Temperatura e calcestruzzo
Nella quindicesima presentazione parliamo di temperatura e calcestruzzo. Che influenza ha la temperatura sulla resistenza meccanica? E sull’organizzazione del cantiere? Quali sono i trattamenti termici a vapore nel calcestruzzo prefabbricato? Cosa sono il calore di idratazione, i gradienti termici e i rischi di fessurazione nei getti massivi? Scopritelo nel video con il professor Mario Collepardi.
Ricordiamo che sono disponibili tutte le precedenti presentazioni nella sezione Formazione tecnologia del calcestruzzo, che si trova nel reparto Libri e Formazione.
La porosità capillare
Oggi parleremo della porosità capillare. Quali sono gli obiettivi di questa presentazione?
Innanzitutto la descrizione dei vari tipi di porosità, seguita dall’origine della porosità capillare e infine dalla spiegazione di come la porosità capillare influenzi le prestazioni del calcestruzzo.
Dizionario enciclopedico del calcestruzzo – Sezione 1
Questo libro è una versione aggiornata di precedenti edizioni che furono pubblicate tra il 1990 e il 2004. Il libro, dopo una introduzione al Principio del Mix Design, si suddivide in 9 Sezioni ciascuna delle quali contiene più Moduli. Il Modulo rappresenta una autonoma informazione, generalmente contenuta in una sola pagina, eventualmente accompagnata da esercizi numerici per illustrare le applicazioni pratiche.Il libro è stato aggiornato tenendo conto della norma nazionale UNI 11104 che, unitamente alla norma europea UNI-EN 206-1, determina, in accordo al DM del 14 Gennaio 2008, le proprietà e le composizioni dei calcestruzzi durabili in relazione alla loro classe di esposizione ambientale.
AA.R.S. Acronimo di altissima resistenza ai solfati → vedi Cemento resistente ai solfati.
Abbassamento al cono di Abrams → vedi Cono di Abrams.
Abrams, Duff Andrew. (Illinois 1880, New York 1965). Dal 1930 al 1931 fu Presidente dell’ACI (←) acronimo di American Concrete Institute. Abrams è stato uno dei massi- mi ricercatori nel settore della scienza e della tecnologia del calcestruzzo. Alcuni dei principali risultati delle sue ricerche riguardano: la definizione del modulo di finezza (←), un metodo sperimentale per la misura della lavorabilità del calcestruzzo fresco mediante il cosiddetto cono di Abrams (←), la definizione del rapporto acqua/cemento (←). Nel 1918 pubblicò i primi risultati sulla correlazione tra il rapporto acqua/cemento e la resistenza meccanica a compressione (←) nota come Legge di Abrams (←). In realtà su questo argomento Abrams fu preceduto dal Francese R. Ferét (←) che nel 1892 pubblicò un articolo sul rapporto a/c (←) dove si tiene conto anche dell’influenza dell’aria intrappolata (←) (a’) provocata da una incompleta compattazione sulla resistenza meccanica a compressione. Nella Legge di Abrams, invece, non si tiene conto dell’aria intrappolata a’ in quanto la correlazione tra a/c e resistenza meccanica è determinata in condizioni di compattazione completa.
Abrasimetro di Amsler. Noto anche come tribometro di Amsler (←) è uno strumento impiegato per misurare l’abrasione del calcestruzzo (←).
Abrasimetro di Tabler → vedi Abrasione del calcestruzzo.
Abrasione del calcestruzzo. Il calcestruzzo può esse- re sottoposto ad usura per effetto di azioni meccaniche superficiali come l’attrito, lo scivolamento, la raschiatura, la percussione,ecc. Questo fenomeno nelle strutture idrauliche si manifesta in forma di erosione (←) o cavitazione (←). I metodi per misurare l’abrasione sono numerosi e tutti descritti dall’ASTM (←) e si basano sulla perdita di massa del calcestruzzo in superficie a seguito dell’applicazione delle sollecitazioni usuranti. I vari metodi dipendono dal tipo di abrasione che si vuole simulare. Tra i metodi più frequenti si possono menzionare quello (ASTM C 418-90) basato sull’applicazione di sabbiatura standardizzata che provoca una scarifica della superficie tanto più profonda quanto minore è la resistenza all’abrasione. Altri tre metodi, tutti basati sull’asportazione del materiale in superficie per effetto di una parte meccanica rotante a contatto con la superficie del calcestruzzo (abrasimetro di Tabler), sono descritti dall’ASTM C 779-89a. Un metodo speciale ASTM (C 944-90a) è impiegato se si deve determinare la resistenza all’abrasione su carote di piccole dimensioni.
L’abrasimetro di Amsler (←) noto anche come tribometro di Amsler (←) realizza tra i materiali a contatto sia un rotolamento puro, sia un rotolamento accompagnato da strisciamento, sia ancora un’usura di puro strisciamento.
I metodi per migliorare la resistenza all’abrasione prevedono diverse opzioni:
– l’aumento della resistenza meccanica a compressione (←): se si passa da 50 a 100 MPa si aumenta la resistenza all’abrasione del 50%;
– la riduzione del rapporto a/c (←), una completa compattazione del calcestruzzo fresco (←) e una prolungata stagionatura umida (←), capace di ridurre le fessure, migliorano la resistenza all’abrasione;
– i calcestruzzi a ritiro compensato (←) si comportano meglio dei calcestruzzi ordinari per l’assenza di fessure in superficie;
– miscele con 350 kg/m3 di cemento (←) si comportano bene ma un aumento del dosaggio di cemento oltre questo valore non fa migliorare la resistenza all’abrasione per l’aumento della componente meno resistente che è la pasta cementizia (←);
– l’inclusione nel calcestruzzo di sabbia frantumata ed aggregati grossi duri migliorano la resistenza all’abrasione;
– nel caso delle pavimentazioni industriali in calcestruzzo (←) l’applicazione di uno spolvero indurente.
Cemento Portland di miscela. Il cemento Portland di miscela comprende 17 sotto-tipi dove il clinker (←) è ancora predominante (almeno 65%) e dove gli altri costituenti (escluso il fumo di silice (←) impiegabile solo nell’intervallo 6-10%) possono oscillare entro due intervalli: 6-20% oppure 21-35%; nel primo caso apparirà nella sigla corrispondente la lettera A, mentre se l’intervallo composizionale è maggiore apparirà la lettera B. → vedi Cementi di miscela: Tabella che mostra le composizioni dei cementi.
La sigla di questi cementi è formata da CEM II, seguito dalla lettera A oppure B a seconda della quantità di costituente minerale, ed infine da una lettera che individua lo specifico costituente minerale: (S per loppa (←), P per pozzolana naturale (←), Q per pozzolana industriale (←), L per calcare (←), T per scisto calcinato (←) come è mostrato nella Tabella riportata nella voce Cementi di miscela (←). Per esempio la sigla II/A-S sta ad indicare un cemento Portland di miscela (II), contenente loppa (S) in una proporzione variabile dal 6 al 20% (A), e prenderà il nome di “cemento Portland alla loppa”. Se, invece, accanto al prevalente clinker di cemento Portland sono presenti più di un costituente minerale (loppa, pozzolana, cenere, ecc.) il legante risultante sarà chiamato “cemento Portland composito individuato dalla sigla II/A-M oppure II/B-M a seconda del contenuto di clinker.
Cemento Portland ferrico → vedi Modulo dei fon- denti.
Cemento pozzolanico. Include 2 sottotipi, dove il contenuto di clinker (←) è compreso negli intervalli 65- 89% (A) oppure 45-64% (B) e come costituente minerale è presente una miscela di microsilice (←), cenere silicica (←) e pozzolana naturale (←) o pozzolana industriale (←). Il cemento pozzolanico (CEM IV) propriamente detto ed il cemento d’altoforno (←) (CEM III) si distinguono rispettivamente dal cemento Portland alla pozzolana (←) (CEM II) e dal cemento Portland alla loppa (←) (CEM II) per il minor contenuto di clinker. Quindi, anche per il cemento pozzolanico, soprattutto quello B con maggior contenuto di pozzolana (36-55%), sarà difficile prevedere la disponibilità nelle classi di resistenza più elevate (42.5R, 52.5, 52.5R).
