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 (po). 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 Vp 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 (Vp) 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 (Rc) 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 (ΔTt )ad , al tempo t, può essere così calcolato: 
dove qt (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), qt · 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 (ΔTt )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 (δTt) 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.
* ΔTt, rappresenta la variazione di temperatura (riscaldamento) in funzione del tempo (t) nello stesso punto della struttura; δ Tt 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 (ΔTt )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)max coincide con quello di (ΔTt)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 (δTt)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 (δTt)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
Inerte del calcestruzzo
Il termine “inerte” del calcestruzzo fa pensare a qualcosa che non agisce, che rimane passivo e che giuoca, comunque, un ruolo secondario. In realtà non è proprio così. Tuttavia, il termine “inerte” si è così consolidato nella prassi che quello alternativo di “aggregato“, più corretto, rischia talvolta di essere incompreso. Almeno dal punto di vista quantitativo, l’inerte giuoca un ruolo di primaria importanza giacché occupa mediamente i due terzi del volume del calcestruzzo.
GRANULARITÀ DEGLI INERTI
La caratteristica più evidente dell’inerte è la sua granularità, cioè il fatto che si presenta in forma di granuli sciolti. Quando la dimensione dei singoli granuli non supera i 4-5 mm l’inerte prende il nome di sabbia; se, invece, è formato da granuli più grossi di 4-5 mm è chiamato ghiaia (di origine alluvionale e di forma tondeggiante), pietrisco (proveniente dalla frantumazione della roccia e di forma irregolare), o più genericamente inerte grosso. Il termine “inerte”, senza alcuna precisazione, include sia la frazione fine (sabbia) che quella grossa (ghiaia o pietrisco).La granularità dell’inerte è strettamente connessa con il suo assortimento granulometrico, cioè con la presenza o meno delle varie frazioni: da quelle più fini a quelle più grosse passando per quelle intermedie. In linea di massima, con qualche rara eccezione, l’inerte deve essere bene assortito (anche se non necessariamente al massimo) in modo tale che i granuli più fini si possano allocare nei vuoti interstiziali presenti tra quelli dei granuli più grossi. Ciò contribuirà alla formazione di uno scheletro di elementi lapidei con un contenuto di vuoti interstiziali relativamente ridotto. Questi vuoti dovranno essere riempiti dalla pasta di cemento che, una volta indurita, trasformerà l’inerte – cioè un insieme di granuli sciolti – in un conglomerato monolitico.
ASSORTIMENTO GRANULOMETRICO
Il problema della granulometria degli aggregati presenta tre aspetti distinti e nel contempo interconnessi: il primo riguarda il metodo adottato per l’analisi granulometrica; il secondo concerne il criterio di scelta della granulometria ottimale; il terzo è inerente al metodo di calcolo delle percentuali degli aggregati disponibili atte a riprodurre al meglio la distribuzione granulometrica ottimale. Analisi granulometrica. Per la determinazione della distribuzione granulometrica di un aggregato si ricorre alla separazione mediante setacciatura con stacci di diversa luce di maglia ottenendo i pesi delle singole frazioni granulometriche. Questi, espressi percentualmente rispetto al peso di tutto il campione analizzato, consentono di calcolare il materiale passante a ogni staccio. Riportando in un grafico il materiale passante in funzione dell’apertura (d) del vaglio, si costruisce la cosiddetta “curva granulometrica” del singolo aggregato (Fig. 1).
Fig. 1 – Curve granulometriche di una sabbia (S), di una ghiaia (G) e di un aggregato ottimale (O) Distribuzione granulometrica ottimale. Per realizzare un conglomerato con la massima densità possibile, cioè con il minor contenuto di vuoti interstiziali tra i singoli granuli, la curva granulometrica del sistema solido (cemento + aggregato) deve seguire l’equazione [1] proposta da Fuller e Thompson:P = 100 (d/D)1/2dove P è la percentuale di materiale passante allo staccio con apertura d; D è la massima dimensione (“diametro massimo”) dell’elemento lapideo più grosso. Se il sistema cemento + aggregato soddisfa granulometricamente l’equazione [1], si realizza il massimo assortimento dimensionale nel quale gli elementi più fini sono allocati nei vuoti interstiziali di quelli medi, e questi ultimi si dispongono a loro volta nei vuoti esistenti tra i granuli più grossi. In ogni caso, un calcestruzzo che soddisfa granulometricamente l’equazione [1] e quindi presenta il massimo impacchettamento possibile per i suoi granuli solidi (cemento + aggregato), non coincide con un sistema che, miscelato con acqua, possa essere facilmente messo in opera.In pratica, un calcestruzzo che granulometricamente soddisfa l’equazione [1], proprio per il denso impacchettamento dei suoi granuli, si presenta scarsamente lavorabile e richiede, pertanto, mezzi di compattazione molto sofisticati per essere messo in opera. Per questo motivo, Bolomey ha suggerito di modificare leggermente la curva granulometrica ottimale introducendo un parametro A che tiene conto anche della lavorabilità richiesta e del tipo di aggregato disponibile (alluvionale o frantumato). L’equazione di Bolomey:P = A + (100-A) · (d/D)1/2coincide con la [1] se si assume A = 0. Il parametro A assume valori crescenti da 8 a 14 se aumenta la lavorabilità del calcestruzzo e se si passa da aggregati alluvionali tondeggianti ad aggregati di frantumazione di forma irregolare (Tabella 1).
