazione al passaggio da una classe di consistenza a quella successiva (da S3 ad S4 o da S4 ad S5) è spesso dettata da impostazioni commerciali completamente opposte: in alcuni casi si scoraggia, giustamente, l’impiego di calcestruzzi non lavorabili, spesso sottoposti a manipolazioni sui cantieri con penalizzanti riaggiunte d’acqua (§ 5.3) e conseguenti contestazioni, abolendo completamente dal listino i calcestruzzi con classe di consistenza inferiore alla S4 o applicando un prezzo uniforme per i calcestruzzi con classe di consistenza da S1 ad S4 e praticando un sovrapprezzo solo per il calcestruzzo superfluido (S5); in altri casi, al contrario, si scoraggia di fatto l’impiego di calcestruzzi lavorabili con sovrapprezzi eccessivi (talvolta di 2-3 Euro/m3 per un solo salto di classe di consistenza) difficilmente giustificabili da un punto di vista tecnico, né economicamente accettabili da parte dell’impresa che sarà tentata, così, di ordinare calcestruzzi di bassa classe di consistenza per poi manipolarli con ri-aggiunte d’acqua sul cantiere. Una maggiore considerazione, da parte dei fornitori di calcestruzzo, nel calibrare il prezzo della lavorabilità, porterebbe sicuramente ad una maggiore attenzione, da parte dell’impresa, ai vantaggi economici derivanti dalla messa in opera di un calcestruzzo fluido: in altre parole, pur riconoscendo – per effetto della maggior classe di consistenza – un maggior prezzo ad 1 m3 di calcestruzzo alla bocca dell’autobetoniera, si dovrebbe, però, conseguire – per effetto della minore incidenza di mano d’opera e per la maggiore rapidità di getto – un minor costo per 1 m3 di calcestruzzo in opera rispetto ad un corrispondente conglomerato di pari resistenza caratteristica ma meno lavorabile.
6.4 LAVORABILITÀ, COMPATTAZIONE E AFFIDABILITÀ DELL’OPERA
Un calcestruzzo più lavorabile è anche meno dipendente dalla efficacia della compattazione in opera, cioè dalla qualità della manodopera sul cantiere: in sostanza, esso è più affidabile. Se si confrontano due calcestruzzi di pari composizione (in particolare di pari a/c e tipo di cemento), ma differenti solo per la classe di consistenza (S5 ed S2) per la presenza o meno di un additivo superfluidificante (§ 13.12.1), si otterrà la stessa resistenza meccanica (in relazione allo stesso rapporto a/c ed allo stesso cemento) purché i due calcestruzzi siano vibrati per un tempo sufficientemente lungo così da ottenere lo stesso grado di compattazione (§ 6.5).Le Fig. 6.4 – 6.6 riassumono il concetto sopra esposto di affidabilità. La Fig. 6.4 mostra come varia la resistenza meccanica a compressione in funzione del tempo di vibrazione del calcestruzzo fresco subito dopo la messa in opera. Essa indica come con il calcestruzzo a consistenza superfluida (S5) si ottiene il 100% della massima prestazione meccanica purché si vibri per almeno 5 secondi. D’altra parte, con il calcestruzzo a minor consistenza (S2) si ottiene il massimo di prestazione (35 N/mm2) solo se la vibrazione è prolungata per almeno 25 secondi.Inoltre, in assenza di vibrazione la resistenza meccanica del calcestruzzo a consistenza superfluida (30 N/mm2) è pari all’86% del valore massimo (35 N/ mm2), mentre quella del calcestruzzo a consistenza plastica in assenza di vibrazione (14 N/mm2) raggiunge appena il 40% del valore massimo conseguibile con una completa compattazione.