Cemento resistente ai solfati. La norma UNI 9156 prevede la seguente classificazione per il cemento resistente ai solfati: – classe di resistenza ai solfati moderata (“MRS”): C3A
(←) ≤ 8 % e SO3 (←) ≤3,5%; C3A ≤ 10 % e SO3 ≤3,0%; – classe di resistenza ai solfati alta (“ARS”): C3A ≤ 3 % e
SO3 ≤3,5%; C3A ≤ 5 % e SO3 ≤3,0%; – classe di resistenza ai solfati altissima (“AARS”): C3A = 0 % e C4AF (←) ≤20%.
In merito alla classe di esposizione (←) XA (←) la norma UNI 8981-2 prescrive quanto segue: – per la classe di esposizione XA1 (attacco debole)
– cemento a moderata resistenza chimica ai solfati (M.R.S.);
– per la classe di esposizione XA2 (attacco moderato)
– cemento ad alta resistenza chimica ai solfati (A.R.S.);
– per la classe di esposizione XA3 (attacco forte)
– cemento ad altissima resistenza chimica ai solfati (AA. R.S.).
Per attacchi più severi di quelli previsti dalle suddette classi di esposizione (attacco molto forte) si rende necessario ricorrere a protezioni superficiali supplementari in forma di guaine, resine o pitture impermeabilizzanti.
Cemento resistente ai solfati: cementerie disponibili in Italia. Cementi Buzzi Unicem → Trino (VC): CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM II B-LL 32,5R “ARS”; CEM IV A-P 42,5N “ARS”; CEM IV A-P 32,5N “ARS” — Augusta (SR): CEM II B-LL 32,5R “MRS”; CEM IV A-P 42,5R “MRS”; CEM IV B-P 32,5R “ARS” — Barletta (BA): CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM IV B-P 32,5R “ARS” — Cadola (BL): CEM I 52,5R “ARS”; CEM II A-LL 42,5R “ARS”; CEM II B-LL 32,5R “ARS” — Guidonia (RM): CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM II B-LL 32,5R “MRS”; CEM IV A-P 42,5R “ARS”; CEM IV B-P 32,5R “ARS” — Robilante (CN): CEM I 42,5R “MRS”; CEM I 52,5R “MRS”; CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM II A-LL 32,5R “MRS”; CEM II B-LL 32,5R “ARS” — Siniscola (OT): CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM IV A-V 32,5R “ARS”; — Tra- vesio (PN): CEM II B-LL 32,5R “MRS” — Vernasca (PC): CEM II A-LL 42,5R “MRS”; CEM II B-LL 32,5R “ARS”; CEM IV A -P 32,5R “ARS” — Riva (TN): CEM II A-LL 32,5 R “MRS”; CEM IV A-P 32,5R “ARS” — Settimello (FI): CEM II B-LL 32,5R “MRS”; CEM III A 32,5N “MRS”; CEM IV B-V 32,5R “ARS”.
Cementir → Taranto: CEM III B “ARS”; Maddaloni (CE) e Spoleto (PG): CEM IV “ARS”
Cementirossi → Cementeria di Pederobba (TV): CEM I 52,5 R “ARS”; CEM IV / A – V 42,5 R “ARS”; CEM IV / A – V 32,5 R “ARS”.
Colacem → Rassina (AR): CEM IV B-P 32,5R “ARS” — Galatina (LE): CEM IV B-V 32,5R “ARS” — Modica (RG): CEM I 42,5R “ARS” — Ghigiano di Gubbio (PG): CEM II B-LL 32,5R Bianco “ARS”.
Italcementi → Cementeria di Trieste (TS): CEM I “ARS”.
Cemento Romano. Cemento inventato e brevettato da James Parker nel 1798 a cavallo tra la calce idraulica (←) di Smeaton (←) ed il cemento Portland (←). La composizione di questo cemento non ha nulla a che fare con il legante calce + pozzolana impiegato dai Romani nella produzione del Calcestruzzo antico (←) descritto da Vitruvio (←).
Cemento soprasolfatato. Il cemento soprasolfatato, non previsto dalla norma UNI EN 197-1 (←), è prodotto soprattutto in Belgio, ma anche in Germania, Francia e Gran Bretagna; è costituito per l’80-85% da loppa granulata, per il 10-15% da anidrite o da gesso cotto e per il 5% circa da cemento Portland.
I prodotti dell’idratazione sono costituiti fondamentalmente da ettringite (←), C3A • 3CaSO4 • 32H2O e da idrosilicato di calcio, C-S-H (←). Il primo composto si forma soprattutto durante i primi giorni di idratazione, il secondo alle stagionature più lunghe. I cristalli fibrosi di ettringite sono molto più lunghi (oltre 120 μm) di quelli che si formano nelle paste di cemento Portland (qualche μm). Secondo Mehta (←) ciò è da ascrivere all’influenza della calce (presente nelle paste di cemento Portland, ma non in quelle di cemento soprasolfatato), che favorisce una cristallizzazione più minuta e quindi la formazione di fibre molte più corte. Secondo Mehta l’adsorbimento nel calcestruzzo fi brorinforzato (←). L’effetto è mostrato nella Figura che segue dove si può osservare che, con l’impiego di 10 kg/m3 di fibre polipropileniche anche il calcestruzzo ad altissima resistenza meccanica (100 MPa) non subisce l’effetto distruttivo dello spalling almeno fino a 700°C.
In sostanza, le fibre polimeriche non modificano significativamente il comportamento al fuoco del calcestruzzo ordinario, ma diventano indispensabili per migliorare il comportamento al fuoco del calcestruzzo = 80 MPa) ed altissima resistenza meccanica MPa). Questo effetto sorprendente e non ad alta prevedibile, (Rc = 100 (Rc ma largamente documentato nella letteratura tecnica (P. Kalifa, G. Chene and C. Galle, “High Temperature Behaviour of HPC with Polypropylene Fibres: From Spal- ling to Microstructure”, Cement and Concrete Research, Vol. 31, pp 1487-1499, 2001), è dovuto al fatto che le numerosissime fibre polimeriche disperse nella matrice cementizia fondono a 160-170°C e creano così una sorta di via d’uscita per drenare il vapore interno e per alleviare le tensioni correlate con la crescita della pressione del vapore, purché il contenuto delle fibre sia almeno pari allo 0,2% del volume del calcestruzzo.
In conclusione, per migliorare la resistenza al fuoco dei calcestruzzi ad alte prestazioni, è necessario impiegare sia le fibre metalliche per aumentare la capacità di tenuta nei confronti dell’azione dirompente dello spalling, sia le fibre polimeriche per attenuare l’insorgere della pressione del vapore grazie alla fusione delle fibre a temperature (a 160-170°C) che precedono l’inizio dell’effetto spalling (200-300°C) nei calcestruzzi molto densi e compatti come quelli ad altissima resistenza meccanica.
Compressione. Corrisponde allo stato di schiacciamento di un provino o di una struttura. → vedi Sollecitazione.
Concrete. E’il termine Inglese di calcestruzzo (←). Etimologicamente esso viene dal latino concretum. Cicerone (←) scriveva infatti “concretum corpus ex elementis” che significa “corpo composto di elementi diversi” che include appunto il significato di conglomerato (←), talvolta usato in italiano in luogo del vocabolo calcestruzzo.
Condensazione capillare → vedi Fisica dell’acqua nel calcestruzzo: condensazione capillare.