Tabella 1 – Valori tipici di A per ottimizzare la granulometria secondo l’equazione di BolomeyLa scelta di D (diametro massimo) tanto nell’equazione [1] quanto nella [2] deve tener conto dei seguenti vincoli:
- non deve superare il 25% della sezione minima della struttura (per evitare di aumentare le eterogeneità del materiale);
- non deve superare la distanza tra i ferri di armatura diminuita di 5 mm (per evitare che l’aggregato più grosso ostruisca il flusso del calcestruzzo attraverso i ferri stessi);
- non deve superare del 30% lo spessore del copriferro (per evitare che tra casseri e ferri di armatura sia ostruito il passaggio del calcestruzzo).
Poiché le equazioni [1] e [2] rappresentano lo distribuzioni granulometriche ottimali del sistema aggregato + cemento, esse possono essere riferite al solo aggregato normalizzando i valori di P se si conosce la percentuale di cemento (C) riferita al peso di tutti i solidi (aggregato + cemento). Le equazioni [3] e [4] rappresentano rispettivamente le curve granulometriche ottimali di Fuller e Thompson e di Bolomey riferite al solo aggregato:Metodi di calcolo per la combinazione degli aggregati. In pratica è difficile reperire aggregati che, insieme al cemento, siano granulometricamente conformi alle equazioni [1] e [2] oppure che, senza cemento, siano conformi alle equazioni [3] e [4]. Gli aggregati normalmente reperibili risultano o eccessivamente fini (sabbie) o eccessivamente grossi (ghiaia e pietrisco) per poter da soli soddisfare ai requisiti granulometrici dell’aggregato ottimale. Tuttavia, combinando più aggregati reali, purché granulometricamente diversi (per esempio una sabbia e una ghiaia), è spesso possibile “costruire” un aggregato misto molto più vicino, rispetto ai singoli aggregati, a quello ottimale. Nella Figura 1 sono mostrate le curve granulometriche di una sabbia e di una ghiaia (ricavate sperimentalmente mediante vagliatura su stacci) a confronto con una curva ottimale calcolata da equazioni simili a quelle dalla [1] alla [4] sopra illustrate.Nelle colonne 1, 2 e 3 della Tabella 2 sono mostrati i valori dei passanti P (per ogni vaglio di apertura d) relativamente all’aggregato ottimale e agli aggregati disponibili (sabbia e ghiaia). Si può osservare che, in corrispondenza del valore di d = 4,76 mm nella Figura 1, il passante dell’aggregato ottimale corrisponde al 48%. Poiché solo la sabbia è totalmente passante al vaglio con apertura da 4,76 mm (P = 100%), è evidente che mescolando il 48% di sabbia e il 52% di ghiaia l’aggregato combinato sarà in grado di soddisfare anch’esso il requisito di avere un passante del 48% in corrispondenza del vaglio da 4,76 mm. L’aggregato così ottenuto presenterà i valori dei passanti P agli altri vagli (colonna 6 della Tabella 2) così calcolati: si moltiplicano i passanti della sabbia per la frazione in peso della sabbia (0,48) e quelli della ghiaia per la frazione in peso della ghiaia (0,52). Si ottengono così i “contributi” della sabbia e della ghiaia ai passanti nei vari vagli (colonne 4 e 5 della Tabella 2). Si sommano, quindi, per ogni vaglio i due contributi. Per esempio al vaglio da 9,52 mm il contributo del passante della sabbia è 48, quello della ghiaia è 25 e quindi il passante dell’aggregato ottenuto per combinazione è 73. Come si può vedere l’aggregato ottimale e quello ottenuto per combinazione della sabbia (48%) con la ghiaia (52%) non necessariamente presentano tutti i valori di P coincidenti, ancorché molto vicini tra loro. La deviazione tra le due percentuali (quella dell’aggregato ottimale e quella dell’aggregato combinato) dipende moltissimo dalla disponibilità di aggregati singoli idonei. Qualora questa deviazione dovesse superare un determinato valore (per esempio più del 10% su un vaglio) l’unico modo per ridurla sarebbe quello di procurarsi aggregati alternativi.