Fig. 6.4 – Resistenza meccanica a compressione a 28 giorni per calcestruzzi con classe di consistenza S2 (senza additivo) ed S5 (con 0,8% di additivo superfluidificante)
Il nuovo calcestruzzo – Acqua
5.1 IL RUOLO DELL’ACQUA
L’acqua è uno dei tre protagonisti indispensabili – insieme al cemento e all’aggregato lapideo – nel processo produttivo del calcestruzzo. Senza l’acqua non si può produrre il calcestruzzo perché il cemento non si idrata e quindi non indurisce. Ma se si esagera con l’acqua si confeziona un mediocre calcestruzzo in termini di resistenza meccanica (Capitolo IX) e di durabilità (Capitolo XI). Letentazioni per abbondare in acqua sono fondamentalmente due: a differenza degli altri due ingredienti, il costo dell’acqua è pressoché nullo, cosicché abbondare in acqua non comporta alcun aumento nel costo del prodotto finito; più acqua nel calcestruzzo significa ottenere un conglomerato più fluido, cioè più facile da lavorare (Capitolo VI) e quindi più apprezzato sul cantiere dagli addetti alla messa in opera.In realtà, ciò che penalizza la resistenza meccanica e la durabilità del calcestruzzo non è un’eccessiva quantità di acqua in assoluto, ma piuttosto un eccessivo rapporto tra la quantità di acqua (a) e quella del cemento (c). In altre parole, si può anche aumentare la quantità di acqua – se questo serve a migliorare la lavorabilità del calcestruzzo per esigenze di getto – a patto che si aumentiin misura proporzionale la quantità di cemento in modo da lasciare immutato il rapporto a/c tra questi due ingredienti.
5.2 L’ACQUA IN BASE AL MIX DESIGN
C’è un’espressione magica che ha riscosso un notevole successo tra gli addetti ai lavori: mix-design (Capitolo XII). Mix-design significa letteralmente “progetto della miscela”. Significa, in sostanza, progettare la composizione del calcestruzzo, esplicitando il dosaggio dei singoli ingredienti determinato dalle esigenze esecutive (lavorabilità al momento del getto, disponibilità dell’aggregato), dalle prestazioni e dalle condizioni ambientali in servizio (resistenza meccanica, durabilità, ecc.). Nella maggior parte dei casi, invece, il termine mix-design coincide impropriamente con la composizione del calcestruzzo (cioè la famosa “ricetta”) senza l’elaborazione necessaria, cioè senza precisare le esigenze esecutive, le condizioni ambientali, le prestazioni richieste in servizio.Riducendo all’osso il problema, il mix-design poggia su due principi fondamentali (che potremmo identificare con la regola di Lyse e la legge di Abrams) entrambi in relazione con la quantità di acqua impiegata per confezionare il calcestruzzo.
5.2.1 LA REGOLA DI LYSE
La regola di Lyse si riferisce alla quantità di acqua che occorre impiegare per confezionare calcestruzzi di diversa classe di consistenza. La classe di consistenza, identificata da un codice (da S1 a S5), corrisponde ad un intervallo di lavorabilità espressa attraverso la misura dello slump (§ 6.1). Per esempio, la classe di consistenza S2 corrisponde ad un calcestruzzo di consistenza plastica con uno slump compreso tra 50 e 90 mm (Tabella 5.1).
Tabella 5.1 – Classe di consistenzaLa regola di Lyse (I. Lyse, Proceedings A.S.T.M. 32, Part II, pag. 149, 1932) può essere così riassunta in due enunciati molto semplici e tra loro complementari:a) per un dato diametro massimo dell’aggregato, maggiore è la classe di consistenza richiesta per il calcestruzzo fresco, maggiore deve essere la quantità di acqua nell’impasto;b) per una data classe di consistenza del calcestruzzo, maggiore è il diametro massimo dell’aggregato, minore è la richiesta d’acqua per conseguire la consistenza prefissata.I dati mostrati nella Tabella 5.2, riassumono esemplificativamente i due enunciati della regola di Lyse. Per esempio, se il diametro massimo dell’aggregato è 20 mm, la quantità di acqua per raggiungere la consistenza di terra umida (S1) è di 180 kg/m3 ed aumenta progressivamente fino a 230 kg/m3 quando si deve raggiungere la consistenza superfluida (S5).D’altra parte, se la lavorabilità del calcestruzzo è fissata: per esempio, se la classe di consistenza è S3 l’acqua diminuisce da 230 a 200 kg/m3 quando aumenta il diametro massimo da 8 a 32 mm.I quantitativi di acqua di impasto riportati nella Tabella 5.2 sono puramente indicativi, giacché in realtà altri parametri possono modificare gli specifici valori. Ma ciò non inficia assolutamente la validità della regola di Lyse. Ad esempio, con gli aggregati di frantumazione la richiesta d’acqua risulta più alta (di circa 10 kg/m3) rispetto ai valori mostrati in Tabella 5.2.