Conglomerato. Corpo composto di elementi diversi → vedi Calcestruzzo.
Cono di Abrams. E’ uno strumento inventato da Abrams (←). E’ un tronco di cono metallico alto 300 mm, largo alla base 200 mm e in sommità 100 mm impiegato per misurare la classe di consistenza (←), cioè la lavorabilità del calcestruzzo fresco. Per l’esecuzione della prova , il calcestruzzo è compattato con un pestello metallico in tre strati applicando per ogni strato 25 colpi. Si sforma quindi il calcestruzzo dal cono sollevandolo mediante le apposite maniglie e si misura l’abbassamento del calce- struzzo rispetto alla sommità del cono: l’abbassamento prende il nome di slump (←), può variare tra zero e 260 mm ed è tanto maggiore quanto più fluido è il calcestruzzo.
Il cono di Abrams viene impiegato, in accordo alla norma UNI 11041, anche per misurare calcestruzzi molto più fluidi —detti calcestruzzi auto compattanti (←) o Self-Compacting Concrete (SCC)— determinando il dia- metro del calcestruzzo sformato che assume la forma di una “pizza” denominato slump-flow (←) che deve essere almeno 600 mm e raggiungere il diametro della “pizza” di 500 mm in almeno 12 secondi.
Cono di Marsh. Contenitore da 2 litri di geometria standard a forma di cono nel quale si misura il tempo per lo svuotamento del primo litro. E’ impiegato per valuta- re la idoneità di una boiacca cementizia per l’iniezione all’interno di calcestruzzo che presenta macrovuoti nel restauro delle strutture in calcestruzzo degradato (←) come è mostrato nella Figura che segue:
Presenza di macrovuoti in un pilastro di calcestruzzo per incompleta compattazione
Il legante moderno prende il nome di cemento (←), mentre nel passato il legante del calcestruzzo antico (←) era formato da gesso (←) o calce (←), preferibilmente da una miscela di calce con pozzolana (←), o anche da calce idraulica (←).
Il legante può essere aereo o idraulico a seconda che indurisca solo a contato di aria come la calce (←) oppure anche al di fuori del contatto dell’aria come avviene per la miscela di calce con pozzolana (←), con la calce idraulica (←) o con il cemento Portland (←).
Legante aereo → vedi Legante.
Legante idraulico → vedi Legante.
Legge di Abrams. Nel 1918 Abrams (←) enunciò una legge fondamentale (pubblicata su “Design of Concrete Mixtures”, Bulletin 1, Structural Materials Research Laboratory,Lewis Institute, Chicago,1918): la resistenza meccanica a compressione (←) del calcestruzzo (←), ad una determinata temperatura, per esempio a 20°C, dopo un determinato tempo di stagionatura umi- da (←), per esempio a 28 giorni, con un determinato cemento (←), per esempio cemento Portland (←) ordinario, aumenta esponenzialmente al diminuire del rapporto acqua/cemento (←), purché il conglomerato sia perfettamente compattato all’interno dei casseri con un grado di compattazione (←) eguale a 1, cioè senza lasciare vuoti all’interno del materiale. La legge di Abrams può essere matematicamente espressa con la seguente equazione:
R = K1 / K2a/c dove R è la resistenza meccanica a compressione, a/c (←) è il stanti che rapporto dipendono acqua/cemento, dalla temperatura K1 e di K2 maturazione, sono due costanti che dipendono dalla temperatura di maturazione, dal tempo di stagionatura umida e dalla resistenza meccanica del cemento.
L’influenza del volume di aria intrappolata (←) — che rimane nel calcestruzzo a causa della incompleta compattazione— sulla resistenza meccanica del calcestruzzo era stata studiata in precedenza (nel 1892) da Féret (←) che aveva proposto una complessa equazione di difficile applicazione pratica per descrivere il fenomeno. Per questo motivo, è preferibile far riferimento alla relazione tra il rapporto a/c (←) e la resistenza meccanica a compressione in calcestruzzi compattati a rifiuto come avviene per l’applicazione della legge di Abrams. Nella voce → Resistenza meccanica a compressione sono mostrati i risultati quantitativi su calcestruzzi completamente compattati, maturati per diversi giorni (tra 1 e 28 giorni), a 20°C, umidità relativa di almeno 95%, e con i diversi cementi previsti dalle norme europee UNI EN 197-1 (←).
Sandor Popovics (←) (“Another Look at the Relation- ship between Strength and Composition of Concrete”, ACI Materials Journal, Vol. 108, pp. 115-119, 2011) ha studiato la correlazione tra resistenza meccanica e rap- porto acqua/cemento sopra riportata così come espres- sa nella legge di Abrams giungendo alla conclusione che l’equazione sopra riportata debba essere completata con altri parametri per migliorare la correlazione tra R ed a/c → vedi Resistenza meccanica a compressione dei calcestruzzi.
Legge di Bragg. Legge sulla diffrazione dei raggi X (←) scoperta da William Bragg (←).
Legge di Darcy. E’ la legge pubblicata nel 1856 da Henry Darcy (←) per calcolare la portata di un fluido (dV/ dt) attraverso un mezzo poroso caratterizzato da un coefficiente di permeabilità K, completamente saturo di acqua:
ΔP = l /(K•A) • dV/dt dove l è il cammino che deve percorrere il fluido attraverso una sezione A quando è sottoposto ad una differenza di pressione ΔP. Poiché il valore di ΔP è molto alto (almeno 20 bar) per una misura della raccolta di acqua attraverso uno spessore di pochi cm di un normale calce- struzzo, l’equazione di Darcy non è solitamente utilizzata per misurare K (che sarebbe compreso 1•10-9 e 1•10-12 m/s) e si ricorre a determinare l’impermeabilità (←) mediante la norma UNI EN 12390-8 (←).
La legge di Darcy è stata adottata da Powers per la sua teoria della pressione idraulica sul comportamento del calcestruzzo esposto ai cicli di gelo-disgelo (←).
Legge di Fick. Scoperta da Eugen Adolph Fick (←) nel 1855, questa legge stabilisce le condizioni nelle quali si muove un componente sotto la spinta della differenza nella concentrazione all’interno di un fluido, così come, per analogia, si verifica il trasporto di cariche elettriche per effetto di una differenza di potenziale elettrico (legge di Ohm), o il trasporto del calore per effetto della differenza nella temperatura (legge di Fourier). → vedi Penetrazione del cloruro.
Legge di Hooke. Per la sollecitazione (←) a compressione o a trazione tra σ ed ε esiste una correlazione: maggiore è σ, maggiore è ε. In particolare, per sollecitazioni σ relativamente piccole esiste una semplice correlazione di tipo lineare tra σ ed ε nota come Legge di Hooke (←):
σ = E • ε dove E è una costante nota come modulo elastico (←) o modulo di Young (←).
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 13
13.3 IL FUMO DI SILICE E GLI ADDITIVI
Anche nei calcestruzzi con fumo di silice si possono impiegare:
• additivi riduttori di acqua;
• additivi aeranti.
13.3.1 IL FUMO DI SILICE E GLI ADDITIVI RIDUTTORI D’ACQUA
Nella Fig.13.1 è mostrata l’acqua d’impasto a pari lavorabilità del calcestruzzo in funzione della percentuale di fumo si silice che sostituisce il cemento Portland CEM I 42.5 R; se la percentuale di fumo di silice rimane al di sotto del 5% si verifica un incremento trascurabile nella richiesta d’acqua; tuttavia, se la presenza del fumo di silice supera il 5% la richiesta d’acqua aumenta proporzionalmente fino al 30% in più rispetto a quella del corrispondente calcestruzzo senza fumo di silice. La maggiore richiesta d’acqua provocata dalla presenza del fumo di silice è dovuta alla maggiore finezza del fumo di silice rispetto a quella del cemento (1).
