Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 3

3.5 APPLICAZIONE DEGLI ADDITIVI RITARDANTI

Le applicazioni di questi additivi si basano sulla richiesta di prolungare il tempo di presa e conservare la lavorabilità iniziale.

Queste esigenze possono manifestarsi nelle seguenti condizioni:

trasporti a lunga distanza del calcestruzzo dall’impianto di betonaggio al cantiere particolarmente in climi caldi;
pompaggio di impasti cementizi per pozzi petroliferi dove si raggiungono in profondità temperature di oltre 90°C;
produzione di calcestruzzo con aggregati a vista mediante rimozione con acqua in pressione dello strato superficiale di pasta cementizia ritardata per applicazione dell’additivo su cassero (lacche ritardanti);
rallentamento nello sviluppo del calore di idratazione ed attenuazione dei gradienti termici in getti massivi (dighe, platee di fondazione, ecc.);
facilitazione della ripresa di getto, con eliminazione del giunto freddo, attraverso il ritardo nella presa del calcestruzzo gettato in precedenza;
conservazione dello stato plastico (“stabilizzazione”) del calcestruzzo di ritorno dai cantieri di betonaggio per un successivo reimpiego insieme ad altro calcestruzzo fresco dopo uno o più giorni;
blocco dell’idratazione dei residui di calcestruzzo all’interno delle betoniere con aggiunta di acqua e ritardante evitando la produzione di incrostazioni per riutilizzare il giorno dopo i residui di calcestruzzo senza necessità di trattare le acque di lavaggio.

La prima delle applicazioni sopra riportata è sicuramente la più consolidata, mentre le ultime due appaiono particolarmente interessanti in vista delle limitazioni imposte, a difesa dell’ambiente, per il trattamento dei residui solidi e delle acque di lavaggio nelle centrali di betonaggio.

3.5.1 L’IMPIEGO DEI RITARDANTI TRADIZIONALI

I ritardanti vengono normalmente impiegati per allungare i tempi di presa e per ridurre la perdita di lavorabilità del calcestruzzo durante il trasporto.

Nella Tabella 3.5 sono esemplificativamente mostrate le prestazioni di un additivo ritardante per quanto attiene al tempo di presa in diverse condizioni climatiche. Si può osservare che nel calcestruzzo non additivato i tempi di presa, ed in minor misura le resistenze meccaniche, sono fortemente influenzati dalla temperatura. In particolare, in climi caldi (per esempio a 35°C) i tempi di presa sono significativamente ridotti e questo può creare difficoltà di carattere esecutivo nella messa in opera del calcestruzzo. E’ proprio in queste condizioni che l’additivo ritardante fa sentire i suoi benefici ripristinando tempi di presa in cli- ma caldo paragonabili a quelli che si registrano nel calcestruzzo non additivato in condizioni climatiche meno avverse (20°C). Naturalmente, l’effetto del ritardante si fa sentire anche nei climi freddi (per esempio a 5°C) in misura più o meno eguale, percentualmente, a quella che si registra a temperature più alte.

Parallelamente al prolungamento dei tempi di presa, con l’additivo ritardante si registra una riduzione nella perdita di lavorabilità. Poiché è soprattutto alle alte temperature (25-35°C) che si verifica una perdita di lavorabilità incompatibile con un lungo trasporto del calcestruzzo dall’impianto di betonaggio al cantiere, è evidente come l’impiego dei ritardanti sia riservato prevalentemente alla stagione calda nel settore del calcestruzzo preconfezionato.

La Fig. 3.3 mostra esemplificativamente la perdita di lavorabilità alle diverse temperature (5-20-35°C) dello stesso calcestruzzo (additivato e non) riportato in Tabella 3.5.

Come conseguenza del prolungamento dei tempi di presa e della migliore conservazione della lavorabilità – entrambi legati ad un ritardo nell’idratazione iniziale del cemento (Fig. 3.1) – anche la resistenza meccanica del calcestruzzo su- bisce un rallentamento iniziale (1-3 giorni) per la presenza dei ritardanti: infatti, a pari rapporto a/c la resistenza meccanica risulta minore alle brevi stagionature per il minor grado di idratazione α; in realtà, il ritardante provoca sempre come effetto secondario, una leggera riduzione del rapporto a/c a pari slump che non è però sufficiente a compensare il ritardo nell’idratazione iniziale; pertanto, alle brevi stagionature il calcestruzzo con ritardante presenta una resistenza meccanica leggermente più bassa rispetto al calcestruzzo di riferimento non additivato (Tabella 3.1).

Alle lunghe stagionature (7 giorni), quando l’effetto del ritardante sul grado di idratazione (α) si annulla (Fig. 3.1), la resistenza meccanica torna ad essere governata (a parità di grado di idratazione) dal rapporto a/c. Pertanto, a pari slump, se il ritardante provoca come effetto secondario una riduzione nel rapporto a/c di almeno il 5% (Tabella 3.2), non si registra alcuna riduzione nella resistenza meccanica com’è evidenziato nei dati a 28 giorni della Tabella 3.5.

3.5.2 L’IMPIEGO DEI SUPER-RITARDANTI (“STABILIZZANTI”)

I super-ritardanti (6-9) rappresentano una categoria di additivi sviluppati più recentemente per risolvere soprattutto il problema del riutilizzo del calcestruzzo rientrato nella centrale di betonaggio o per impedire l’indurimento delle incrostazioni di calcestruzzo all’interno dell’autobetoniera. In questa applicazione gli additivi super-ritardanti sono chiamati “stabilizzanti”). Tuttavia, il loro impiego può essere esteso anche ad altre applicazioni particolari (per esempio riprese di getto, giunti da costruzione, ecc.) per le quali si intenda bloccare l’idratazione del cemento e quindi la presa del calcestruzzo per uno o più giorni.

In linea di massima, i super-ritardanti “stabilizzanti” sono basati sull’impiego di un dosaggio molto basso (0.03-0.09% di prodotto attivo come sostanza secca) di acidi fosfonici e loro sali sodici (Fig. 3.2B) per conseguire un arresto dell’idratazione del cemento di circa 1 giorno. Dosaggi maggiori consentono di bloccare l’idratazione per 2-3 giorni.

In una recente applicazione i super-ritardanti a base fosfonica (Fig. 3.2 B) sono stati proposti come materie prime per i superfluidificanti impiegati in calcestruzzi a lunga conservazione di lavorabilità (10).

In alternativa ai super-ritardanti fosfonici, possono essere impiegati gluconato di zinco (dove il ritardo è associato sia al gluconato che al catione metallico) o altre combinazioni organico-inorganico (per esempio gluconato di sodio e ossido di zinco, ZnO) a dosaggi molto maggiori (0.4-0.8%) di quelli normalmente impiegati per i tradizionali ritardanti (8). I super-ritardanti commerciali, che sono soluzioni acquose dei summenzionati principi attivi, vengono dosati allo 0.3% fi no ad un massimo dell’8% a seconda che contengano fosfonati o gluconati ed a seconda che si voglia “stabilizzare” lo stato plastico del calcestruzzo fino al giorno dopo o per il periodo del week-end (1).

Nella Fig. 3.4 è mostrato esemplificativamente l’effetto di un super-ritardante fosfonico (il DTPMP mostrato in Fig. 3.2 B) sul grado di idratazione del cemento in termini di calore cumulativo e di velocità di sviluppo del calore per idratazione del cemento.

Il picco termico che si registra nei primi 30 minuti sulla curva di sviluppo del calore (Fig. 3.4 A) è dovuto principalmente al calore che si libera per idratazione delle tracce di calce libera (CaO) e dalla formazione di ettringite sulla superficie del C3A; successivamente la velocità di sviluppo del calore si blocca (periodo di induzione) e quindi si registra (Fig. 3.4 B) un secondo grande picco (dovuto all’idratazione del C3S).

La presa del cemento ha inizio dopo il periodo di induzione e prima del secondo picco termico. La presa del cemento senza additivo ha inizio a circa 2-3 ore, mentre quella in presenza di 0.05% di super-ritardante corrisponde grosso modo a 24 ore. Tuttavia, da un punto di vista pratico è conveniente sperimentare, direttamente sullo specifico calcestruzzo da trattare, l’effetto di un additivo a diversi dosaggi fino ad ottenere il ritardo desiderato in relazione anche alla temperatura ambientale: ovviamente, a parità di ritardo desiderato, il dosaggio richiesto è tanto maggiore quanto maggiore è la temperatura dell’ambiente.

Nell’impiego dei super-ritardanti destinati al riutilizzo del calcestruzzo non impiegato, va anche tenuto conto delle esigenze di resistenza meccanica alle brevi stagionature. In genere, il calcestruzzo che ritorna in centrale di betonaggio, in quanto non impiegato in cantiere, difficilmente supera il 10-20% della capacità dell’autobetoniera. Esso, pertanto, il giorno dopo viene mescolato con altro calcestruzzo fresco che risulta quantitativamente prevalente rispetto al calcestruzzo del giorno prima “bloccato” nello stato plastico con il super-ritardante.

Il dosaggio di additivo, oltre che con la temperatura e con il tempo di ritardo desiderato, va commisurato con il rapporto tra la quantità di calcestruzzo da “bloccare” provvisoriamente allo stato plastico e quella del calcestruzzo “vergine” preparato all’istante il giorno dopo: maggiore è questo rapporto, minore dovrà essere il dosaggio di super-ritardante per evitare che la miscela dei due calcestruzzi debba subire un ritardo eccessivo nello sviluppo della resistenza meccanica alle brevi stagionature. Alternativamente, se il dosaggio di additivo (richiesto per un “blocco” prolungato della presa nel calcestruzzo non impiegato) è incompatibile con lo sviluppo della resistenza meccanica iniziale nella miscela dei due calcestruzzi, occorre diluire il calcestruzzo contenente il super- ritardante con un maggior volume di calcestruzzo “vergine”.