Tabella 5.2 – Richiesta d’acqua in funzione del diametro massimo dell’aggregato e della classe di consistenzaD’altra parte, con gli aggregati tondeggianti alluvionali, i corrispondenti valori risultano più bassi (di circa 10 kg/m3) rispetto a quelli mostrati in Tabella 5.2. In altre parole, per una data fonte di aggregato seguita a valere che occorre aumentare l’acqua di impasto sia se aumenta la lavorabilità sia se diminuisce il diametro massimo dell’aggregato. Ogni produttore di calcestruzzo può organizzare una raccolta di dati equivalente alla Tabella 5.2 confezionando cinque impasti, con lavorabilità corrispondenti alle cinque classi di consistenza (da S1 ad S5), per prevedere con esattezza la richiesta d’acqua in funzione del livello di lavorabilità. Per la confezione di questi cinque impasti si può adottare un dosaggio medio di cemento (per esempio 300 kg/m3), tenendo presente che la richiesta d’acqua non dipende significativamente dal dosaggio di cemento.
5.2.2 LA LEGGE DI ABRAMS
Nel 1918, D.A. Abrams (Abrams D.A. “Design of Concrete Mixtures, Bulletin 1, Structural Materials Research Laboratory, Lewis Institute, Chicago, USA, 1918) enunciò una legge fondamentale nella tecnologia del calcestruzzo: la resistenza meccanica ad una determinata stagionatura (per esempio: 28 giorni) e ad una determinata temperatura (per esempio: 20°C) aumenta al diminuire del rapporto acqua/cemento (a/c) secondo l’equazione:R = K1/K2^ (a/c)dove R è la resistenza meccanica a compressione e K1 e K2 sono due costanti che dipendono dal tempo e dalla temperatura di stagionatura oltre che dal tipo di cemento. Per esempio, con una stagionatura di 28 giorni a 20°C (cioé con i parametri stabiliti dalla normativa vigente per determinare la resistenza caratteristica:§ 9.4), la correlazione tra R (espressa come resistenza caratteristica) ed a/c per i calcestruzzi confezionati con un cemento portland al calcare (§ 2.11) di classe 42.5N può essere rappresentata dalla curva della Fig. 5.1.Fig. 5.1 – Resistenza caratteristica in funzione del rapporto a/c. Per Rck = 30 N/mm2 occorre adottare un rapporto a/c di 0,63. Se si aggiunge acqua ed il rapporto a/c diventa 0,68 la Rck scende a 24 N/mm2
Val la pena di precisare che tanto l’equazione [5.1] quanto la curva nella Fig. 5.1 valgono a condizione che tutti i calcestruzzi siano stati compattati al massimo; in assenza di questa condizione la R diminuisce tanto di più quanto minore è stato il grado di compattazione (§ 6.5).
5.2.3 LA RICHIESTA D’ACQUA
Sulla base dei due principi sopra illustrati e quantitativamente espressi attraverso la Tabella 5.2 e la Fig. 5.1, si può ora determinare l’acqua “giusta” (cioè la richiesta d’acqua) che occorre per soddisfare simultaneamente due fondamentali esigenze: quelle dell’impresa (lavorabilità) e quelle del progettista (resistenza meccanica). Un’esemplificazione numerica chiarirà meglio il metodo di calcolo. Supponiamo, per esempio, che per il getto sia richiesto un calcestruzzo a consistenza semi-fluida (classe di consistenza S3) e che l’aggregato disponibile (alluvionale tondeggiante) abbia un diametro massimo (Dmax) di 25 mm. Utilizzando la Tabella 5.2 (e tenendo conto della nota) si individua la richiesta d’acqua (a) che è di 200 kg/m3.Supponiamo, inoltre, che la resistenza caratteristica (Rck) prevista in capitolato, sulla base di considerazioni strutturali ma anche di durabilità, sia 30 N/ mm2 con un controllo di tipo A (§ 9.4). Dalla Fig. 5.1 (che correla Rck con il rapporto a/c) si deduce che il rapporto a/c deve essere 0,63.