L’incremento dell’acqua d’impasto provocato dall’aggiunta del fumo di silice può essere controbilanciato dall’impiego degli additivi fluidificanti o superfluidificanti capaci di ridurre l’acqua d’impasto (Capitolo II). Nella Tabella 13.2 sono mostrati, in funzione della percentuale di fumo di silice, i dosaggi (riferiti alla somma in peso del cemento e fumo di silice) di un additivo fluidificante a base di ligninsolfonato (30% in acqua), e di un additivo superfluidificante a base di naftalinsolfonato (40% in acqua) o di policarbossilato (30% in acqua), per ripristinare, a parità di acqua d’impasto, la lavorabilità del calcestruzzo di riferimento senza fumo di silice.
I risultati mostrati nella Tabella 13.2 indicano che:
- in presenza di un additivo fluidificante a base di ligninsolfonato il dosaggio deve essere contenuto entro un valore di circa 0,6% sul peso del cemento per evitare un ritardo nell’idratazione del cemento;
- il dosaggio di un superfluidificante può raggiungere valori molto maggiori di quelli usualmente adottati in un calcestruzzo ordinario senza provocare indesiderati fenomeni di bleeding perché la presenza di fumo di silice rende il calcestruzzo più coesivo e privo di segregazione anche con elevati dosaggi di additivo: 3,5% per il superfluidificante naftalinico e 2% per quello policarbossilico più efficace.
Sulla base di questi risultati la combinazione di fumo di silice con un superfluidificante è molto positiva poiché si possono annullare gli effetti negativi derivanti da un dosaggio eccessivo di uno solo di questi composti: calcestruzzi poco lavorabili se si impiega solo fumo di silice, e calcestruzzi segregabili se si impiega solo superfluidificante. Nella Tabella 13.3 sono mostrate le proprietà del calcestruzzo fresco provocate dall’aggiunta combinata di fumo di silice e un superfluidificante
policarbossilico.
Esaminando i risultati della Tabella 13.3 si possono fare le seguenti osservazioni:
- passando dal Mix 1 al Mix 2 -> la presenza del fumo di silice in sostituzione del 15% di cemento Portland fa aumentare l’acqua d’impasto da 160 a 178 kg/m3 pari ad un incremento dell’11% a parità di slump (3cm);
- passando dal Mix 2 al Mix 3 -> l’aggiunta di additivo (1% su c+fs) fa ritornare l’acqua d’impasto (a pari slump di 3 cm) al valore di 160 kg/m3 del calcestruzzo di riferimento senza fumo di silice;
- passando dal Mix 3 al Mix 4 -> una maggiore aggiunta di additivo (1,5% su c+fs) a pari acqua d’impasto (a) fa aumentare ulteriormente lo slump 3 a 22 cm del calcestruzzo che diventa superfluido, coesivo e privo di bleeding;
- passando dal Mix 4 al Mix 5 -> un’aggiunta di ulteriore additivo (2% su c+fs) consente di ridurre l’acqua d’impasto da 160 a 136 kg/m3 e di produrre un calcestruzzo superfluido ed ancor più coesivo;
- passando dal Mix 5 al Mix 6 -> un’aggiunta di ulteriore additivo (2,3% su c+fs) fa diminuire l’acqua d’impasto da 136 a 120 kg/m3 e rende il calcestruzzo superfluido e molto colloso per il basso rapporto a/c = 0,30;
- passando dal Mix 1 al Mix 7 -> in assenza di fumo di silice, l’aggiunta di additivo (0,6% su c), fa ridurre l’acqua d’impasto di circa il 15% a parità di slump (3 cm);
- passando dal Mix 7 al Mix 8 -> un incremento nell’aggiunta di additivo (1,5% su c) rende il calcestruzzo superfluido (slump = 22 cm) ma molto segregabile per l’eccessivo dosaggio di additivo in assenza di fumo di silice.
Da queste osservazioni si può concludere che l’aggiunta combinata di un additivo superfluidificante e di fumo di silice (entrambi surdosati rispetto ai loro valori usualmente impiegati quando sono utilizzati da soli: circa 1% di additivo e circa 10% di fumo di silice) consente di ottenere un calcestruzzo superfluido, privo di segregazione e bleeding, con un rapporto acqua/(cemento + fumo di silice) molto basso e prossimo a 0,30. Ne deriva, pertanto, la possibilità di raggiungere prestazioni meccaniche molto elevate nei calcestruzzi induriti. L’impiego del fumo di silice (fs) a un dosaggio maggiore del 5% sul cemento, in assenza di superfluidificante, è sconsigliabile perché (a causa della sua elevata finezza) fa aumentare la richiesta d’acqua (a) e provoca quindi una diminuzione della resistenza meccanica a compressione (Rc) come è così schematizzabile:
↑ fs ↑ a ↓ Rc
D’altra parte, l’impiego di un superfluidificante policarbossilico PC a un dosaggio maggiore di 1.5% sul cemento fa aumentare la segregazione e provoca un ritardo nell’idratazione del cemento soprattutto alle brevi stagionature:
↑ dosaggio di additivo ↑ segregazione ↑ ritardo idratazione
L’impiego combinato di fumo di silice (a un dosaggio di circa 15%) e dell’additivo policarbossilico PC (a un dosaggio di circa 1.5-2.5%) consente di ottenere un calcestruzzo a consistenza superfluida, privo di segregazione, con elevate prestazioni meccaniche (2):
↑ fs ↑ PC ↑ lavorabilità ↑ coesione ↓ a/c ↑ Rc
La forte riduzione del rapporto a/c rende la pasta di cemento molto resistente e pertanto l’aggregato può diventare l’anello debole della catena, a meno che non si impieghino aggregati frantumati, privi di porosità e molto resistenti meccanicamente. Nella Tabella 13.4 è mostrata la composizione di un simile calcestruzzo a base di quarzite come sabbia e di granito come aggregato grosso.
Nella Fig.13.2 è mostrata la resistenza meccanica a compressione in funzione del tempo del calcestruzzo la cui composizione è mostrata in Tabella 13.4. Se invece del granito si impiegano aggregati più resistenti meccanicamente (come per esempio il diabase e la bauxite) si possono raggiungere prestazioni meccaniche ancora superiori come è indicativamente mostrato nella Tabella 13.5.
La Fig. 13.3 mostra un esempio di costruzione molto alta per la quale fu impiegato un calcestruzzo ad altissima resistenza meccanica a compressione a 28 giorni (90 MPa) grazie all’azione combinata di un superfluidificante PE con fumo di silice.
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 12
Additivi coloranti
12.1 IL COLORE DEL CALCESTRUZZO
Il tipico colore grigio del calcestruzzo può essere in alcuni casi incompatibile con i requisiti estetici del manufatto, al quale si vuole conferire un colore diverso dal grigio. Esistono due metodi per produrre manufatti cementizi colorati:
- applicare una vernice colorata sulla superficie a vista;
- introdurre un prodotto colorato in forma di additivo nel calcestruzzo.
Tenuto conto del costo dei prodotti coloranti, e del fatto che i suoi effetti sono richiesti solo sulla superficie, l’applicazione di una vernice colorata (1) sembrerebbe preferibile rispetto all’impiego degli additivi coloranti dispersi in tutta la massa del calcestruzzo. In alcuni casi, però, l’impiego in massa degli additivi coloranti appare meno incidente economicamente e la sua applicazione in massa offre maggiori garanzie di qualità costante rispetto al rivestimento superficiale con una vernice. E’ questo il caso degli intonaci colorati per i quali l’incidenza economica per metro quadrato di superficie trattata risulta essere molto meno costosa rispetto all’impiego di calcestruzzi colorati in massa.
12.2 PRODOTTI COLORANTI
I prodotti capaci di conferire un colore diverso dal grigio ad un impasto cementizio sono chiamati “pigmenti” (2-4). Essi si presentano in forma di polvere finissima e possono essere di due tipi:
- naturali;
- sintetici.