Tabella 2 – Distribuzione granulometrica dell’aggregato ideale (Fuller), di quelli disponibili (sabbia e ghiaia) e di quello ottimale (combinato). Sono stati adottati i setacci della serie ASTM.
IDONEITÀ DEGLI INERTI
Non tutti gli inerti – naturali o provenienti da roccia frantumata – sono necessariamente idonei alla produzione del calcestruzzo. Esistono alcuni requisiti fondamentali (criteri di idoneità o di accettazione) in assenza dei quali il calcestruzzo rischia di essere degradato anche se esposto in ambienti non particolarmente aggressivi. Questi requisiti prevedono l’assenza, innanzitutto, di sostanze nocive alla durabilità del calcestruzzo. La lista delle sostanze nocive include il cloruro, il solfato, la silice alcali-reattiva, i limi argillosi e la sostanze organiche. Inoltre, deve essere assente il comportamento gelivo degli inerti, cioè la caratteristica di frantumarsi quando, dopo essere stati saturati con acqua, sono esposti a temperature che favoriscono la formazione del ghiaccio.La norma UNI 8520 Parte 2a stabilisce i limiti per l’accettazione degli inerti, mentre le norme UNI 8520 Parte 4a – 22a illustrano i metodi di prova per la determinazione di questi limiti. Queste prove debbono essere effettuate una tantum su materiali che debbono essere impiegati per la prima volta come inerti per calcestruzzo o per i quali non esiste comunque una consolidata esperienza del passato. Una volta accertata la idoneità degli inerti, non è necessario ripetere sistematicamente queste prove a meno che non esistano specifici motivi per sospettare che sia intervenuta qualche variazione nella fonte di approvvigionamento degli inerti e quindi nel loro comportamento.Cloruro. Il limite nel contenuto di cloruro negli inerti (0.05%) è correlato con il rischio di corrosione dei ferri di armatura (“D come Durabilità” Enco Journal N°4). Nei calcestruzzi privi di armature metalliche la presenza di cloruro nell’inerte non comporta alcun rischio di degrado, ma solo un danno di carattere estetico per la formazione di depositi salini sulla superficie dei manufatti esposti a cicli alternati di bagnatura e asciugamento. Con qualche straordinaria eccezione, gli inerti inquinati da cloruro sono di fatto identificabili con la sabbia del mare. Questa potrebbe anche essere impiegata come frazione fine di un inerte per calcestruzzo, purché il sale (NaCl) idrosolubile venga rimosso attraverso un preliminare trattamento in un impianto di lavaggio.Solfato. Il solfato può essere presente nell’inerte in forma di gesso bi-idrato (CaSO4·2H2O) o anidrite (CaSO4). La presenza di solfato nell’inerte oltre un certo limite (0.2%) comporta il rischio di fessurazione del calcestruzzo per formazione di ettringite espansiva a seguito della reazione con gli alluminati del cemento (si veda l’articolo “Ettringite:Dott. Jekill e Mr. Hyde” presente sul sito www.encosrl.it è l’ABC del calcestruzzo). Ci si potrebbe chiedere perché il gesso è tollerato (anzi indispensabile) nel cemento, mentre è guardato come fonte di degrado se presente nell’inerte. Il gesso del cemento è macinato nel mulino insieme al clinker e per la sua elevata finezza reagisce immediatamente con gli alluminati del clinker formando una pellicola protettiva di ettringite (primaria) sui granuli di cemento impedendo una presa troppo rapida: esso agisce da regolatore della presa del cemento senza che l’espansione, associata alla formazione di ettringite, abbia ripercussioni negative in quanto avviene nelle prime ore di idratazione all’interno di un sistema plastico o comunque deformabile. Al contrario, il gesso presente in un inerte è granulometricamente grossolano e reagisce, quindi, molto più lentamente con gli alluminati del cemento (dopo mesi o anche anni). Questa ettringite – detta secondaria – che si forma all’interno di un calcestruzzo ormai indurito, e quindi molto rigido, è in grado di provocare pericolose tensioni per il carattere espansivo della reazione che porta alla formazione di ettringite. La distribuzione non uniforme del gesso nell’inerte aggrava il rischio di fessurazione in quanto l’espansione risulta localizzata solo in prossimità dei granuli di gesso con conseguenti tensioni differenziali all’interno del calcestruzzo. A differenza delle sabbie marine, che possono essere eventualmente private dal cloruro (molto solubile in acqua) con un trattamento di lavaggio con acqua potabile, gli inerti inquinati da gesso non possono essere bonificati con alcun trattamento e debbono essere assolutamente scartati dalla produzione di calcestruzzi a base cementizia.Silice alcali-reattiva. Alcune forme di silice presenti nell’aggregato lapideo – quelle amorfe, mal cristallizzate o comunque deformate ancorché cristalline – possono reagire con gli alcali del cemento (sodio e potassio) per formare silicati alcalini idrati dal carattere espansivo e fortemente dirompente nei confronti della circostante matrice cementizia. Questa reazione, nota come ASR (Alcali-Silica Reaction), si manifesta attraverso fessurazioni irregolari o espulsioni localizzate di malta (pop-out) che possono pregiudicare seriamente la durabilità delle opere in calcestruzzo. Attualmente la presenza di silice reattiva nell’inerte rappresenta la più insidiosa ed erratica forma di degrado del calcestruzzo. Ciò dipende dal concorso di più cause:
- La presenza di silice reattiva in un inerte – a differenza della presenza di cloruro o solfato rilevabile con una semplice e rapida analisi chimica – può essere accertata con molta difficoltà e tempi lunghi.