Il nuovo calcestruzzo – Gli inerti
4.2 CRITERI DI IDONEITÀ DEGLI INERTI
Non tutti gli inerti – naturali o provenienti da roccia frantumata – sono necessariamente idonei alla produzione del calcestruzzo. Esistono alcuni requisiti fondamentali (criteri di idoneità o di accettazione) in assenza dei quali il calcestruzzo rischia di essere degradato anche se esposto in ambienti non aggressivi. Questi requisiti prevedono l’assenza (o un limitato contenuto) di sostanze nocive alla durabilità del calcestruzzo. La lista delle sostanze nocive include il cloruro, il solfato ed il solfuro, la silice alcali-reattiva, le miche, i limi argillosi e la sostanze organiche. Inoltre, deve essere assente il comportamento gelivo degli inerti, cioè la caratteristica di frantumarsi quando, dopo essere stati saturati con acqua, sono esposti a temperature che favoriscono la formazione del ghiaccio. Gli inerti debbono anche soddisfare alcuni requisiti meccanici in termini di resistenza all’abrasione. Le norme italiane per l’applicazione della norma europea EN 12620 sono la UNI 8520-1 che descrive le istruzioni per eseguire le prove sugli aggregati e la UNI 8520-2 che precisa i requisiti di accettazione. Le prove per verificare la presenza di sostanze nocive e del comportamento gelivo debbono essere effettuate almeno una volta su materiali al primo impiego come inerti per calcestruzzo o per i quali non esista comunque una consolidata esperienza del passato. Una volta accertata la idoneità degli inerti, è sufficiente ripetere una o due volte all’anno queste prove a meno che non esistano specifici motivi per sospettare che sia intervenuta qualche variazione nella fonte di approvvigionamento degli inerti e quindi nel loro comportamento.
4.2.1 CLORURO
Il limite nel contenuto di cloruro nelle singole frazioni di inerte non deve superare 0,03%; esso è correlato con il rischio di corrosione dei ferri di armatura (§ 10.2.2). Nei calcestruzzi privi di armature metalliche la presenza di cloruro nell’inerte non comporta alcun rischio di serio degrado, ma solo un danno di carattere superficiale per la formazione di depositi salini sulla superficie dei manufatti esposti a cicli alternati di bagnatura e asciugamento. Con qualche straordinaria eccezione, gli inerti inquinati da cloruro sono di fatto identificabili con la sabbia del mare. Questa, in teoria, potrebbe anche essere impiegata come frazione fine di un inerte per calcestruzzo, purché il sale (NaCl) idrosolubile venga rimosso attraverso un preliminare trattamento in un impianto di lavaggio.