E’ ovvio che, tenuto conto della specifica reattività dell’additivo super-ritardante con i vari tipi e classi di cemento, in relazione alle diverse situazioni (dosaggio di cemento, temperatura, resistenza meccanica iniziale richiesta, ecc.), è assolutamente necessario far precedere l’impiego routinario di questa tecnica da un’accurata sperimentazione di campo al fine di calibrare adeguatamente il dosaggio di super-ritardante, generalmente raccomandato dal produttore dell’additivo, in funzione delle varie e specifiche esigenze e situazioni.

Una tecnica che consente una maggiore “elasticità” nel determinare l’effetto “stabilizzante” dei super-ritardanti, consiste nel “riattivare” l’idratazione del cemento “stabilizzato” mediante l’aggiunta posticipata di un additivo accelerante (Capitolo IV) che compensi o annulli immediatamente l’effetto del super- ritardante.

Anche l’impiego del super-ritardante per il riutilizzo della acque di lavaggio conservate in autobetoniera richiede un’accurata sperimentazione preliminare per calibrare adeguatamente il dosaggio di additivo raccomandato dal produttore alle specifiche esigenze e condizioni ambientali (tipo e classe di cemento, temperatura, ecc.).

In particolare, l’acqua di impasto per la prima miscela di calcestruzzo dovrà essere sostituita in tutto o in parte da quella conservata in autobetoniera dal giorno prima per la “stabilizzazione” e la rimozione delle incrostazioni di calcestruzzo dalle superfici interne del mezzo.

Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 2

1.1 ADDITIVI RIDUTTORI D’ACQUA

Le principali proprietà del calcestruzzo indurito (resistenza meccanica, durabilità, permeabilità, ecc.) dipendono sostanzialmente dalla qualità della matrice cementizia (pasta) che avvolge i singoli granuli di aggregato fine (sabbia) o grosso (ghiaia o pietrisco).
In particolare, una pasta di cemento densa e compatta, cioè con una porosità capillare così ridotta da diventare discontinua, è in grado di assicurare un conglomerato di alta qualità purché, come in generale si verifica, gli aggregati siano essi stessi chimicamente “sani”, densi, compatti e meccanicamente resistenti.
I parametri sui quali è possibile agire per ridurre la porosità capillare (Vp) ed aumentare conseguentemente la resistenza meccanica a compressione (Rc) sono:
• il grado di idratazione del cemento (α);
• il rapporto acqua/cemento (a/c).
Parallelamente all’aumento della resistenza meccanica a compressione, con il diminuire del rapporto a/c si registrano gli aumenti delle altre proprietà meccaniche (resistenza a flessione ed a trazione, modulo elastico) il miglioramento della durabilità e la riduzione della permeabilità all’acqua.
La teoria sviluppata da Powers (2) consente di correlare i due suddetti parametri (α ed a/c) con la resistenza meccanica a compressione (Rc) assunta come misura della qualità del calcestruzzo e comprensiva, quindi, anche delle altre proprietà sopra menzionate. Secondo questa teoria, supportata da misure sperimentali, è possibile correlare α ed a/c con Vp (misurato in litri di pori capillari per 100 kg di cemento) oppure con Rc attraverso le seguenti equazioni:

dove n è una costante che vale 2.7 e K una costante che dipende dal tipo di cemento e dalle unità di misure adottate: misurando Rc in N/mm2, K vale circa 250 per un cemento Portland puro e fi nemente macinato equivalente ad un cemento di classe 52.5 R.
Dalle equazioni [2.1] e [2.2] si deduce immediatamente che, per ridurre la porosità capillare (Vp ↓) ed aumentare la resistenza meccanica (Rc ↑), è necessario aumentare il grado di idratazione del cemento (α ↑) e diminuire il rapporto acqua/cemento (a/c↓):

α ↑, (a/c) ↓  Vp↓, Rc↑

Si discuterà più avanti, nei Capitoli 3 e 4 — riguardanti rispettivamente gli additivi ritardanti ed acceleranti — la specifica azione del parametro α sulla porosità e sulla resistenza meccanica. In questo paragrafo l’attenzione verrà rivolta soprattutto al rapporto a/c e quindi all’azione di quegli additivi capaci appunto di diminuire questo parametro e detti appunto riduttori d’acqua.
La ragione per la quale la riduzione di acqua di impasto (e quindi del rapporto a/c a parità di dosaggio di cemento) si tramuta in un benefico effetto consolidante sulla matrice cementizia e conseguentemente sulle proprietà di tutto il conglomerato, è illustrata nella Fig. 2.1. In questa fi gura si rappresenta la situazione schematica limitatamente a due granuli di cemento adiacenti in due condizioni comparativamente diverse per il rapporto a/c (A e B), quando l’idratazione non è ancora iniziata (α = 0) e quando il cemento si è idratato per circa la metà (α = 0.5). Per semplicità, il cemento idratato è rappresentato soltanto da elementi fibrosi, che si formano per idratazione dei silicati di calcio presenti nel cemento Portland, dall’intreccio dei quali derivano la rigidità, la resistenza meccanica, l’impermeabilità, ecc. del materiale indurito.
La maggiore quantità di acqua comporta una maggiore distanza tra i granuli di cemento e quindi, a parità di grado di idratazione (α = 0.5), i cristalli fibrosi del cemento idratato appaiono meno intrecciati.

Nella Fig. 2.2 è mostrata l’influenza del rapporto a/c sulla morfologia di una pasta di cemento a parità di tempo di stagionatura (5 ore) e quindi di α; la microstruttura della pasta B con il rapporto a/c più basso appare molto meno porosa, più densificata, quindi meno permeabile e più resistente meccanicamente per il minor contenuto del volume (Vp) di pori capillari.
In conseguenza della riduzione del rapporto a/c entro un determinato intervallo (per esempio 0.80-0.30) e della modifica microstrutturale della matrice cementizia, la qualità del calcestruzzo, a parità di grado di idratazione α (e cioè di tipo di cemento, di tempo e temperatura di stagionatura), migliora com’è schematicamente illustrato nella Fig. 2.3. Sull’ordinata del diagramma di questa fi gura può essere riportato il valore della resistenza meccanica a compressione a 28 giorni (Rcm28), assunto come parametro globale per misurare la qualità del calcestruzzo.

2.2 IMPIEGO DEGLI ADDITIVI RIDUTTORI DI ACQUA/FLUIDIFICANTI

Gli additivi riduttori di acqua sono stati definiti come prodotti capaci di ridurre l’acqua di impasto a pari lavorabilità oppure di incrementare la lavorabilità a pari quantità di acqua di impasto (1). In questa seconda funzione, il termine più appropriato per indicare questi additivi è quello di fluidificanti (plasticizers in Inglese) o superfluidifi canti (superplasticizers in Inglese) a seconda dell’effetto più o meno pronunciato. Analogamente, quando gli additivi agiscono sulla riduzione di acqua possono essere indicati come riduttori di acqua (water reducers in Inglese) o super-riduttori di acqua (high-range water reducers in Inglese).
La distinzione tra riduttori e super-riduttori di acqua da una parte, e tra fluidificanti e superfluidificanti dall’altra, dipende sostanzialmente dal metodo di impiego di questi additivi. Nel primo caso (Fig. 2.4A) si aggiunge l’additivo e si riduce l’acqua in modo che la lavorabilità — misurata per esempio con lo slump — rimanga la stessa: l’efficacia dell’additivo è quantificata dalla riduzione di acqua (a), che — a parità di dosaggio di cemento (c) — si tramuta in una diminuzione del rapporto a/c e nel conseguente aumento di resistenza meccanica (Fig. 2.3). Nel secondo caso (Fig. 2.4 B), cioè quando gli additivi sono impiegati da fluidificanti o uperfluidificanti, l’aggiunta del prodotto avviene senza ridurre l’acqua di impasto e si registra l’aumento di slump: maggiore è l’aumento dello slump, maggiore è l’efficacia dell’additivo.
Esiste, infi ne, anche un terzo metodo di impiego (C) che in pratica è il più diffuso e consiste nell’aggiungere l’additivo riducendo sia l’acqua di impasto che il dosaggio di cemento in modo da mantenere costante il rapporto a/c con i seguenti vantaggi (Fig. 2.4 C):
• riduzione del costo del calcestruzzo perché l’incidenza dell’additivo è minore di quella del cemento;
• riduzione di tutte le proprietà negative del calcestruzzo legate ad un eccesso di cemento (ritiro igrometrico, gradiente termico provocato dal calore di idratazione) con benefi ci sulla riduzione del rischio di fessurazione di origine igrometrica o termica.
L’aumento di volume di sabbia (s) e di ghiaia (g) compensa la diminuzione del volume di acqua nella Fig. 2.4 A. L’aumento del volume di sabbia (s) a spese della ghiaia (g) riduce la segregazione del calcestruzzo più lavorabile (Fig. 2.4 B). Nella Fig. 2.4 C l’aumento di sabbia (s) e di ghiaia (g) compensa la riduzione del volume di acqua (a) e di cemento (c).