I pigmenti naturali sono più economici ma meno riproducibili nelle loro prestazioni cromatiche che risentono negativamente dell’elevato PH che si instaura negli impasti cementizi. Questa dipendenza dal PH comporta una modifica del colore al trascorrere del tempo per la carbonatazione della superficie del manufatto cementizio che provoca una riduzione del PH.
I pigmenti sintetici, più costosi, sono in grado di conferire una tinta più forte e brillante, oltre che più uniforme e stabile nel tempo.
La caratteristica più importante dei pigmenti è la loro finezza. Maggiore è la finezza di un additivo colorante, maggiore è la brillantezza della tinta, la sua uniformità per la facilità con cui può essere disperso e bagnato dall’acqua di impasto. Inoltre, la maggiore finezza di un pigmento ne migliora la resistenza alla luce, al calore e a tutti gli agenti atmosferici.
I pigmenti, naturali o sintetici, possono essere introdotti nel calcestruzzo o in forma di sospensione acquosa molto fluida con un rapporto acqua/pigmento di 10, o in forma di uno slurry viscoso con rapporto acqua/pigmento di 1. In entrambi i casi, l’utilizzazione del pigmento premiscelato in acqua ha l’obiettivo di:
- migliorare la dispersione delle particelle dei pigmenti solitamente poco bagnabile
dall’acqua; - produrre industrialmente con macchinari speciali la sospensione e soprattutto lo slurry non disponibili sui cantieri dove si produce il calcestruzzo;
- ridurre il rischio di inalare le polveri finissime dei pigmenti che possono essere pericolosi.
Molto spesso nella formulazione dei pigmenti si possono aggiungere componenti secondari che favoriscono la dispersione in acqua dei pigmenti e ne favoriscono la stabilità nel tempo oppure modificano altre prestazioni del calcestruzzo; per esempio: riducono il rapporto acqua/cemento (Capitolo II), o idrofobizzano la superficie (Capitolo X).
I principali prodotti impiegati come pigmenti per malte e calcestruzzi sono:
- ossidi di ferro naturali o sintetici per il colore marrone;
- ossidi di ferro naturali o sintetici per il colore rosso;
- ossidi di ferro sintetici per il colore giallo;
- ossidi di cromo sintetici per il colore verde;
- ossidi di cobalto sintetici per il colore rosso;
- ossidi di cobalto sintetici per il colore blu;
- prodotti organici a base di complessi con il rame per il colore blu;
- prodotti organici a base ftalocianine per il colore blu;
- carbon black per il colore nero.
I pigmenti sono introdotti nella malta o nel calcestruzzo per mezzo di dosatori volumetrici o ponderali grazie ai quali è possibile mantenere costante la quantità di pigmenti aggiunta. Per raggiungere questo scopo si raccomanda di:
- miscelare a secco cemento e pigmenti fino ad ottenere una polvere uniformemente colorata; aggiungere gli aggregati e mescolare per altri 4 minuti; aggiungere l’acqua d’impasto e mescolare per altri 3-5 minuti fino ad ottenere un impasto colorato uniformemente;
- miscelare a secco cemento, pigmenti e aggregati per 4-5 minuti ed aggiungere quindi l’acqua d’impasto per altri 3-5 minuti fi no ad ottenere un impasto uniformemente colorato;
- aggiungere la sospensione acquosa o lo slurry di pigmenti insieme all’acqua d’impasto agli altri ingredienti della malta o del calcestruzzo.
I dosaggi possono variare entro un ampio intervallo di 0,1-10% sul peso del cemento a seconda dell’effetto cromatico richiesto. In generale, il dosaggio adottato è il seguente:
- circa 1% per tinte tenui;
- circa 5% per tinte ben definite;
- circa 10% per tinte molto brillanti;
- aumentare da 3 a 4 volte i dosaggi per calcestruzzi trattati a vapore.
In genere le prestazioni del calcestruzzo fresco non subiscono significative variazioni per dosaggi di pigmenti che non superano il 5-6%. Le possibili modifiche riscontrabili nei calcestruzzi freschi riguardano:
- riduzione della lavorabilità a parità di acqua/cemento o aumento dell’acqua d’impasto a parità di lavorabilità se si impiegano pigmenti molto fini dosati oltre il 6%;
- riduzione dell’aria inglobata a parità di dosaggio di additivo aerante o incremento di additivo aerante per ottenere lo stesso volume di aria inglobata soprattutto con i pigmenti neri a base di carbon black;
- rari esempi di presa rapida con pigmenti a base di carbon black o ossidi di ferro. Le prestazioni del calcestruzzo indurito che possono essere modificate sono la resistenza meccanica e la resistenza alla penetrazione dell’acqua quando, a causa dei pigmenti molto fini, aumenta la richiesta d’acqua d’impasto e quindi il rapporto acqua/cemento.
Questi sono i più importanti parametri che possono influenzare le prestazioni cromatiche del calcestruzzo indurito:
- colore e finezza del cemento;
- presenza di cenere volante;
- colore dell’aggregato;
- finitura della superficie del calcestruzzo in funzione del cassero;
- tipo di olio disarmante per rimuovere i casseri dal calcestruzzo;
- finitura dell’intonaco in relazione alla frattazzatura superficiale;
- tipo di stagionatura.
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 11
Impiego degli additivi per ridurre il ritiro igrometrico
Una soluzione ai problemi derivanti da una mancata stagionatura umida, con conseguente fessurazione della superficie del calcestruzzo, è stata trovata nell’impiego degli additivi, introdotti nell’impasto del calcestruzzo al momento del suo confezionamento. Per ridurre il ritiro igrometrico si può contare su due tipi di additivi:
• additivi riduttori di acqua d’impasto (Capitolo II);
• additivi anti-ritiro (SRA).
11.3.1 Additivi riduttori di acqua d’impasto
E’ già stato esaminato nel Capitolo II l’impiego degli additivi superfluidificanti per ridurre l’acqua d’impasto e, a parità di rapporto acqua/cemento, anche il dosaggio di cemento con aumento del contenuto degli aggregati per compensare la diminuzione in volume della pasta di cemento (acqua + cemento) come è mostrato in Fig. 2.4-C. L’impiego degli additivi superfluidificanti riduce il ritiro igrometrico in quanto fa diminuire il volume della pasta di cemento, fonte del ritiro igrometrico, e fa aumentare il volume degli aggregati che si oppongono al ritiro.
11.3.2 Additivi anti-ritiro (SRA)
Gli additivi SRA (Shrinkage-Reducing Admixtures) a base di poliglicoli (come il polipropilen-glicol, il neopentil-glicol o il poliossipropilen-glicol) provocano una significativa riduzione del ritiro igrometrico come è mostrato nella Fig. 11.2 (2).
Tuttavia, una completa eliminazione del ritiro igrometrico può essere realizzata solo combinando un additivo SRA (dosato all’1% sul peso del cemento) con un agente espansivo (Capitolo XIII) a base di ossido di calcio dosato al 10% sul peso del cemento, come è mostrato nella Fig. 11. 3 (3).
Nell’aggiunta combinata dell’additivo SRA con un agente espansivo a base di CaO, si registra una sinergia basata su due effetti: quello atteso basato sulla riduzione del ritiro alle lunghe stagionature quando il calcestruzzo è esposto all’aria insatura di vapore (UR = 65%), e quello inatteso, ma altrettanto benefico, basato sulla maggiore espansione del calcestruzzo durante la sua stagionatura umida iniziale (con UR = 99%) all’interno dei casseri o mediante protezione con teli impermeabili.
Un’altra interessante applicazione pratica dell’additivo SRA, in combinazione con un additivo superfluidificante policarbossilico (per ridurre l’acqua e il cemento come è mostrato in Fig. 2.4-C) e con macro-fibre polimeriche (Fig. 11.4), per contenere la propagazione delle incipienti micro-fessurazioni, riguarda le pavimentazioni industriali in calcestruzzo (4).