4.2.2 SOLFATO E SOLFURO
Il solfato può essere presente nell’inerte in forma di gesso bi-idrato (CaSO4·2H2O) o anidrite (CaSO4). La presenza di solfato nell’inerte oltre un certo limite (0.2%) comporta il rischio di fessurazione del calcestruzzo per formazione di ettringite espansiva a seguito della reazione con gli alluminati del cemento (§ 10.3.1). Se il gesso e l’anidrite sono presenti solo nella frazione fi ne,il quantitativo accettabile non deve superare lo 0,8%. Ci si potrebbe chiedere perché il gesso è tollerato, anzi indispensabile, nel cemento (§ 2.7; 3.4), mentre è guardato come fonte di degrado se presente nell’inerte, soprattutto quello presente nella frazione più grossa (> 5 mm). Il gesso del cemento è macinato nel mulino insieme al clinker (Fig. 2.2) e per la sua elevata finezza si scioglie nell’acqua di impasto rapidamente e reagisce, quindi, immediatamente con gli alluminati del clinker formando una pellicola protettiva di ettringite (primaria) sui granuli di cemento impedendo una presa troppo rapida (Fig. 3.3): esso agisce da regolatore della presa del cemento senza che l’espansione, associata alla formazione di ettringite, abbia ripercussioni negative in quanto avviene uniformemente (su tutti i granuli di cemento) e nelle prime ore di idratazione all’interno di un sistema plastico o comunque deformabile.Al contrario, il gesso eventualmente presente nell’inerte, soprattutto quello presente nell’aggregato grosso, è granulometricamente grossolano e si scioglie nell’acqua che riempie i pori capillari molto lentamente e reagisce, quindi, altrettanto lentamente con gli alluminati del cemento (dopo mesi o anche anni).Questa ettringite – detta secondaria perché si forma in un secondo tempo – si forma all’interno di un calcestruzzo ormai indurito e quindi molto rigido, ed è in grado, pertanto, di provocare pericolose tensioni per il carattere espansivo della reazione che porta alla formazione di ettringite (§ 10.3.1). La distribuzione non uniforme del gesso nell’inerte aggrava il rischio di fessurazione in quanto l’espansione risulta localizzata solo in prossimità dei granuli di gesso con conseguenti tensioni differenziali all’interno del calcestruzzo.A differenza delle sabbie marine, che possono essere eventualmente private dal cloruro (molto solubile in acqua) con un trattamento di lavaggio con acqua potabile, gli inerti inquinati da gesso o anidrite non possono essere bonificati con alcun trattamento e debbono essere assolutamente scartati dalla produzione di calcestruzzi a base cementizia.Con altrettanto sospetto debbono essere guardati gli inerti contenenti minerali a base di solfuri (per esempio la pirite, FeS2), in quanto sia pure con tempi molto più lunghi si possono, per ossidazione, trasformare in solfati e generare fenomeni espansivi e dirompenti correlati con la formazione di ettringite secondaria. Al pari della pirite sono pericolosi i minerali a base di marcassite e pirrotina.
4.2.3 SILICE ALCALI-REATTIVA
Alcune forme di silice presenti nell’aggregato lapideo – quelle amorfe, mal cristallizzate o comunque deformate ancorché cristalline – possono reagire con gli alcali del cemento (sodio e potassio) per formare silicati alcalini idrati dal carattere espansivo e fortemente dirompenti nei confronti della circostante matrice cementizia (§ 10.5.1). Questa reazione, nota come reazione alcali-silice, oppure ASR (Alkali-Silica Reaction), si manifesta attraverso fessurazioni irregolari (Fig. 4.1) o espulsioni localizzate (Fig. 4.2) di materiale (pop-out) che possono pregiudicare seriamente la durabilità delle opere in calcestruzzo.
Fig. 4.1 – Fessure da reazione alcali-aggregato evidenziate dalla presenza del silicato idrato alcalino di colore biancastro
Fig. 4.2 – Frammenti di calcestruzzo (pop-out) espulsi dalla superficie di pavimenti contenenti aggregati reattivi: i frammenti sono stati capovolti rispetto alla loro posizione nei pavimentiPer accertare l’alcali-reattività degli aggregati occorre innanzitutto eseguire l’indagine petrografi ca con l’ausilio di un microscopio ottico per riscontrare la eventuale presenza di minerali silicei potenzialmente reattivi. Questi minerali comprendono l’opale, la silice amorfa idrata (presente in diatomee), il vetro vulcanico (presente nelle rocce a base di rioliti e trachiti), il calcedonio (presente in alcune tipi di selce spesso associato a minerali calcarei), e il quarzo cristallino deformato meccanicamente. Una volta accertata la presenza di questi minerali si procede a prove successive che debbono confermare il carattere effettivamente espansivo e pericoloso. Queste prove sono di due tipi: prova accelerata eseguita a 80 °C e prova a lungo termine eseguita a 38 °C. In entrambi i tipi di prova l’aggregato è macinato per essere ridotto in forma di sabbia e viene quindi mescolato con