2.3 IL MECCANISMO D’AZIONE DEI RIDUTTORI D’ACQUA

Normalmente i granuli di cemento posseggono delle cariche elettrostatiche di segno opposto distribuite in modo casuale sulla loro superficie, cosicché l’insieme del sistema risulta elettricamente neutro dal punto di vista statico. L’origine di queste cariche elettrostatiche deriva dalla rottura dei legami ionici durante il processo di macinazione del clinker di cemento Portland (Fig. 2.5 A).
La frattura del clinker, per effetto del processo di macinazione, determina cariche di segno opposto sulle due superfici create dalla frattura stessa; tuttavia, poiché complessivamente le cariche elettrostatiche di segno opposto si equivalgono, la carica elettrostatica globalmente esistente in ciascun granulo è nulla o quasi neutra.
In presenza di un liquido come l’acqua, al momento della miscelazione del calcestruzzo i singoli granuli di cemento vengono movimentati e possono verificarsi fenomeni di attrazione tra le superfici con cariche elettriche di segno opposto appartenenti a granuli di cemento adiacenti: in queste condizioni si verifica un processo di agglomerazione noto con il nome di “flocculazione” (Fig. 2.5 A).
La flocculazione di un sistema di particelle solide sospese in un liquido, comporta un aumento di viscosità della sospensione rispetto alla situazione nella quale le stesse particelle risultano disperse, cioè non flocculate.
La dispersione può essere conseguita se al momento della miscelazione l’acqua di impasto contiene degli additivi riduttori di acqua le cui molecole siano in grado di essere adsorbite sulla superficie dei granuli di cemento (Fig. 2.5 B). In queste condizioni, attraverso un meccanismo che sarà meglio illustrato più avanti, i granuli di cemento sono ostacolati nel processo di flocculazione.
Nella Fig. 2.6 sono messe a confronto le osservazioni microscopiche di due sospensioni di cemento in acqua (a pari a/c) nelle quali in un caso (A) prevale la flocculazione, mentre nell’altro (B) prevale la dispersione per la presenza di un additivo riduttore di acqua. La parte delle foto corrisponde alla presenza del cemento mentre quella bianca corrisponde all’acqua.
Nella Fig. 2.7 sono mostrate le osservazioni visive che evidenziano microscopicamente due paste di cemento a parità di rapporto a/c: una è flocculata e l’altra è dispersa. Esse corrispondono alle due osservazioni microscopiche (A e B) della Fig. 2.6: si può notare come la pasta flocculata (A) risulti molto più viscosa della pasta dispersa (B) che risulta così fluida da poter essere colata come un liquido. Quando le due paste di cemento si ritrovano in presenza di aggregati, all’interno di una malta o di un calcestruzzo, esse determinano due situazioni reologicamente diverse quali quelle mostrate in Fig. 2.8: il calcestruzzo con la pasta di cemento flocculato (A) presenta un abbassamento al cono di Abrams (slump) molto minore di quello relativo al corrispondente calcestruzzo, più fluido, contenente la pasta di cemento dispersa (B).
La ragione per la quale un sistema flocculato risulta essere meno fluido del corrispondente sistema disperso, risiede nella difficoltà di movimento che presentano le “famiglie” dei granuli flocculati (A) rispetto alle “singole” particelle disperse (B). La flocculazione comporta un ingombro sterico” delle particelle agglomerate allorquando il sistema (in forma di pasta, malta o calcestruzzo) è sollecitato a muoversi. Al contrario, le particelle disperse, meno ingombranti, si
muovono più facilmente ed il sistema risulta essere più fluido.

Se è vero che un sistema disperso (Fig. 2.5 B) è più fluido del corrispondente sistema flocculato (Fig. 2.5 A), resta da chiarire perché la presenza di additivi riduttori di acqua comporta la transizione da un sistema flocculato in un sistema disperso. Per lungo tempo si è accettato, come meccanismo di azione, che questi additivi modifichino la situazione delle cariche elettrostatiche distribuite sulla superficie dei granuli di cemento (3).

In sostanza, in presenza di additivi le superfici di tutti i granuli di cemento verrebbero ad assumere una carica elettrostatica dello stesso segno (negativa) e pertanto le singole particelle tenderebbero a respingersi anziché ad agglomerarsi. La repulsione di carattere elettrostatico tra le particelle di cemento in presenza di questi additivi è stata documentata attraverso misure del cosiddetto potenziale zeta che in qualche modo testimonia la presenza o meno di cariche elettriche sulla superficie delle particelle di cemento.
Il potenziale zeta delle particelle di cemento è pressoché nullo quando sono sospese in un mezzo acquoso privo di additivi. In presenza di additivi riduttori d’acqua, invece, il potenziale zeta diventa negativo ed assume valori (in assoluto) crescenti all’aumentare del dosaggio di questi additivi.
In sostanza, la “catena” degli eventi per spiegare il meccanismo di azione degli additivi riduttori di acqua sarebbe la seguente (4):
a) gli additivi (portatori di cariche elettriche negative) si depositano sulla superficie dei granuli di cemento (adsorbimento superficiale);
b) per effetto degli additivi il potenziale zeta dei granuli di cemento (inizialmente nullo) diventa negativo;
c) le particelle di cemento si respingono reciprocamente per effetto della stessa carica elettrica (negativa);
d) la repulsione elettrostatica distrugge la flocculazione dei granuli di cemento che vengono così dispersi in acqua;
e) la dispersione dei granuli di cemento in acqua rende il sistema più scorrevole (fluido) per la riduzione o eliminazione della flocculazione.

Successivamente (5) è stato trovato che, accanto agli additivi melamminico (SMF) e naftalinico (SNF) capaci di disperdere i granuli di cemento in acqua e quindi di fluidificare la sospensione acquosa attraverso il meccanismo della repulsione elettrostatica (Fig. 2.5B), esistono anche additivi policarbossilici (PC) capaci di provocare la stessa azione disperdente-fluidificante senza tuttavia generare una carica elettrica negativa particolarmente significativa (cioè un potenziale
zeta particolarmente elevato). Nelle Figure 2.9, 2.10 e 2.11 sono mostrate rispettivamente la fluidità (spandimento della malta a pari a/c = 0.40), l’adsorbimento di additivo ed il potenziale zeta (in pasta) al variare del dosaggio di tre distinti additivi (SMF, SNF e PC) espresso come percentuale di sostanza attiva (secca) rispetto al peso del cemento.

Gli additivi SMF ed SNF, adsorbiti sul cemento, provocano la dispersione delle particelle attraverso una significativa variazione di potenziale zeta (Fig. 2.11), ed hanno come effetto risultante finale un incremento di fluidità della malta (Fig. 2.9): in questo caso la “catena” degli eventi da a) ad e) sopra menzionata appare essere una plausibile spiegazione del fenomeno disperdente-fluidificante per gli additivi SMF ed SNF.
Nel caso, invece, dell’additivo PC si registra un effetto fluidificante molto più evidente (a parità di dosaggio) rispetto agli altri additivi sebbene la variazione di potenziale zeta sia molto più modesta: in particolare, al dosaggio di 0.2% di additivo, il prodotto PC non provoca alcuna sostanziale modifica nel potenziale zeta delle particelle solide (Fig. 2.11) anche se esso, fortemente adsorbito sulla superficie del cemento (Fig. 2.10), fa aumentare considerevolmente la fluidità della malta cementizia (Fig. 2.9). Da tutto ciò consegue che il semplice adsorbimento di additivo sul cemento, anche in assenza di variazione di potenziale zeta e quindi di repulsione elettrostatica, può ridurre la flocculazione per effetto della semplice presenza di sostanze organiche che si depositano sulla superficie dei granuli di cemento.

Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 1

Additivi e aggiunte per calcestruzzo

Gli additivi chimici e le aggiunte minerali sono prodotti che vengono impiegati, insieme agli altri ingredienti principali del calcestruzzo (acqua, cemento e aggregati) per migliorarne le proprietà.

Gli additivi (1-5), solitamente in forma di liquidi e prevalentemente di tipo organico, sono impiegati in quantità relativamente piccole (≤ 5% sul cemento) rispetto a quelle degli ingredienti principali: salvo eccezioni, da qualche centinaio di grammi a qualche chilogrammo per metro cubo di calcestruzzo. Esprimendo il loro dosaggio rispetto alla massa di cemento, gli additivi sono generalmente impiegati in misura che varia da 0.01% fi no ad un massimo del 2-3%, con l’unica eccezione degli additivi acceleranti di presa (per spritz beton) e degli antigelo (per getti in climi molto freddi: -15°C) che possono raggiungere dosaggi molto maggiori (fino a 7-8%).

Gli additivi, pur con un costo unitario relativamente alto rispetto agli altri ingredienti del calcestruzzo, finiscono per incidere in modo relativamente modesto se riferiti a 1 m3 di calcestruzzo, soprattutto se si confronta il beneficio da essi apportato ed il costo alternativo che si dovrebbe sostenere in loro assenza per conseguire lo stesso beneficio.

Le aggiunte minerali (6), in forma di polvere di tipo inorganica, sono impiegate in quantità più elevate anche se generalmente più piccole di quelle degli altri ingredienti: esse sono dosate in misura del 5-30% del peso del cemento, con qualche eccezione per calcestruzzi molto articolari dove l’aggiunta può diventare prevalente rispetto alla massa del conglomerato.

Le aggiunte minerali presentano un costo unitario che può variare entro un ampio intervallo: da qualche centesimo di euro per chilogrammo (per i prodotti direttamente recuperati da altri processi industriali) fino a qualche decimo di euro per chilogrammo (per prodotti di intesi oppure sottoposti a trattamenti industriali più o meno costosi). Conseguentemente anche l’incidenza economica delle aggiunte minerali può variare entro un ampio intervallo: da qualche euro ad una decina di euro per metro cubo di calcestruzzo. Anche per le aggiunte, come per gli additivi, occorre però tener conto in un bilancio globale dei risparmi derivanti dal loro impiego accanto ai benefici prestazionali conseguiti soprattutto in combinazione tra loro.