- La silice reattiva è distribuita in forma discreta (per esempio, è presente in qualche granulo di inerte, ma è completamente assente negli altri): ciò comporta il rischio di non evidenziare la sua presenza se il campione di inerte sotto esame non contiene alcun granulo di silice reattiva e di considerare, quindi, accettabile un inerte che dovrebbe, invece, essere scartato.
- La reazione alcali-silice dipende dal contenuto di alcali nel calcestruzzo: un contenuto di alcali oltre la soglia di 3 kg per metro cubo di calcestruzzo è considerato pericoloso; a causa della variazione del contenuto di alcali (da cemento a cemento, con il dosaggio di cemento, e talvolta da un periodo all’altro per lo stesso cemento) la reazione alcali-silice presenta una certa erraticità e si può manifestare o meno in condizioni apparentemente eguali.
- La reazione alcali-silice può decorrere solo in presenza di umidità e si verifica, quindi, più frequentemente in ambienti esterni, ma anche in ambienti chiusi (pavimenti di capannoni non protetti con barriera a vapore) esposti alla risalita capillare di acqua dal terreno.
- La reazione alcali-silice è in generale molto lenta ed è accelerata alle temperature più elevate; tuttavia, a seconda delle circostanze (grado di reattività della silice, umidità e temperatura ambientale, contenuto di alcali) il fenomeno può richiedere da qualche mese ad una decina di anni per potersi manifestare.
A causa dell’erraticità del fenomeno e della difficoltà di diagnosticare preliminarmente la reattività della silice, il miglior modo per affrontare il problema è quello di prevenire il fenomeno con l’impiego sistematico di cementi di miscela alla cenere o alla loppa oppure di cementi pozzolanici, d’altoforno o compositi in presenza dei quali la reazione alcali-silice è fortemente ridotta o addirittura eliminata. Questa strategia, che è una sorta di assicurazione contro i rischi di reazione alcali-silice, dovrebbe essere adottata in quelle aree (per esempio lungo la fascia adriatica del territorio italiano) dove maggiore si è rivelato il rischio di questo degrado.Frazioni limo-argillose. La presenza di limi e argille (fango) negli inerti può influenzare negativamente il giunto adesivo tra la superficie degli elementi lapidei e la matrice cementizia. Se ciò dovesse avvenire le prestazioni meccaniche del conglomerato risulterebbero inferiori senza però alcun rischio di degrado per la struttura. Da questo punto di vista, quindi, la presenza di limi e argille non può essere messa sullo stesso piano delle altre sostanze nocive (cloruro, solfato, silice reattiva) che possono, invece, pregiudicare la durabilità dell’opera. Inoltre, un inerte inquinato da limi e argille può essere sottoposto a lavaggio e decantazione per essere trasformato in un materiale idoneo anche dal punto di vista delle prestazioni meccaniche.Sostanze organiche. Le sostanze organiche in un inerte (per lo più di origine vegetale) possono interagire negativamente con il processo di idratazione del cemento e rallentare o ridurre lo sviluppo delle resistenze meccaniche. Anche in questo caso, come per i limi e le argille, si tratta più di un inconveniente che riduce le prestazioni del calcestruzzo senza un vero e proprio pregiudizio per la durabilità dell’opera. L’entità dell’abbattimento delle prestazioni meccaniche, e quindi l’accettabilità o meno dell’inerte inquinato da sostanze organiche, può essere valutata attraverso le prestazioni del calcestruzzo in confronto con quelle ottenute con un inerte privo di sostanze organiche e di comprovata qualità.Gelività. La gelività degli inerti (cioè la scarsa resistenza alla formazione del ghiaccio) è solitamente associata alla presenza di micropori con diametro di qualche µm. Gli inerti gelivi non sono ovviamente accettabili per strutture in calcestruzzo esposte ai cicli di gelo-disgelo anche se si impiegano additivi aeranti capaci di proteggere la matrice cementizia (ma non gli inerti) dall’azione.