Grazie a questa terna di prodotti (additivo SRA + additivo superfluidificante + fibre polimeriche) viene eliminata in pratica la fessurazione della pavimentazione ancorché la superficie non venga stagionata a umido, ma soltanto protetta con un telo durante il primo giorno dal getto, e sia stata rimossa la rete elettrosaldata tipicamente impiegata in queste pavimentazioni come è mostrato nella Fig. 11.5.
Il meccanismo d’azione degli additivi SRA non è basato sulla riduzione dell’acqua evaporata dal calcestruzzo. Infatti, la Fig. 11.6 mostra che l’evaporazione dell’acqua non è modificata dalla presenza di un additivo SRA.
Per spiegare come gli additivi SRA possano ridurre il ritiro senza modificare la velocità di evaporazione dell’acqua dal calcestruzzo è stata proposto che questi additivi facciano diminuire la tensione superficiale (γ) dell’acqua che rimane dentro i pori capillari della pasta di cemento (5,6) provocando, secondo la nota legge di Gauss e Laplace, la riduzione della pressione capillare Pc:
Pc = 2 γ cos θ / r [11.2] dove θ (circa 0°) è l’angolo di bagnatura dell’acqua a contatto con il cemento idratato ed r è il raggio di curvatura dei menischi, che si formano a seguito della perdita d’acqua in ambienti insaturi di vapore con UR < 95%, e che sono responsabili dell’attrazione delle fi bre di C-S-H presenti nella pasta di cemento (Fig. 11.7).
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 9
9.1 COESIONE DEL CALCESTRUZZO
In questo Capitolo sono compresi due additivi, entrambi finalizzati a rendere più coesivo e plastico il calcestruzzo fresco. Essi sono:
- additivi coadiuvanti di pompaggio che sono impiegati per facilitare il pompaggio di calcestruzzi “magri”, cioè relativamente poveri in cemento (< 300 kg/m3);
- additivi viscosizzanti impiegati per confezionare calcestruzzi auto-compattanti, noti anche come SCC (acronimo Inglese di Self-Compacting Concrete) privi di segregazione soprattutto se il contenuto dei prodotti fini (cemento +filler) è inferiore a 450 kg/m3.
9.2 ADDITIVI COADIUVANTI DI POMPAGGIO
I coadiuvanti di pompaggio (noti anche come pumping aid) sono additivi speciali impiegati per pompare calcestruzzi che altrimenti non sarebbero pompabili (1). La loro azione consiste nel trascinare gli aggregati, anche se è carente la pasta cementizia che agisce da fluido trasportatore formato da acqua + cemento, grazie ad una maggiore viscosità della pasta cementizia.
In realtà nei calcestruzzi più ricchi in cemento (> 300 kg/m3) il problema di pompare il conglomerato cementizio viene affrontato con additivi capaci di rendere più scorrevole il calcestruzzo grazie all’impiego di additivi fluidificanti e superfluidificanti (Capitolo II). Quando invece si debbono pompare calcestruzzi magri, l’aggiunta di additivi fluidificanti o superfluidificanti, come anche di una maggiore quantità di acqua di impasto, aggrava semmai la difficoltà di pompaggio. Infatti, in un calcestruzzo con una carente pasta cementizia, l’aumento
di fluidità favorisce la segregazione dell’impasto: sotto l’azione della pressione della pompa, la pasta cementizia resa più fluida tende a precedere gli aggregati più grossi che rimangono, così, bloccati nel tubo della pompa favorendo la formazione di un “tappo” che impedisce di pompare ulteriormente il calcestruzzo fresco.
In linea di massima, come regola grossolana si può affermare che problemi di pompaggio insorgono quando il contenuto di parti fini, cioè la somma del dosaggio del cemento e quello della sabbia con particelle inferiori a 300 μm, risulta inferiore a 400 kg/m3.
Se il dosaggio di cemento non può essere impiegato per ridurre lo sviluppo nel calore di idratazione, e se la sabbia disponibile non contiene una sufficiente quantità di particelle fini inferiori a 300 μm, le uniche alternativa a pompare questo calcestruzzo consistono in:
- rendere più viscosa e coesiva la pasta di cemento mediante l’aggiunta di additivi pumping aid;
- aumentare il volume della pasta cementizia, senza ricorrere ad incrementi nel dosaggio di cemento, con l’aggiunta di polveri aventi la stessa finezza del cemento (filler);
Da un punto di vista pratico, la cenere volante (Capitolo XIII) – per la sua morfologia tondeggiante dei suoi granuli, con dimensione vicina a quella dei granuli di cemento, (2) e per la sua disponibilità su tutto il territorio – rappresenta il miglior filler da impiegare in calcestruzzi difficili da pompare per la disponibilità di sole sabbie grosse carenti di fini. In queste condizioni, il maggiore volume di vuoti presenti negli interstizi tra i granuli grossi della sabbia, può essere compensato ai fini del pompaggio da un maggior volume di pasta cementizia che contiene acqua + cemento + filler.
Nella Tabella 9.1 è mostrata l’influenza del volume di cemento e del volume dei vuoti interstiziali tra i granuli di aggregato sulla difficoltà a pompare un calcestruzzo con 75 mm di slump. Se questa dipende da un eccessivo volume di cemento (per esempio 30%) rispetto al volume dei vuoti tra gli aggregati (per esempio 17%), il problema della pompabilità può essere risolto riducendo l’eccessiva viscosità del calcestruzzo fresco grazie all’aggiunta di un additivo fluidificante come è mostrato nel caso dei calcestruzzi evidenziati con un asterisco (*). Se, al contrario, la difficoltà di pompaggio dipende da un carente volume di cemento e di parti fini, rispetto al volume tra gli interstizi degli aggregati, allora il problema del pompaggio può essere affrontato con successo aggiungendo un additivo pumping aid che fa aumentare la plasticità dell’impasto: questi impasti sono evidenziati da due asterischi (**).
Gli additivi pumping aid sono costituiti da prodotti cellulosici, modificati per ottimizzare le loro prestazioni, o da polimeri ad alto peso molecolare di etilenossido. Più recentemente sono stati messi a punto dei polisaccaridi in forma di gomme.
Tuttavia, il costo eccessivo derivante dall’aggiunta di questi prodotti organici rende più vantaggioso, a parità di prestazioni, l’impiego della più economica cenere volante (Capitolo XIII) laddove questa è disponibile localmente. Un dosaggio di cenere volante di 30-50 kg/m3 è in grado di risolvere la maggior parte dei casi dove si registrano difficoltà a pompare calcestruzzi “magri”. Anche un incremento del cemento di 30-50 kg/m3 è in grado di risolvere, più vantaggiosamente che non i pumping aid, il problema del pompaggio laddove l’incremento del cemento non crei problemi di eccessivo sviluppo di calore.
Gli additivi viscosizzanti, noti anche come VMA (acronimo Inglese di Viscosity Modifying Agent), si impiegano nei calcestruzzi autocompattanti (4,5) per evitare l’acqua di bleeding (Fig.9.1), specialmente quando il contenuto dei fini (cemento + filler) per qualche ragione si trova al di sotto di una certa soglia critica (tra 170 e 200 L/m3). La principale funzione del VMA consiste nel mitigare sul cantiere gli errori che fanno aumentare la segregazione e il bleeding del calcestruzzo fresco quando l’umidità degli aggregati bagnati in superficie si somma inavvertitamente all’acqua di impasto (6).
Gli additivi VMA sono basati su prodotti organici (7) uno dei quali è mostrato in Fig. 9.3 capace di trasformare un SCC segregato, come quello di Fig. 9.2, in un calcestruzzo autocompattante quasi autolivellante (con slump-flow di 750 mm) privo di segregazione.