Nella Tabella 1.1 è mostrato un quadro schematico che riassume le principali caratteristiche degli additivi e delle aggiunte.

1.1 CLASSIFICAZIONE DEGLI ADDITIVI

Esiste un numero considerevole di additivi disponibili sul mercato, tutti raggruppabili in un numero limitato di categorie in base alla loro azione ed alla loro funzione correlata con il tipo di beneficio che si intende conseguire nel calcestruzzo.

In realtà, ciascun additivo presenta quasi sempre, accanto ad una funzione principale, altre funzioni secondarie (correlate con benefici specificatamente richiesti) o anche effetti collaterali negativi di minore importanza dei quali occorre ovviamente tener conto all’atto della loro scelta ed impiego.

Una classificazione degli additivi in base alle loro funzioni principali, ma che tiene conto anche degli effetti collaterali negativi, è mostrata nelle Tabelle 1.2 e 1.3 dove sono anche indicate le principali azioni degli additivi stessi (3).

Nella Tabella 1.2 sono schematicamente mostrate le caratteristiche degli additivi più comunemente e correttamente impiegati:

riduttori d’acqua (fluidifi canti, superfluidificanti);
ritardanti;
acceleranti;
anti-gelo;
aeranti;
riduttori di ritiro igrometrico;
viscosizzanti.

In realtà gli additivi fluidificanti e superfluidificanti, raggruppati in questa classificazione in un’unica categoria, dal punto di vista merceologico sono generalmente considerati due additivi distinti.

Nella Tabella 1.3 sono, invece, mostratele caratteristiche degli additivi speciali impiegati per scopi molto particolari e comunque di uso meno frequente rispetto a quelli della Tabella 1.2. Essi comprendono:

inibitori della reazione alcali-aggregato;
inibitori di corrosione;
coadiuvanti di pompaggio;
idrorepellenti;
coloranti.

Diagnosi del degrado e restauro delle strutture in C.A. – Capitolo 8

L’impiego dell’FRP nel restauro delle opere in C.A.

8.1 – INTRODUZIONE

I materiali FRP (pronuncia ef-ar-pi), acronimo di Fiber Reinforced Polymer, cioè, “materiali polimerici fibrorinforzati” costituiscono l’ultima frontiera nel settore del restauro e dell’adeguamento statico degli edifici civili e delle opere infrastrutturali.

Gli FRP appartengono alla vasta famiglia dei “compositi strutturali”, ossia, di quei materiali (fra cui anche il cemento armato) costituiti da due o più fasi di cui almeno una – il rinforzo – è presente in forma discontinua ed è caratterizzata da elevate prestazioni meccaniche, mentre l’altra – la matrice – è identificabile come un elemento continuo e, di solito, risulta meccanicamente più debole. La caratteristica peculiare dei compositi strutturali è quella di fornire prestazioni meccaniche migliori o, perlomeno, più “complete” di quelle che sarebbero fornite dalle singole fasi componenti.

Nei compositi a matrice polimerica (gli FRP per l’appunto) la matrice è generalmente costituita da una resina epossidica o al poliestere mentre i rinforzi sono costituiti da fibre in materiali inorganici come il carbonio, il vetro o, meno frequentemente, il boro oppure i materiali polimerici come l’aramide.

Gli FRP non sono materiali di invenzione particolarmente recente. Infatti, la prima barca in vetroresina – materiale capostipite dei compositi strutturali, costituito da fibre di vetro e resina al poliestere – venne realizzata nel 1942, le prime fibre di boro e in carbonio ad alta resistenza sono apparse all’inizio degli anni 60 e il brevetto del Kevlar (nome commerciale delle fibre in aramide), è stato depositato dalla Dupont nel 1973. L’elevato costo di questi materiali, legato soprattutto alla complessità dei processi produttivi, però, ha relegato per molti anni l’uso degli FRP a settori come quello aeronautico, astronautico e militare dove il problema dei costi risulta di secondaria importanza rispetto alla possibilità di utilizzare materiali come gli FRP caratterizzati da una resistenza specifica, (intesa come resistenza meccanica a trazione per unità di peso) così elevata da risultare ineguagliabile da qualsiasi altro materiale.

Tuttavia, la parziale riduzione dei costi, in particolare delle fibre di carbonio, dovuta alla loro maggiore diffusione e ad una ottimizzazione dei processi produttivi, ha fatto sì che, negli ultimi anni, l’utilizzo degli FRP ad alte prestazioni si sia esteso anche a settori caratterizzati storicamente da una tecnologia più “povera” come quello delle costruzioni edili dove la presenza di materiali e sistemi costruttivi più economici ne aveva per anni ostacolato l’ingresso. In particolare, nel settore delle costruzioni edili, si è assistito nell’ultima decade ad un notevole incremento dell’utilizzo di compositi strutturali a matrice polimerica.

Ad esempio in Giappone, paese che per primo ha eseguito sperimentazioni e realizzato applicazioni pratiche di materiali FRP in edilizia, il consumo delle fibre di carbonio per uso strutturale è passato dalle 6 tonnellate del 1993 alle 250 tonnellate del 1997. Analogo andamento è stato registrato negli ultimi anni negli Stati Uniti, altro paese trainante nell’utilizzo degli FRP nel campo delle costruzioni.

L’impiego degli FRP in edilizia riguarda solo in minima parte gli edifici e le infrastrutture di nuova costruzione dove, nonostante la riduzione dei costi, i compositi strutturali non riescono a scalzare la concorrenza dei materiali tradizionali come il calcestruzzo, l’acciaio e il legno decisamente più a buon mercato. Esistono, tuttavia, rari esempi di costruzioni interamente realizzate in composito, come la passerella pedonale di Aberfeldy per la cui costruzione è stato fatto ampio uso di elementi in fibra di vetro, oppure esempi di applicazioni pratiche in cui si è proceduto all’inserimento di armature in composito all’interno di strutture in calcestruzzo di nuova costruzione, in sostituzione delle normali armature metalliche, al fine di aumentarne la durabilità in ambienti particolarmente aggressivi. L’utilizzo maggiore degli FRP nelle costruzioni, invece, riguarda essenzialmente il settore del restauro statico delle strutture degradate o danneggiate e quello dell’adeguamento statico, in particolare in campo antisismico.

Il progressivo invecchiamento delle strutture e infrastrutture in cemento armato costruite per lo più nella seconda metà del secolo appena trascorso, la necessità di provvedere all’adeguamento statico di strutture non progettate o mal progettate per resistere agli eventi sismici oppure di ripristinare quelle che sono state da questi eventi danneggiate, infine l’urgenza di provvedere ad un incremento della portanza di ponti e viadotti per effetto dell’aumento del traffico veicolare e dei relativi carichi, costituiscono un problema di primaria importanza nella società odierna.

In questo settore, le tecniche di intervento basate sull’utilizzo dei materiali tradizionali presentano non poche difficoltà operative e diversi dubbi sulla durabilità futura dell’intervento stesso. In quest’ottica, un intervento di ripristino basato sull’utilizzo di compositi ad alte prestazioni, nonostante il costo più elevato delle materie prime, può risultare più economico se si estende la valutazione economica ai tempi e alle attrezzature necessarie per l’intervento, ai costi derivanti da eventuali interruzioni dell’esercizio della struttura e alla stima della vita utile della struttura stessa a seguito dell’intervento.

I materiali FRP, infatti, grazie alla estrema leggerezza, vengono messi in opera senza l’ausilio di particolari attrezzature e macchinari, da un numero limitato di operatori, in tempi estremamente brevi e, spesso, senza che risulti necessario interrompere l’esercizio della struttura.

8.2 – LE FIBRE DI CARBONIO

Le fibre di carbonio, apparse sul mercato nei primi anni ’60, sono fibre sintetiche caratterizzate da altissima resistenza meccanica ed altissima rigidità.

Industrialmente le fibre di carbonio vengono prodotte per lavorazione ad alta temperatura di particolari fibre polimeriche dette “precursori”. Il precursore attualmente più utilizzato per la produzione di fibre in carbonio è il poliacrilonitrile (PAN), un materiale di per sé molto utilizzato sia in campo tessile (i ben noti tessuti “acrilici” sono in massima parte costituiti da copolimeri di PAN) che in edilizia (molte delle fibre polimeriche utilizzate per prevenire le fessure da ritiro plastico nelle malte e nei calcestruzzi sono in poliacrilonitrile).

La produzione delle fibre di carbonio, a partire dal poliacrilonitrile, viene effettuata attraverso un processo industriale che prevede tre stadi: Riscaldamento, Ossidazione e Carbonizzazione nel corso dei quali la temperatura viene fatta aumentare fi no a 1300 – 1500°C mentre le fibre del precursore vengono tenute in trazione. Il risultato finale è la formazione di polimeri a struttura grafitica pressoché pura, continua e regolare lungo tutta la lunghezza delle fibre.

Polimero a struttura grafi tica risultante dalla produzione industriale delle fibre di carbonio

La grafite presente in natura è un materiale molto tenero e lavorabile, tant’è che viene utilizzato nelle mine delle matite. Ciò è dovuto al fatto che essa si presenta in natura come un agglomerato di “lamelle”, ossia, di cristalli piani di piccole dimensioni, facilmente sfaldabili tra loro in processi di lavorazione meccanica.

Le fibre di carbonio ottenute artificialmente, invece, sono costituite, come già detto, da veri e propri “polimeri” di grafi te che esibiscono una tenacità senza eguali se sollecitate nella direzione in cui si sviluppa il polimero.

Nella realtà, le fibre in carbonio commercialmente prodotte, al variare dei parametri di processo sopra descritti, sono caratterizzate da una struttura chimica che varia da quella del carbonio allo stato amorfo e quella della grafite cristallina. In dipendenza da ciò, variano anche le caratteristiche fisico-meccaniche delle fibre in carbonio.