cemento ed acqua per preparare una malta secondo la modalità descritta nella norma UNI 8520-22. Per entrambi i tipi di prova, i provini prismatici di malta induriti sono sformati dalle casseforme ed immersi in una soluzione acquosa ricca di alcali in forma di idrossido di sodio, Na(OH), alla concentrazione 1 N che corrisponde a 40 grammi/litro dell’idrossido alcalino. Per entrambi i tipi di prova si misura l’allungamento percentuale dei provini rispetto alla dimensione iniziale prima dell’immersione nella soluzione di alcali. Se l’espansione dei provini nella prova accelerata non supera 0,10% l’aggregato è considerato idoneo; se, invece, l’espansione supera 0,10% si procede alla prova a lungo termine: l’aggregato è considerato idoneo se l’espansione dopo 3 mesi non supera 0,05% e quella a 6 mesi non supera 0,10%. La laboriosità delle prove per accertare se un aggregato contiene silice alcalireattiva dipende dalla complessità del fenomeno. Infatti, la presenza di silice reattiva, oltre a essere la forma più insidiosa che può pregiudicare la durabilità del calcestruzzo ancorché non esposto ad alcun ambiente aggressivo, è anche la più erratica e difficile da diagnosticare.Ciò dipende dal concorso di più cause:a) La presenza di silice reattiva in un inerte – a differenza della presenza di cloruro o solfato rilevabile con una semplice e rapida analisi chimica – può essere accertata con molta difficoltà e tempi lunghi.b) La silice reattiva è distribuita in forma discontinua (per esempio, è presente in qualche granulo di inerte, ma è completamente assente negli altri): ciò comporta il rischio di non evidenziare la sua presenza se il campione di inerte sotto esame non contiene alcun granulo di silice reattiva e di considerare, quindi, accettabile un inerte che dovrebbe, invece, essere scartato.c) La reazione alcali-silice dipende dal contenuto di alcali nel calcestruzzo: un contenuto di alcali oltre la soglia di 2 kg per metro cubo di calcestruzzo è considerato pericoloso; a causa della variazione del contenuto di alcali (da cemento a cemento, con il dosaggio di cemento, e talvolta da un periodo all’altro per lo stesso cemento) la reazione alcali-silice presenta una certa erraticità e si può manifestare o meno in condizioni apparentemente eguali.d) La reazione alcali-silice può decorrere solo in presenza di umidità e si verifica, quindi, più frequentemente in ambienti esterni, ma anche in ambienti chiusi come avviene nei pavimenti industriali non protetti con barriera a vapore ed esposti alla risalita capillare di acqua dal terreno.e) La reazione alcali-silice è in generale molto lenta ed è accelerata alle temperature più elevate; tuttavia, a seconda delle circostanze (grado di reattività della silice, umidità e temperatura ambientale, contenuto di alcali) il fenomeno può richiedere da qualche mese ad una decina di anni per potersi manifestare.A causa dell’erraticità del fenomeno e della difficoltà di diagnosticare preliminarmente la reattività della silice, il miglior modo per affrontare il problema è quello di prevenire il fenomeno con l’impiego sistematico di cementi di miscela alla cenere o alla loppa oppure di cementi pozzolanici, d’altoforno o compositi (Capitolo II) in presenza dei quali la reazione alcali-silice è fortemente ridotta o addirittura eliminata (§ 10.5.1). Questa strategia, che è una sorta di assicurazione contro i rischi di reazione alcali-silice, dovrebbe essere adottata in quelle aree (geografi che) dove maggiore si è rivelato, in termini statistici, il rischio di questo degrado.
4.2.4 REAZIONE ALCALI-CARBONATO
Oltre alla reazione alcali-silice (ASR) discussa nel § 4.2.3, esiste un’altra reazione deleteria tra gli alcali del cemento e l’aggregato, Questa reazione, distinta dall’ASR e nota come reazione alcali-carbonato, consiste in una reazione del sodio e del potassio con un aggregato carbonatico contenente una forma microcristallina di dolomite e calcare.La reazione degli alcali con carbonato consiste nel cosiddetto processo di de-dolomitizzazione che si esplica attraverso la trasformazione della dolomite, CaMg(CO3)2 , in calcare (CaCO3) e brucite Mg(OH)2 come è descritto con maggiori dettagli nel paragrafo 10.5.2. Tuttavia, la comprensione del meccanismo di degrado dovuta alla de-dolomitizzazione è ancora poco chiara. Secondo unateoria alternativa l’aggregato dolomitico conterrebbe in realtà tracce di silice amorfa reattiva capace di reagire e di espandere come nella usuale reazione alcali-silice (ASR). Secondo questa ipotesi, la scarsa quantità di silice amorfa, distribuita in una matrice prevalentemente dolomitica, farebbe erroneamente attribuire solo alla presenza della dolomite il fenomeno del degrado; in realtà, invece, oltre al processo di de-dolomitizzazione coesisterebbe una parallela di reazione alcali-silice.