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 6
6.3 IL DEGRADO PROMOSSO DAI CICLI DI GELO-DISGELO
Se è universalmente riconosciuto che a rendere vulnerabile la matrice cementizia nei confronti dei cicli di gelo-disgelo è l’acqua presente dei pori capillari, non altrettanto chiaro è il meccanismo che determina, in seguito all’abbassamento della temperatura al di sotto di 0°C, la nascita degli stati tensionali capaci di compromettere l’integrità della matrice cementizia e la funzionalità in servizio del calcestruzzo.
Le teorie più accreditate per spiegare l’effetto dei cicli di gelo-disgelo sul degrado del calcestruzzo sono:
• teoria della pressione idraulica;
• teoria della pressione osmotica;
• teoria dell’acqua sotto-raffreddata.
6.3.1 TEORIA DELLA PRESSIONE IDRAULICA
La teoria della pressione idraulica fu elaborata da Powers nel 1945 (4). Nonostante essa rappresenti la prima teoria che tentò esaurientemente di spiegare l’azione distruttiva del gelo-disgelo, essa ancora oggi fornisce il modello che meglio di ogni altro spiega il fenomeno distruttivo della formazione del ghiaccio sulla pasta cementizia.
Secondo la teoria della pressione idraulica, quando la temperatura ambientale si abbassa al di sotto di 0°C, a causa delle inevitabili differenze di temperatura all’interno della struttura in calcestruzzo, solo in alcune zone, ed in particolare nei pori capillari di dimensione maggiore, si verifica la formazione di ghiaccio. In queste zone, inoltre, la trasformazione da acqua in ghiaccio non coinvolge istantaneamente
tutta l’acqua presente; pertanto, allorquando iniziano a formarsi i primi cristalli di ghiaccio, l’acqua liquida non ancora congelata viene sospinta, a causa del conseguente aumento di volume del ghiaccio, in direzioni di cavità vuote o di canalicoli che dal poro si diramano verso l’esterno del manufatto a pressione atmosferica come è mostrato nella Fig.6.1 (1).
Questa Figura mostra nella parte alta (A) la struttura in ambiente esterno a temperatura T > 0°C dove il ghiaccio è assente e solo l’acqua liquida è presente nei pori capillari con diverse situazioni: pori vuoti; pori con acqua al 50% del grado di saturazione; pori pieni di acqua con grado di saturazione critico del 91,7%. Nella parte bassa (B) della Fig.6.1 è mostrata la situazione della stessa struttura con temperatura ambiente T < 0°C dove si formano i cristalli di ghiaccio entro i pori capillari che sospingono l’acqua liquida non ancora congelata verso l’esterno o i pori capillari ancora non saturi di acqua.
La resistenza che l’acqua non ancora congelata incontra lungo il suo cammino, per raggiungere cavità a pressione atmosferica, determina l’insorgere di una pressione idraulica (P) calcolabile con la nota equazione di Darcy:
P = K (l/A) (dV/dt) [6.2]
dove K rappresenta il coefficiente di permeabilità della matrice cementizia, l è il cammino che l’acqua deve percorrere per raggiungere una zona a pressione atmosferica (cavità vuota, bolla d’aria, esterno della struttura), dV/dt è la velocità con cui si forma il ghiaccio ed A è la sezione dei pori attraverso l’acqua fluisce. Nella Fig. 6.2 è mostrata l’equazione di Darcy che regolamenta il flusso dell’acqua dall’area di formazione del ghiaccio verso una micro bolla d’aria generata dalla presenza di un additivo aerante.
Dall’equazione [6.2] si può notare come la pressione idraulica (P) aumenti:
• all’aumentare della velocità di raffreddamento dell’ambiente che a sua volta provoca un aumento della velocità di formazione del ghiaccio dV/dt;
• all’aumentare della distanza che l’acqua deve percorrere (l) per raggiungere l’esterno o una cavità vuota;
• al diminuire della sezione (A) dei pori capillari;
• al diminuire della permeabilità (K) della matrice cementizia.
Secondo la teoria della pressione idraulica, l’azione del ghiaccio determina la fessurazione della matrice cementizia allorquando la pressione generata dal flusso di acqua supera la resistenza a trazione della pasta di cemento notoriamente modesta.
6.3.2 TEORIA DELLA PRESSIONE OSMOTICA
Sebbene la teoria della pressione idraulica sia ritenuta ancora oggi la più valida per interpretare l’azione degradante dei cicli di gelo-disgelo, fu lo stesso Powers, in collaborazione con Helmuth (5,6), a proporre un nuovo meccanismo di degrado causato dalla formazione del ghiaccio conosciuto come teoria della pressione osmotica. Questa teoria è basata sull’osservazione che l’acqua non ancora congelata, a differenza di quanto avviene per le ipotesi alla base della pressione idraulica, anziché muoversi dalle cavità dove si forma il ghiaccio contenenti l’acqua liquida, segue un cammino esattamente opposto: essa si muove dai pori capillari contenenti l’acqua non ancora congelata verso le zone in cui
si è formato il ghiaccio.
Secondo l’equazione di Kubelka [6.1] la formazione del ghiaccio avviene prima nei pori di maggiore dimensione e solo con un ulteriore abbassamento della temperatura si può favorire la nascita dei cristalli di ghiaccio anche nei pori capillari di minore dimensione. L’acqua contenuta nei pori capillari non è pura, ma contiene una determinata quantità di sostanze disciolte provenienti dal cemento (in prevalenza: sodio, potassio, ecc.). Quando, ad una determinata temperatura sotto 0°C, nei pori capillari più grossi inizia la formazione del ghiaccio puro (cioè privo delle sostanze disciolte) la concentrazione ionica dell’acqua non ancora congelata in questi stessi pori aumenta. Per effetto dell’abbassamento crioscopico, determinato dalla presenza di queste sostanze disciolte nell’acqua, in ogni poro – ad una determinata temperatura – si formerà tanto ghiaccio quanto basta perché la concentrazione ionica nell’acqua liquida residua raggiunga un valore
così alto da prevenire, a quella determinata temperatura, l’ulteriore formazione di ghiaccio. Ciò determina una differenza di concentrazione (c2) di sostanze disciolte nell’acqua liquida presente nei pori capillari di più piccole dimensioni (che rimane alla concentrazione ionica iniziale) e l’acqua non ancora congelata dei pori più grossi dove si è formata parte del ghiaccio e dove la concentrazione ionica (c1) è più elevata. Questa differenza di concentrazione determina un flusso di acqua dai pori capillari più piccoli verso quelli più grandi (Fig.6.3) dove si è già formata una parte di ghiaccio al fi ne di eguagliare la concentrazione delle due soluzioni acquose per effetto dell’osmosi. Questo flusso di acqua genera una pressione osmotica che può provocare la fessurazione della matrice cementizia. La pressione osmotica dipende dagli stessi parametri che influenzano il valore della pressione idraulica (l, A, ecc.). Inoltre, essa aumenta all’aumentare della concentrazione della soluzione acquosa nei pori capillari.
6.3.3 LA TEORIA DELL’ACQUA SOTTO-RAFFREDDATA
La teoria dell’acqua sotto-raffreddata (cioè dell’acqua che rimane liquida nonostante la temperatura scenda al di sotto di 0°C) è stata proposta da Litvan (7-9) sulla base di numerosi esperimenti condotti su paste di cemento sottoposte a cicli di gelo-disgelo.
Nella Fig. 6.4 è mostrato il diagramma di stato dell’acqua in funzione della pressione e della temperatura del sistema. Sono mostrati il punto di gelo a 0°C e la temperatura di ebollizione dell’acqua a 100°C entrambi determinati alla pressione atmosferica di 1 atm. Le tre curve continue separano i tre stati (vapore, acqua, ghiaccio) e convergono nel punto triplo dove coesistono i tre stati della materia.