In Tabella 8.1 sono riportate le caratteristiche meccaniche di tre tra i più comuni tipi di fi bre di carbonio, che vengono identificati come Carbonio ad Alta Resistenza, Carbonio ad Alto Modulo e Carbonio ad Altissimo Modulo, confrontate con quelle dell’acciaio da cemento armato tipo Feb 44K. Come si può notare, il parametro che differenzia più marcatamente le fibre in carbonio dall’acciaio, è la cosiddetta resistenza specifica, ossia, il rapporto tra la resistenza meccanica a trazione e il peso specifico che nelle prime risulta da 10 a 40 volte maggiore che nel secondo. Questa caratteristica rende i composti in fi bra di carbonio particolarmente utili in settori come quello aeronautico o astronautico dove la leggerezza è un parametro essenziale. Nel settore delle costruzioni civili il tipo di fi bre in carbonio maggiormente utilizzato e quello ad Alta Resistenza (E ≈ 230 GPa; ffk ≈ 4000 ÷ 5000 MPa) seguito, a lunga distanza, dal Carbonio ad Alto Modulo (E ≈ 400 GPa; ffk ≈ 3000 MPa).

Il carbonio ad Altissimo Modulo non viene praticamente utilizzato.

Le fibre in Aramide o Aramidiche sono fibre polimeriche ad altissime prestazioni meccaniche ottenute per lavorazione di Poliammidi Aromatiche (in inglese ARomatic polyAMIDes) dalla cui contrazione deriva il nome “Aramid”.

8.3 – LE FIBRE DI ARAMIDE

Le poliammidi sono una famiglia di materiali polimerici ottenuti per policondensazione di diammine e acido dicarbossilico. Esse possono essere caratterizzate da una struttura “lineare” oppure contenere gruppi aromatici.

Si parla di poliammidi a struttura o catena lineare quando i legami tra gli atomi di carbonio e i vari gruppi funzionali si sviluppano prevalentemente lungo una linea. Tra le poliammidi a struttura lineare vale la pena ricordare il Nylon, uno dei primi materiali polimerici ad essere stato sintetizzato (1935). Il Nylon, essendo caratterizzato da una struttura lineare, risulta molto deformabile. Esso, infatti, è caratterizzato da un modulo elastico E intorno a 5 GPa (circa 50000 kg/cm2 ) e possiede una resistenza meccanica a trazione relativamente bassa se confrontata con quella di altri materiali polimerici (500 ÷ 700 MPa). Le caratteristiche meccaniche del Nylon, inoltre, tendono a diminuire in presenza di umidità. Per la scarsa rigidezza e tenacità, il Nylon non trova impiego in ambito strutturale.

Le poliammidi possono contenere nella loro struttura un certo numero di “anelli aromatici”. In chimica organica si dà il nome di anello aromatico alla struttura caratteristica della molecola del benzene costituita da 6 atomi di carbonio posti ai vertici di un esagono regolare e legati tra loro e ad un atomo di idrogeno esterno.

La presenza di anelli aromatici nella molecola di una poliammide (Fig. 8.3b) comporta un incremento delle prestazioni meccaniche rispetto a quelle delle poliammidi lineari, in particolare, del modulo di elasticità. Se il contenuto di anelli aromatici risulta maggiore dell’85% si parla di poliammidi aromatiche e, più propriamente, di ARAMIDI.

Molecola del benzene che contiene un anello aromatico

Le prime fibre aramidiche prodotte risalgono agli anni ‘60 (1961) e sono state commercializzate con la denominazione di NOMEX.

Nel 1971, nei laboratori della Dupont, gli stessi studiosi che avevano inventato Nomex hanno messo a punto e brevettato un processo per ottenere fibre aramidiche caratterizzate da prestazioni meccaniche decisamente superiori a quelle del Nomex e confrontabili con quelle di alcuni tipi di fibre in carbonio. Il materiale ottenuto è stato commercializzato con il nome di Kevlar e rappresenta la quasi totalità delle fibre oggi utilizzate nei compositi a base aramidica.

Esistono in commercio vari tipi di Kevlar che si differenziano tra loro sia per la struttura chimica (in particolare per la lunghezza delle diammine aramidiche utilizzate nei monomeri) che per le prestazioni meccaniche. I più comuni sono il Kevlar 29 e il Kevlar 39. Più recentemente è stata introdotta una nuova formulazione denominata Kevlar 149. Nella Tabella 8.2 sono riportate le caratteristiche meccaniche di questi tre tipi di fi bra aramidica confrontate con quelle dell’acciaio tipo FeB 44K.

Le fibre aramidiche sono caratterizzate da una resistenza meccanica a trazione confrontabile con quella delle più comuni fibre in carbonio ma da un modulo elastico mediamente più basso. Per contro, in ragione del loro peso specifico più basso (1,4 g/cm3 contro 1,8 g/cm3 del carbonio) le fibre aramidiche sono caratterizzate da una più elevata resistenza specifica intesa come resistenza meccanica a trazione rapportata al peso specifico del materiale.

L’elevata resistenza specifica delle fibre aramidiche le rende particolarmente indicate nelle applicazioni aeronautiche mentre la loro notevole resistenza all’impatto ne hanno suggerito l’uso in particolari applicazioni militari. Ad esempio, sono state realizzate in Kevlar parti delle corazze di alcuni carri armati leggeri, mentre sono realizzati in tessuti di Kevlar, sostanzialmente tutti i giubbotti antiproiettili.

Nel settore delle costruzioni civili, l’aramide non trova grande impiego nel restauro delle strutture in cemento armato dove le fibre in carbonio provvedono, a parità di costi, un più alto modulo elastico e, quindi, maggiore capacità di assumere carichi e parità di deformazioni imposte alla struttura rinforzata. L’impiego delle fibre in aramide è, per lo più, indicato nel rinforzo delle strutture in muratura dove un elevato modulo elastico non è necessario e, spesso, può costituire un problema.

8.4 LE FIBRE IN VETRO

Le fibre di vetro sono ottenute per fusione a circa 1500°C di vari ossidi quali: l’ossido di calcio, l’ossido di silicio, l’ossido di magnesio, l’ossido di alluminio, l’ossido di boro. Successivamente alla fusione, la miscela di ossidi viene fatta raffreddare bruscamente fi no a circa 1200 °C e fatta fi lare dal fondo di un contenitore di platino provvisto di centinaia di fori. Le singole fibre vengono, poi, riunite, per mezzo di opportuni collanti, a formare dei fi lamenti con sezione trasversale costituita da circa 200 fili.

Successivamente alla filatura le fibre vengono, normalmente, ricoperte da un appretto che svolge diverse funzioni tra le quali quella di proteggere il vetro dall’azione aggressiva dell’ambiente esterno.

In funzione del tipo e delle proporzioni delle materie prime utilizzate nel processo di fusione si possono ottenere vari tipi di vetro con prestazioni fi siche e meccaniche molto differenti tra loro. Complessivamente sul mercato sono presenti sette tipi diversi di vetro definiti con le lettere A, C, D, E, L, R, S. Fra questi i più diffusi sono il vetro tipo “E”, caratterizzato da costo molto contenuto ma da prestazioni meccaniche relativamente basse e il vetro tipo “S”, prestazionalmente migliore ma caratterizzato da costi più elevati.

L’utilizzo delle fibre di vetro nel rinforzo delle strutture in cemento armato può nascondere, almeno in linea teorica, un problema legato alla scarsa resistenza di questo materiale alle aggressioni promosse da un ambiente fortemente alcalino come quello del calcestruzzo. In presenza di alcali (Na+ e K+ ), infatti, la silice (SiO2 ) in forma amorfa che costituisce la fase principale del vetro, tende a reagire formando dei silicati alcalini idrati in forma gelatinosa. Il risultato di questa reazione è un forte degrado delle fibre in vetro con netta riduzione della sezione resistente complessiva.

Vale la pena far notare, comunque, che il problema della scarsa resistenza agli alcali delle fibre di vetro nelle applicazioni di rinforzo a strutture in cemento armato viene risolto se si procede, come peraltro è necessario anche ai fi ni statici, ad una completa imbibizione delle fibre nella resina che costituisce la matrice e che, nel caso specifico, funge da protezione per le fibre nei confronti dell’attacco promosso dalle sostanze alcaline provenienti dal conglomerato cementizio.

Diagnosi del degrado e restauro delle strutture in C.A. – Capitolo 7

Intervento a spruzzo o a cazzuola

L’intervento è destinato all’applicazione di malte espansive a consistenza plastica per riparare grandi estensioni superficiali (pareti, volte, soffitti) di spessore relativamente ridotto (in genere da 2 a 4 cm).

L’intervento comprende:

preparazione del sottofondo;
produzione della malta;
applicazione della malta;
stagionatura del rivestimento.

Preparazione del sottofondo

In linea di massima è necessario che il sottofondo di calcestruzzo sul quale si deve applicare la malta da restauro si presenti sano, irruvidito e saturo di acqua.

I ferri di armatura, inoltre, debbono essere privati della loro ruggine incoerente.