Il nuovo calcestruzzo – L’Idratazione dei silicati
La tecnologia del calcestruzzo. Il Prof. Mario Collepardi ci descrive la normativa sui cementi. Le informazioni sono tratte dal libro “Il nuovo calcestruzzo” acquistabile al seguente link www.encosrl.it/libriEcco del materiale tratto da libro “Il nuovo calcestruzzo”CAPITOLO III da pagina 60 a 64Se il cemento fosse costituito da solo C3S (alite) o C2S (belite) si registrerebbe un perfetto parallelismo tra il decorso nel tempo della reazione chimica di idratazione (Fig. 3.4) e quello dello sviluppo della resistenza meccanica (Fig. 3.5). Si può notare che il C3S, rispetto al C2S, è più rapido sia nel reagire con l’acqua (Fig. 3.4) sia nello sviluppare la corrispondente resistenza meccanica (Fig. 3.5). Tuttavia, per entrambi i silicati si registrano una reazione di idratazione ed una resistenza meccanica trascurabili durante le prime ore, così come si registra una pressoché identica resistenza meccanica elevata alle lunghissime stagionature (anni).
Fig. 3.4 – Andamento schematico del grado di idratazione dei silicati in funzione del tempoFig. 3.5 – Andamento schematico della resistenza meccanica a compressione dei silicati in funzione del tempoNaturalmente, il diverso comportamento (chimico e prestazionale) del C3S e del C2S a 1 giorno, a 1 settimana ed a 1 mese dal getto comporta una sostanziale differenza dal punto di vista pratico, ove si pensi all’importanza della resistenza meccanica a pochi giorni dal getto (per rimuovere le casseforme) o a 28 giorni per la determinazione della resistenza meccanica caratteristica sulla quale si basano convenzionalmente i dati progettuali (§ 9.4). Da ciò deriva che, in generale, in un cemento Portland la quantità di C3S è molto maggiore rispetto a quella del C2S (circa 3:1), salvo i casi eccezionali (cemento belitico) in cui le prestazioni a 1 e 28 giorni non sono così importanti (per es. nelle dighe dovesi caratterizza il calcestruzzo a 90 o 180 giorni) e nel contempo esistono altre esigenze (ridotto sviluppo di calore) per preferire un cemento con maggior contenuto in C2S che non in C3S (§ 14.5).Nella Fig. 3.4 è riportata la percentuale di C3S o C2S che ha reagito con l’acqua in funzione del tempo. Ma quale è il risultato di queste reazioni di idratazione? In entrambi i casi si formano due tipologie di prodotto: un silicato di calcio idrato (indicato con la sigla C-S-H) e l’idrossido di calcio, Ca(OH)2 , indicato anche con la formula CH secondo lo schema di reazione [3.3]:C2S v1+ H2O =======> C-S-H + CH [3.3]C3S v2In realtà il processo di idratazione [3.3] avviene con una velocità (v3) minore se si tratta del C2S, e maggiore (v4>v3) se si tratta del C3S. Inoltre, la quantità di calce prodotta per idratazione (CH) è maggiore se riferita all’idratazione del C3S che non a quella del C2S, meno ricco di calcio (10-15%):? M. Collepardi, L. Massidda, “Hydration of Tricalcium Silicate”, Journal of American Ceramic Society, 54, pp. 419-422, (1971); disponibile su www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Chimica del cemento -> Articolo N. 19);? M. Collepardi, R. Marchese, “Morphology and surface properties of hydrated calcium silicate paste”, Cement and Concrete Research, 2, 57, (1972); disponibilesu www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Chimica del cemento -> Articolo N. 22);? M. Collepardi, L. Massidda, “Hydration of beta-dicalcium silicate alone and in the presence of CaCl2 or C2H5OH.”, Journal of American Ceramic Society, 