In particolare la curva che separa il ghiaccio dal vapore mostra la tensione di vapore p1 al di sotto della quale esiste solo il vapore, e al di sopra della quale è stabile solo il ghiaccio, mentre sulla curva p1 coesistono ghiaccio e vapore. Secondo Litvan, però, quando la temperatura scende al di sotto di 0°C, per effetto delle ridotte dimensioni dei pori capillari, l’acqua non riesce a trasformarsi in ghiaccio ma rimane liquida in uno stato di sotto-raffreddamento, termodinamicamente instabile ad una tensione di vapore p2>p1.
Quando comincia a formarsi il ghiaccio sulla superficie dei pori capillari, l’acqua sotto-raffreddata (termodinamicamente instabile) si muove verso queste superfici al fine di ristabilire l’equilibrio termodinamico. Come si può notare in Fig. 6.4 la differenza di pressione p2-p1 (tra vapore in equilibrio instabile con acqua sotto raffreddata e vapore stabile in equilibrio con il ghiaccio) aumenta al diminuire della temperatura. Il flusso di acqua, quindi, sarà tanto più consistente quanto minore è la dimensione dei pori, poiché la formazione dei cristalli di ghiaccio nei pori di ridotte dimensioni avviene a temperature più basse cui corrispondono valori più elevati nella differenza tra la pressione del vapore dell’acqua sotto-raffreddata e quella del ghiaccio.
Quando la velocità di raffreddamento risulta elevata, la quantità di acqua che si muove in direzione delle zone dove inizia la formazione di ghiaccio diventa rilevante; altrettanto rilevante diventa il flusso di acqua “instabile” nelle zone della matrice cementizia molto porose: in queste condizioni può manifestarsi il degrado della pasta di cemento.
Gli additivi per calcestruzzo – Capitolo 5
GLI ADDITIVI ANTIGELO
5.1 EFFETTO CRIOSCOPICO
Gli additivi anti-gelo sono prodotti capaci di abbassare il punto di gelo dell’acqua (effetto crioscopico) da 0°C a valori considerevolmente più bassi in modo da gettare e maturare il calcestruzzo anche in climi rigidi con temperature che arrivano ad abbassarsi a valori a -30°C inferiori (1). Se, a 0°C infatti, subito la dopo temperatura il getto dell’ambiente si potrebbero dovesse registrare due inconvenienti:
- il forte rallentamento se non addirittura l’arresto dell’idratazione del cemento e quindi il blocco dello sviluppo della resistenza meccanica;
- il grave danneggiamento del calcestruzzo per effetto della dilatazione provocata dalla trasformazione dell’acqua liquida in ghiaccio con aumento di volume di circa il 9%.
E’ soprattutto il secondo fenomeno che gli additivi anti-gelo sono chiamati a contrastare attraverso la diminuzione della temperatura di transizione da acqua liquida in ghiaccio attraverso l’effetto crioscopico. Tuttavia, la tensione che insorge a causa della formazione di ghiaccio può essere sopportata senza danni se corrisponde il calcestruzzo ad una ha resistenza nel frattempo meccanica raggiunto a compressione un consolidamento di 5-10 MPa**. Pertanto, anche l’azione di accelerazione sull’idratazione, e quindi l’incremento di resistenza meccanica è di ausilio nel raggiungere la soglia critica di 5-10 MPa per poter resistere alle tensioni derivanti dalla formazione del ghiaccio.
In sostanza, un additivo anti-gelo ha due funzioni: a) deve essere un particolare accelerante capace di agire soprattutto alle basse temperature; b) deve, inoltre, abbassare il punto di gelo dell’acqua.
5.2 COMPOSIZIONE E PRESTAZIONI DEGLI ANTI-GELO
Le formulazioni di additivi anti-gelo particolarmente studiate ed impiegate nei Paesi con climi molto freddi (Russia, Finlandia, Svezia, ecc.) sono sostanzialmente basate su soluzioni acquose molto concentrate di sali inorganici impiegate a dosaggi molto elevati.
Per esempio, un additivo anti-gelo, costituito da nitrito di sodio al 50% in acqua, dosato all’8% sulla massa del cemento è in grado di abbassare il punto di gelo dell’acqua fino a -15°C. Molto spesso si impiegano miscele di sali inorganici (cloruro e nitrato di calcio, oppure cloruro, nitrito e nitrato di calcio) anch’esse impiegate a dosaggi molto elevati (2-6%) per conseguire il doppio obiettivo di abbassare il punto di gelo dell’acqua e di accelerare la resistenza meccanica alle bassissime temperature (fino a -15°C). Naturalmente gli additivi anti-gelo contenenti cloruro debbono essere esclusi dall’impiego in strutture di calcestruzzo armato e precompresso per evitare il rischio di corrosione delle armature metalliche come si è già visto nel § 4.3.1 a proposito degli additivi acceleranti di indurimento. Talvolta, per migliorare l’abbassamento crioscopico degli additivi anti-gelo, ai sali inorganici sono aggiunte sostanze organiche idrosolubili a base di carbammide o di prodotto alcolici ad alto peso molecolare (2).
Nella Tabella 5.1 sono mostrate le resistenze del calcestruzzo ottenibili a -5°C espresse come percentuali della resistenza meccanica richiesta a 28 giorni (a 20°C), con l’impiego di tre additivi anti-gelo. Per esempio, con i primi due additivi è possibile ottenere a 90 giorni la resistenza meccanica richiesta a 28 giorni ancorché la temperatura sia permanentemente a -5°C (3).
Nella Fig. 5.1 è mostrato l’andamento della resistenza meccanica a compressione a 20°C, a -5°C ed a -15°C di una malta premiscelata contenente un additivo anti-gelo (4). Sebbene le resistenze meccaniche delle malte stagionate alle basse temperature durante la prima settimana rimangono molto al di sotto di quelle della malta stagionata a 20°C, alle lunghe stagionature, soprattutto con una temperatura più alta (20°C) anche le malte stagionate a freddo si portano a valori molto elevati (circa 50 MPa) alle stagionature più lunghe (56 giorni).
Per quanto attiene alle normative, molto spesso gli additivi anti-gelo sono considerati come una categoria speciale di acceleranti i cui requisiti, pertanto, includono anche quelli anti-gelo.
La norma italiana UNI 7109, ritirata e non sostituita, prevedeva per gli additivi anti-gelo una distinta serie di requisiti rispetto agli additivi acceleranti (Tabella 4.5): innanzitutto, le prove erano eseguite a 5°C e, rispetto al calcestruzzo non additivato, si richiedeva una riduzione di almeno 30 minuti per il tempo di inizio presa e di almeno 60 minuti per quello di fine presa. Inoltre, l’incremento di resistenza meccanica a 3 giorni doveva essere di almeno il 30 %. Infine il ritiro igrometrico su malta non doveva superare quello della malta di riferimento senza additivo per più del 30%.
BIBLIOGRAFIA
(1) V.B. Ratinov and T.I Rozemberg, Antifreezing Admixtures, in Chapter 8 of “Concrete Admixtures”, Editor V.S.Ramachandran, Noyes Publication, Second Edition, Park Ri- dge,(1995)
(2) M. Collepardi and V.S. Ramachandran, Effect of Admixtures, Proceedings of the 9th International Congress on the Chemistry of Cement, Vol.1, pp. 529-570, New Delhi, India, (1992)
(3) H. Kukko and I. Koshinen, RILEM Recommendations for Concreting in Cold Weather,
Technical Research Center of Finland, Research Notes 827, pp. 1-52,(1988)
(4) L. Kivekas and M. Leivo, Research and Use of Antifreze Admixtures in Finland, III International RILEM Symposium on Winter Concreting, pp.208-222, Expoo, Finland, (1985)