Occorre, pertanto:

rimuovere, mediante scarifica meccanica o idrodemolizione, il materiale ammalorato fino ad arrivare ad un calcestruzzo meccanicamente resistente e irruvidito: lo spessore di calcestruzzo rimosso deve essere almeno eguale a quello che, in base alle indagini diagnostiche (Capitolo II), risulta essere ormai penetrato dagli agenti aggressivi (cloruro, solfato, ecc.) anche se ancora non completamente danneggiato; i residui di precedenti interventi non perfettamente aderenti, come anche oli, grassi, vernici superficiali, ecc., dovranno essere ugualmente rimossi; un irruvidimento ideale del sottofondo corrisponde ad una superfi cie con asperità di circa 5 mm;
pulire i ferri di armatura da polvere e ruggine incoerente mediante sabbiatura ed applicare una rete elettrosaldata o nuovi ferri di armatura eventualmente previsti dal progetto di restauro; la rete elettrosaldata (per spessori di malta fi no a 25 mm) va applicata direttamente sul sottofondo e fissata con chiodi in modo da garantire un copriferro di almeno 15 mm; nel caso di spessori di malta fi no a 50 mm – fermo restando il copriferro di almeno 15 mm – è consigliabile, mediante distanziatori, sistemare la rete elettrosaldata in modo che non sia a diretto contatto del sottofondo (ma disposta simmetricamente nello strato di malta) per utilizzare al massimo l’azione di contrasto della rete stessa nei confronti dell’espansione della malta; ad ogni modo, per spessori maggiori di 25 mm è consigliabile applicare il prodotto a più strati ciascuno dei quali per non più di 25 mm; spessori di malta inferiori a 15 mm possono essere applicati anche in assenza di rete elettrosaldata, purché il contrasto all’espansione della malta sia assicurata dalle asperità (5 mm) del sottofondo in calcestruzzo;
saturare di umidità il sottofondo bagnando con acqua a pressione al fine di evitare sottrazione di acqua alla malta da applicare con conseguente perdita delle caratteristiche espansive: una tecnologia ottimale è quella basata sull’ impiego delle macchine per lavaggio ad acqua delle autovetture con rimozione dell’eccesso di acqua mediante aria compressa o stracci per ottenere un sottofondo saturo di acqua a superficie asciutta.

Produzione della malta

Prima di iniziare la produzione della malta è necessario aver predisposto le attrezzature occorrenti (betoniera, macchina intonacatrice, cazzuola, spatola, frattazzo) ed accertare che il quantitativo di prodotto sia sufficiente per l’esecuzione del lavoro (di solito da 1900 a 2000 kg per 1 m3 di malta). Si procede, quindi, alla miscelazione della malta in betoniera seguendo le istruzioni del produttore per quanto concerne la quantità di acqua da impiegare e le modalità operative.

Nel caso di climi caldi (> 35°C) si raccomanda di immagazzinare i prodotti occorrenti alla preparazione della malta in luoghi protetti dalla diretta insolazione, ed in quelli freddi (< 10°C) in ambienti chiusi al riparo dalle intemperie. Questa precauzione evita fenomeni di presa rapida o lenta della malta. Per lo stesso motivo è consigliabile l’impiego di acqua raffreddata (0-10°C) o riscaldata (40-60°C) rispettivamente nei periodi di clima caldo o freddo.

Applicazione della malta

L’applicazione può essere eseguita a cazzuola o, più produttivamente ed efficacemente a spruzzo con macchina intonacatrice. Immediatamente si può procedere, con una spatola di legno, a rendere più o meno planare la superficie rimuovendo la malta dalle zone di maggior accumulo. La finitura finale, (con frattazzo di legno, di ferro o di spugna sintetica) può essere eseguita in un tempo successivo (circa 30-60 min) quando, appoggiando la mano sulla superficie, le dita non affondano ma lasciano solo una leggera impronta. Se la malta ha da poco iniziato la presa l’operazione di frattazzatura superficiale può essere agevolata se è accompagnata dall’applicazione di acqua nebulizzata.

Stagionatura

Subito dopo la finitura finale, le superfici della malta applicata debbono essere stagionate con teli costantemente umidi per almeno 24 ore e fino a 2 giorni in ambienti caldi (> 30°C), asciutti (UR < 70%) e ventilati (velocità del vento > 10 km/ora). In alternativa, subito dopo la finitura le superfici possono essere trattate con agente stagionante per creare una pellicola anti-evaporante: questa operazione è sconsigliata se si debbono applicare ulteriori rivestimenti protettivi o vernici, a meno che non si provveda successivamente a rimuovere la pellicola mediante spazzolatura.

Il nuovo calcestruzzo – Calcestruzzo polimero-impregnato (PIC)

Capitolo XXIII – Calcestruzzo polimero-impregnato (PIC)

23.1 INTRODUZIONE E DEFINIZIONI

In chimica, il monomero indica un composto (solitamente liquido o gassoso) formato da molecole singole (per esempio: CH2= CH2, etilene che è un gas o CH3―CH=CH―COOCH3 metilmetacrilato che è un liquido); la polimerizzazione consiste nel formare una lunga catena (lineare o ramificata) delle varie molecole di monomero per produrre un polimero (solido):

Il calcestruzzo polimero-impregnato, più noto come PIC (Polymer-Impregnated Concrete), è un materiale composito molto speciale che si ottiene:
a) impregnando il conglomerato cementizio (precedentemente essiccato) con un liquido monomerico, di solito metil-metacrilato (MMA) o anche stirolo, che riempie quasi tutte le cavità entro il calcestruzzo;
b) facendo polimerizzare il monomero all’interno del calcestruzzo e formando così un solido a porosità trascurabile o nulla, e quindi con capacità notevoli di
resistere agli agenti aggressivi, inclusi gli acidi, ma soprattutto con prestazioni meccaniche così straordinarie da poter essere lavorato e rifinito con operazioni meccaniche tipiche dei materiali metallici (Fig. 23.1).

Il processo di trasformazione da tante molecole di monomero (per esempio: metil-metacrilato, liquido) in poche macromolecole polimeriche (polimetil-metacrilato, solido) è solitamente molto lento, quasi nullo, al punto che il composto può persistere nello stato monomerico anche per un tempo molto lungo a temperatura ambiente.

Fig. 23.1 – Prototipo di contenitore con coperchio avvitabile per dimostrare le possibilità di lavorazione con il PIC (Arturo Rio)

Tuttavia il processo di polimerizzazione, come quello sopra mostrato esemplificativamente in [23.1] può avvenire in tempi molto brevi, soprattutto a temperature maggiori di quella ambientale, se si adotta uno dei due seguenti accorgimenti:
• esposizione alle radiazioni gamma del cobalto 60 (60Co);
• aggiunta di un catalizzatore (tipo benzoil-perossido o azo-bis-butirronitrile) che, per definizione, accelera una reazione chimica come è appunto un processo
di polimerizzazione

23.2 IL PROCESSO PRODUTTIVO

Il processo produttivo, schematicamente illustrato in Fig. 23.2, include una prima parte che coincide con la produzione convenzionale del calcestruzzo (A e B), ed una seconda parte più tipica e specifi ca della produzione del PIC (C, D, E, F).

Il calcestruzzo è un tipico conglomerato prodotto in un impianto di betonaggio convenzionale (A in Fig. 23.2) con cemento Portland (circa 350 kg/m3), a/c di circa 0,50, diametro massimo dell’inerte di circa 20 mm. A meno che non si adoperi il processo di maturazione a vapore ad alta temperatura, non si consiglia l’impiego di pozzolana, cenere volante o loppa che, a temperatura ambiente, richiederebbero una lunga stagionatura prima di essere coinvolte nella produzione di C-S-H* secondario (§ 3.6).

Nella maturazione (B) si preferisce una stagionatura a vapore (§11.4) a quella eseguita a temperatura ambiente in linea con una produzione accelerata e quindi industrializzata del PIC. Le migliori prestazioni si ottengono con un trattamento a vapore ad alta pressione, cioè a temperatura maggiore di 100°C (solitamente a circa 175°C per 3 ore) e quindi con una pressione del vapore ben maggiore di quella atmosferica, che comporta l’impiego di un’autoclave. I conglomerati così ottenuti, detti calcestruzzi autoclavati, sono quindi riscaldati con aria calda a 110-150 °C per rimuovere l’acqua libera (stadio C in Fig. 23.2).

Fig. 23.2 – Schematizzazione del processo produttivo di PIC

La rimozione dell’acqua libera del calcestruzzo, eventualmente accelerata con un riscaldamento sotto vuoto nello stadio C, è seguita dall’immersione in liquido monomerico (solitamente MMA) per circa 20 minuti al fine di impregnare il calcestruzzo saturandone tutta la porosità interna e superficiale (stadio D in
Fig. 23.2).
Il processo di polimerizzazione può avvenire (stadio E in Fig. 23.2) riscaldando il manufatto di calcestruzzo impregnato con monomero e catalizzatore (processo
termo-catalitico), oppure esponendo il manufatto alle radiazioni gamma del 60Co. Il processo termo-catalitico si realizza molto semplicemente immergendo il manufatto in un bagno di acqua calda (50 cm di altezza) a 75°C preliminarmente saturata con il monomero MMA: questo accorgimento evita che durante il riscaldamento a circa 75°C, necessario per la polimerizzazione in tempi relativamente brevi, il monomero situato nella parte corticale del calcestruzzo possa parzialmente evaporare prima ancora di polimerizzare. La presenza di acqua, satura essa stessa di monomero, impedisce a quello che si trova nel calcestruzzo di fuoriuscire e si realizza pertanto una completa polimerizzazione soprattutto nella parte corticale più attaccabile dalle azioni aggressive alle quali il manufatto sarà esposto in servizio.
Lo stadio finale di lavorazione e finitura superficiale con le tecniche tradizionalidi tornitura, trafilatura, ecc. tipiche dei materiali metallici (stadio E in Fig. 23.2) è di fondamentale importanza per ottenere manufatti funzionali oltre che esteticamente molto pregevoli (Fig. 23.1).