56, pp. 181-183, (1973); disponibile su www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Chimica del cemento -> Articolo N. 27)Tuttavia, la reazione chimica [3.3], da sola, non è in grado di spiegare perché una pasta di C3S o di C2S (e quindi di cemento Portland) si trasforma gradualmente dalla iniziale massa plastica ad un materiale rigido e duro come una pietra. In realtà, tra i due prodotti della reazione, solo il C-S-H è determinante per l’indurimento, mentre la calce contribuisce in modo trascurabile a questo processo. Il C-S-H, ancorché si presenti in forme particellari diverse, è di natura prevalentemente fibrosa. Con il progredire della reazione [3.3], le fibre di C-S-H formatesi sui granuli di C3S o C2S adiacenti, prima si toccano e poi si intrecciano tra loro.Nella Fig. 3.6 sono schematicamente illustrati tre stadi del processo di idratazione: subito dopo il mescolamento quando la reazione non è ancora sostanzialmente partita ed il sistema è relativamente fluido (A); l’inizio della presa quando le fibre cominciano a toccarsi tra loro ed il sistema perde la sua plasticità iniziale (B); l’indurimento in atto quando le fibre, allungatesi per la progressiva idratazione dei silicati, si intrecciano tra loro e provocano l’irrigidimento del sistema (C).
Fig. 3.6 – Idratazione schematica del C3S o C2S: subito dopo il mescolamento con acqua (A), inizio della presa (B) e durante l’indurimento (C) 
Fig. 3.7 – Pasta di cemento dopo 5 ore di idratazione: il C-S-H si presenta in forma di fi bre (T. Cerulli e D. Salvioni, Mapei)La fotografia della Fig. 3.7 illustra la microstruttura di una pasta di cemento in fase di presa dopo circa 5 ore, quando cioè le fibre di C-S-H dovute all’idratazione del C3S sembrano “forare” la pellicola di ettringite primaria (§ 3.4) formatasi fin dai primi minuti di idratazione (Fig. 3.3A).
Fig. 3.8 – Pasta di C3S al momento della prese (A) e dell’indurimento (B)Le microfotografie della Fig. 3.8 mostrano la situazione di una pasta di C3S, al momento della presa e a indurimento avvenuto, così come è rilevabile con l’ausilio del microscopio elettronico a scansione (M. Collepardi, “A discussion of the paper “Studies on the hydration of tricalcium silicate pastes. I Scanning electron microscope examination if microstructural features” by F.V. Laurence and J.F. Young.”, Cementi and Concrete Research, 3, pp. 645-657, (1973); disponibile su www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Chimica del cemento -> Articolo N. 31).Si può notare, nelle foto della Fig. 3.8, come tra le fibre esistano micro-cavità diffuse (M. Collepardi, “Struttura porosa delle paste di silicato tricalcico idrato ”Il Cemento, 71, pp. 11-12, (1974); disponibile su www.encosrl.it -> Pubblicazioni scientifiche -> Chimica del cemento -> Articolo N. 32), denominate “pori capillari“, (§ 8.2; 8.3; 8.4) che influiscono negativamente tanto sulla resistenza meccanica (§ 9.2) quanto sulla durabilità del materiale (§ 11.1): maggiore porosità significa maggiore permeabilità, e quindi maggiore penetrabilità del sistema cementizio da parte degli agenti aggressivi.Per ridurre la porosità capillare, e quindi aumentare sia la resistenza meccanica sia la durabilità, si può: ridurre – a parità di cemento (c) – il quantitativo di acqua (a) oppure – a parità di acqua – aumentare il cemento. In entrambi i casi si riduce il rapporto a/c e quindi si predispone un intreccio più densificato delle fibre per la minore distanza tra i granuli di cemento (Fig. 3.9).