23.3 CARATTERISTICHE PRESTAZIONALI DEL PIC

La principale caratteristica prestazionale del PIC è la elevata resistenza meccanica a compressione che varia da 100 MPa, se il calcestruzzo è confezionato con aggregati porosi fino a circa 180 MPa, con calcestruzzi contenenti aggregati ordinari e maturazione a vapore ordinaria.

Un ulteriore incremento fi no a circa 200 MPa può essere ottenuto se si impiegano i calcestruzzi “autoclavati” che comportano, però, costi più elevati non sempre giustificati dal miglioramento prestazionale.

Miglioramenti prestazionali (da calcestruzzo ordinario a quello polimero-impregnato) del 200-300% sono conseguibili anche nella resistenza meccanica a trazione e flessione.
Il modulo elastico, invece, aumenta solo di circa il 70-80% con forte estensione del comportamento elastico-lineare fi no a circa il 50-70% del carico di rottura di tipo fragile (Fig. 23.3).
Miglioramenti altrettanto significativi quanto quelli relativi alle prestazioni meccaniche, e anch’essi correlati con l’annullamento pressoché totale della porosità capillare della matrice cementizia (§ 8.5), sono stati registrati per la durabilità. Oltre a resistere alle più severe condizioni di aggressioni convenzionali per le opere dell’ingegneria civile (§ 10.5) quali il gelo-disgelo o l’attacco solfatico (§ 10.3), il PIC resiste particolarmente bene all’azione dilavante di acqua demineralizzata ed all’attacco di acque acide.

Fig. 23.3 – Curva sforzo-deformazione per un calcestruzzo prima e dopo l’impregnazione con MMA

23.4 APPLICAZIONI DEL PIC

Le applicazioni del PIC sono tutte applicazioni di “nicchia” e quasi sempre destinate a settori dell’ingegneria industriale o a rivestimenti per costruzioni di grande valore architettonico per l’aspetto tipo-marmo che si riesce ad ottenere (Fig. 23.1).

Un’altra importante applicazione riguarda il settore delle tubazioni. Tubi in PIC senza armature metalliche si comportano molto meglio delle corrispondenti tubazioni in calcestruzzo armato non solo per quanto concerne la pressione idrostatica che possono sopportare ma anche, e soprattutto, per la migliore resistenza all’attacco chimico di carattere acido come, per esempio, quelle di acque reflue-domestiche ed industriali.
Rivestimenti in PIC possono essere utilizzati per proteggere il substrato in calcestruzzo in molte applicazioni industriali esposte a sollecitazioni di carattere
straordinario.
Applicazioni per il pregevole aspetto del PIC vanno da elementi decorativi per giardino, pavimentazioni a mosaico e moduli per posto-barca attrezzato in porti turistici e, perfino, statue di rilevante pregio artistico.
Il PIC presenta, invece una scarsa durabilità se è messo in contatto con acque contenenti cloruro (opere marittime e autostradali esposte a sali decongelanti nei periodi invernali). Il cloruro provoca infatti la de-polimerizzazione del PMMA (cioè riduce il polimero solido in monomero liquido) con conseguente penetrazione dell’acqua contenente cloruri (M. Collepardi, L. Coppola, F. Manari e G. Moriconi; “Polymer-Impregnated Concrete Behaviour Under Sea-Water”; Proceedings of the International Conference “Innovative Marine Materials and Technology” La Spezia (1992); disponibile su www.encosrl.it Pubblicazioni
scientifiche Corrosione e protezione delle armature nelle strutture in c.a. Articolo N. 13).

Bibliografia consigliata

• “Polymers in Concrete”; Publication SP-40; American Concrete Institute; Detroit (USA); 1973
• A. Rio e S. Biagini; “Process of Tecnology and Performances of Polymer Impegnated Concretes”; Convegno BIBM, Stresa (Italia), 1975

Il nuovo calcestruzzo – Umidità relativa e calcestruzzo

15.1 UMIDITÀ RELATIVA

L’umidità relativa (UR) rappresenta la percentuale della pressione del vapore acqueo (p) in un certo ambiente rispetto al valore massimo (p₀) della pressione
del vapore quando è saturo (tensione di vapore)

Poiché la tensione del vapore (p₀) aumenta con la temperatura (T), un certo valore di p corrisponde ad UR decrescente se aumenta T.
Il valore di UR è 100% in un ambiente saturo di vapore. Se l’ambiente diviene insaturo (UR<100%) l’acqua libera che si trova nel calcestruzzo tende ad evaporare
per saturare l’ambiente. Il processo prosegue finché teoricamente la pressione dell’ambiente non raggiunge il valore di p₀ (UR = 100%)*. In ambiente aperto,
insaturo e ventilato, l’evaporazione provoca un significativo essiccamento del calcestruzzo.

* In teoria l’evaporazione dell’acqua è impedita solo in ambiente saturo di vapore (UR=100%). Tuttavia in pratica l’evaporazione dell’acqua del calcestruzzo è nulla o trascurabile
anche con UR=95%. Ciò è dovuto al fatto che la tensione di vapore dell’acqua all’interno dei pori capillari (p‘₀) è leggermente inferiore rispetto a quella dell’acqua nell’ambiente (p_o). Per la stessa ragione, il vapore nei pori capillari condensa in corrispondenza di una tensione di vapore minore rispetto a quella dell’ambiente (condensazione capillare)

Le conseguenze dell’essiccamento sono:

vulnerabilità delle armature metalliche alla corrosione (copriferro poroso);
minore resistenza meccanica nella struttura rispetto a quella dei provini;
ritiro plastico del calcestruzzo fresco;
ritiro igrometrico del calcestruzzo indurito.

Per ovviare a questi inconvenienti che compromettono la integrità del copriferro, come verrà illustrato nei successivi paragrafi, le Norme Tecniche per le Costruzioni (DM del 14 Gennaio 2008) prevedono nel paragrafo 11.2.11 che “in fase di progetto la prescrizione, valutate opportunamente le condizioni ambientali del sito ove sorgerà la costruzione o quelle di impiego, deve fissare le caratteristiche del calcestruzzo da impiegare (composizione a resistenza meccanica), i valori del copriferro e le regole di maturazione”. Prosegue inoltre il testo delle Norme Tecniche per le Costruzioni che “Al fine di ottenere la prestazione richiesta in funzione delle condizioni ambientali, nonché per la definizione della relativa classe, si potrà fare utile riferimento alle indicazioni contenute nelle Linee Guida sul Calcestruzzo Strutturale edite dal Servizio
Tecnico Centrale del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici ovvero alle norme UNI EN 206-1:2006 ed UNI 11104:2004”. In queste Linee Guida nelle Tabelle 7 ed 8 qui mostrate come Tabelle 15.1/A e 15.1/B sono riportati i giorni di maturazione del calcestruzzo “per conseguire una adeguata impermeabilità dello strato superficiale” e “garantire che il copriferro sia diventato pressoché impervio alla penetrazione delle sostanze contenute nell’ambiente di esposizione”.

Tabella 15.1A – Calcolo della maturazione (in giorni) del calcestruzzo e Tabella 15.1B – Calcolo della velocità di sviluppo della resistenza

15.2 INFLUENZA DELL’UR SULLA CORROSIONE DEI FERRI DI ARMATURA

Il copriferro (cf) giuoca un ruolo di enorme importanza nella protezione delle armature metalliche dalla corrosione (Fig. 15.1): un copriferro poroso si lascia penetrare più facilmente dagli agenti ambientali che promuovono (CO2, Cl) o alimentano (O2, H2O) la corrosione; d’altra parte, un copriferro di spessore (x) esiguo offre un cammino ridotto agli agenti aggressivi per arrivare ai ferri di armatura.

Fig. 15.1 – Influenza della porosità del calcestruzzo e dello spessore (x) di copriferro sul tempo (t) di penetrazione da parte degli agenti aggressivi

Per esempio con un copriferro di 15 mm (Fig. 15.1), gli agenti aggressivi che penetrano il calcestruzzo secondo [15.2] e [15.3]

impiegheranno un tempo t₁ oppure t’₁ a seconda della porosità del copriferro (Fig. 15.1); d’altra parte raddoppiando lo spessore di copriferro da 15 a 30 mm (Fig. 15.1), i tempi di penetrazione degli agenti aggressivi diventano più lunghi:

ma rimangono comunque più brevi se il copriferro è più poroso per la mancata stagionatura.

Pertanto, la protezione delle armature metalliche (in termini di tempo t impiegato dagli agenti aggressivi per raggiungere il ferro) è tanto maggiore, quanto maggiore è x, e quanto minore è K. Questa, d’altra parte, dipende dalla porosità capillare V_p che a sua volta è funzione del rapporto acqua-cemento (a/c) adottato
e del grado di idratazione (α) assicurato (§ 8.2: equazione [8.1]).

Riassumendo quanto sopra esposto:

Fig. 15.2 – Applicazione di un agente stagionante nebulizzato sulla superficie

Pertanto, se si vuole assicurare una lunga protezione dei ferri di armatura (⇑t) occorre:

aumentare lo spessore di copriferro: ⇑x
ridurre il rapporto acqua-cemento: ⇓a/c
aumentare il grado di idratazione: ⇑α

È sufficiente mancare in una delle tre summenzionate raccomandazioni per fallire nella protezione dei ferri di armatura e quindi nella durabilità della struttura.

Le norme europee consentono di prescrivere, direttamente o indirettamente, valori di x, a/c, ed α tali da assicurare in pratica la durabilità delle strutture in c.a. e c.a.p..

L’Eurocodice 2 fissa il valore minimo x in relazione al grado di aggressione ambientale (Tabelle 11.2-11.9), mentre la norma EN 206 stabilisce il valore massimo di a/c sempre in rapporto alla classe di esposizione (Capitolo XI).

Il valore di α è indirettamente prescritto (nella norma EN 206) attraverso alcune misure pratiche, atte a garantire una sufficiente idratazione del cemento per ridurre la porosità capillare (V_p) secondo la [8.1] e quindi K secondo la [15.6]. Per raggiungere questo obiettivo occorre adottare in pratica una delle seguenti misure, tutte mirate a realizzare un alto grado di idratazione (α) nel copriferro:

bagnare con acqua nebulizzata la superficie del calcestruzzo appena scasserata per almeno 3 giorni (preferibilmente 7 giorni);
mantenere umida la struttura appena scasserata mediante teli impermeabili o sacchi continuamente bagnati per almeno 3 giorni (preferibilmente 7 giorni);
rinviare la rimozione dei casseri al terzo giorno (preferibilmente al settimo) per mantenere umide le strutture;

Il nuovo calcestruzzo – Temperatura e calcestruzzo

Fig. 14.4 – Influenza del trattamento a vapore sulla resistenza meccanica a compressione (R_c) rispetto a quella dello stesso calcestruzzo stagionato sempre a 20°C

14.5 CALORE DI IDRATAZIONE, GRADIENTI TERMICI E RISCHI DI FESSURAZIONE

L’idratazione del cemento è una reazione esotermica che avviene con sviluppo di calore. Il calore di idratazione unitario, cioè riferito ad 1 kg di cemento, dipende dal tipo e dalla classe di resistenza del cemento: maggiori sono il contenuto di clinker Portland e la finezza di cemento (cioè la classe di resistenza), più rapido è lo sviluppo di calore (Tabella 14.2).

Tabella 14.2 – Calore di idratazione (kJ/kg) di alcuni cementi a vari tempi di idratazione

Il calore di idratazione provoca il riscaldamento del calcestruzzo. In condizioni adiabatiche, cioè in assenza di alcuna perdita di calore dal calcestruzzo, l’aumento di temperatura (ΔT_t )_ad , al tempo t, può essere così calcolato:

dove q_t (in kJ/kg) è il calore di idratazione unitario del cemento al tempo t (Tabella 14.2), c è il dosaggio di cemento nel calcestruzzo (in kg/m³), q_t · c (in kJ/m³ di calcestruzzo) è il calore sviluppato in 1 m³ di calcestruzzo al tempo t, m è la massa di 1 m³ di calcestruzzo (≈2400 kg/m³), ρ è il calore specifi co del calcestruzzo [≈1,1 kJ/(kg·°C)]. In Fig. 14.5 è riportato il riscaldamento (ΔT_t )ad in funzione del tempo di idratazione (t) per un calcestruzzo con cemento CEM II/A-L 42.5R (300 kg/m³) in condizioni adiabatiche:

Inserendo nella [14.2] il valore di q<sub>t</sub> ai vari tempi (Tabella 14.2) si ricava la curva di Fig. 14.5.

Nel caso di un riscaldamento non adiabatico, come si verifica usualmente nelle strutture reali, l’andamento della temperatura sarà prima crescente (quando nei primi 2-3 giorni il calore d’idratazione si sviluppa ad alta velocità), e dopo decrescente (quando la dissipazione del calore dal calcestruzzo all’ambiente prevale sullo sviluppo del calore di idratazione che dopo 3 giorni procede più lentamente). Nella Fig. 14.6 è mostrato esemplificativamente ΔT<sub>t</sub> (in condizioni non adiabatiche) in funzione del tempo (t) in una zona della struttura termicamente più isolata (nucleo) ed in una zona corticale periferica dove il calore di idratazione è dissipato più rapidamente.

A causa del diverso isolamento termico del calcestruzzo nella zona centrale (nucleo) ed in quella periferica, si instaura un gradiente termico (δT_t) tra la parte più calda e quella più fredda della struttura*. Il massimo valore del gradiente termico (δT)_max si raggiunge solitamente a 2-3 giorni e comunque raramente oltre 7 giorni.

* ΔT_t, rappresenta la variazione di temperatura (riscaldamento) in funzione del tempo (_t) nello stesso punto della struttura; δ T_t rappresenta la differenza di temperatura (gradiente termico), ad un determinato tempo (t), tra due diversi punti della struttura (nel caso specifico tra il nucleo, più caldo, e la periferia, più fredda)

Se il valore di (δT)max supera 20°C esiste un rischio di fessurazione per le tensioni conseguenti alle differenti variazioni dimensionali (Fig. 14.6). La fessurazione potrà apparire sulla superficie durante i primi 2-3 giorni (cioè nella fase di riscaldamento in Fig. 14.7) a causa delle tensioni di compressione nel nucleo più caldo (che vorrebbe dilatarsi) che provoca tensioni di trazione sulla superficie più fredda della struttura che si dilata meno del nucleo; in realtà questo tipo di rischio, che pure esiste, non è elevatissimo (se non in calcestruzzi molto ricchi di cemento ed in climi freddi) perché inizialmente il modulo elastico (§ 9.7) è basso e, quindi, si instaurano basse tensioni a causa delle differenze termiche. Inoltre, si registra un rilassamento viscoso che mitiga le tensioni insorte tra nucleo e periferia (§ 16.1).

Fig. 14.5 – Incremento di temperatura, (ΔTt)ad, cioè il riscaldamento in funzione del tempo (t) nel nucleo di un calcestruzzo in condizioni adiabatiche: 300 kg/m3 di CEM II/A-L 42.5R

Fig. 14.6 – Esempio di fessure indotte da un eccessivo gradiente termico (40°C) tra nucleo più caldo e spigoli di un pilastro più freddi

La fessurazione potrà verificarsi nel nucleo della struttura (quindi più insidiosamente perché non visibile) nella fase di raffreddamento di Fig. 14.7 per l’insorgere di tensioni di trazione nel nucleo che si raffredda più lentamente della periferia. Poiché nel frattempo il calcestruzzo è diventato più rigido, cioè è aumentato il modulo elastico, le variazioni dimensionali di origine termica provocano una maggiore tensione. Inoltre, il rilassamento viscoso va diminuendo con l’aumento di rigidità del sistema, e quindi gioca un ruolo meno importante nel mitigare le tensioni.

Mentre il calcolo di (ΔT_t )ad in condizioni adiabatiche attraverso la [14.2] è relativamente semplice, il calcolo di (δT)_t è troppo complesso poiché dipende anche da fattori difficilmente prevedibili (condizioni eoliche e termiche nei giorni immediatamente dopo il getto) che influenzano la dispersione del calore, oltre che dalle dimensioni e dalla geometria delle strutture. Tuttavia, è possibile calcolare il valore di (δT)_max nella ipotesi estrema e conservativa di riscaldamento adiabatico nel nucleo e di dissipazione termica totale in periferia (temperatura sempre eguale a quella dell’ambiente): in queste condizioni il valore di (δTt)_maxcoincide con quello di (ΔT_t)_ad , cioè la differenza di temperatura tra nucleo e periferia (Fig. 14.7) coincide con il riscaldamento adiabatico del nucleo (Fig. 14.5).

Fig. 14.7 – Variazioni della temperatura (ΔTt) nel nucleo e nella periferia, in funzione del tempo (t) con formazione di gradienti termici (δTt) in calcestruzzo in condizioni non adiabatiche: 300 kg/m3 di CEM II/A-L 42.5R

Assumendo realisticamente che il (δT_t)_max è raggiunto solitamente a tre giorni si può porre:

Attraverso la [14.1] si ottiene

dove q₃ è il calore di idratazione sviluppato da 1 kg di cemento a 3 giorni (Ta-bella 14.2); c è il dosaggio di cemento in kg/m³, m è la massa volumica del calcestruzzo (circa 2400 kg/m³) e ρ è il calore specifico del calcestruzzo, circa 1,1 kJ/ (Kg∙°C).

Se si pone (δT_t)_max eguale a 20°C (massimo gradiente termico accettabile, oltre il quale esiste il rischio di fessurazione) si ottiene:

Inserendo 2400 kg/m₃ al posto di m, e 1,1 kJ/(kg·°C) al posto di ρ si ottiene:

Scegliendo il tipo di cemento e conseguentemente il valore di q₃ dalla Tabella 14.2, si può calcolare il massimo dosaggio di cemento (c), attraverso la [14.6], per non superare il gradiente termico (δT3)_max di 20°C. Per esempio il valore del dosaggio di cemento (c) diventa 168 kg/m³ con il CEM II A-L 42.5R e 330 kg/ m³ se si sceglie il CEM III/B 42.5N per effetto di un minor calore di idratazione (q₃=315 e 160 kJ/kg rispettivamente per il cemento al calcare ed il cemento d’altoforno).

Bibliografia consigliata:

Lorella Angelini, Vincenzo Maniscalco, Mario Collepardi; “Calcestruzzo stagionato
a vapore a bassa temperatura (20-40°C)”; Atti delle Giornate AICAP
1985; 2-4 Maggio; 1985
Mario Collepardi; “Scienza e Tecnologia del Calcestruzzo”; Terza Edizione;
Hoepli; Milano; 1991
Mario Collepardi, Silvia Collepardi e Roberto Troli; “Il Mix Design del Calcestruzzo”;
Editore Tintoretto, Villorba (TV); 2008
Vito Alunno Rossetti; “Il Calcestruzzo. Materiali e Tecnologia”; Mc Graw Hill
Italia Milano; 1997

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 R_ck (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 R_ck 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 R_ck , 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 R_ck di almeno 40 N/mm² se si adotta il cemento di classe 42.5R. Ovviamente, si otterrebbero valori maggiori di R_ck, 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