Projekt výzkumu a vývoje Ministerstva dopravy a spojů ČRPodprogram č.3–Rozvoj dopravní infrastruktury a dopravních technologií

číslo projektu: 803/120/114

Vyloučení alkalické reakce kameniva v betonu na stavbách

pozemních komunikací

Etapa a) Rešeršní průzkum alkalické reakce s vyhodnocením

Řešitelské pracoviště a řešitel: KÚ – Ing. S. Modrý, DrSc.

Obsah

1. Úvod1.1. Historie AAR

1.1.1. Reaktivnost kameniva obsahujícího kysličník křemičitý s alkáliemi v betonu (ASR)

1.1.2. Reaktivnost karbonátového kameniva s   alkáliemi, ACR 2. Projevy poruch v důsledku ASR

2.1.Úvod2.2. Mechanizmus vzniku trhlin2.3. Rozpínání a další projevy ASR2.4. Faktory ovlivňující ASR2.5. Mikroskopický důkaz ASR

3. Mechanismus ASR3.1 Faktory ovlivňující reakci

3.1.1. Obsah alkálií v   cementu 3.1.2. Vlhkost3.1.3. Reaktivní oxid křemičitý3.1.4. Teplota

3.2. Mechanismus reakce a rozpínání4. Petrografie křemičitého kameniva reaktivního s alkáliemi

4.1. Úvod4.2. Potenciálně reaktivní přírodní křemičité složky

4.2.1. Opál4.2.2. Chalcedon4.2.3. Křemen4.2.4. Cristobalit4.2.5. Tridymit4.2.6. Vulkanická skla4.2.7. Rohovec4.2.8. Vulkanické horniny4.2.9. Jílovité břidlice, meta-droby, fylity a břidlice

4.3. Potenciálně reaktivní syntetické materiály4.3.1. Dinas4.3.2. Umělá skla4.3.3. Povlaky

5. Opatření k zamezení ASR5.1. Úvod5.2. Omezení vlhkosti5.3. Výběr kameniva5.4. Minimalizace obsahu alkálií5.5. Výběr cementů5.6. Jemné materiály necementového původu

5.6.1. Popílek5.6.2 Mletá granulovaná vysokopecní struska5.6.3. Přírodní pucolány5.6.4. Křemičitý úlet5.6.5 Směsné hydraulické cementy

5.7. Zkoušení účinnosti pucolánů nebo strusky5.8. Obsah alkálií v   betonu

2

5.9. Přísady5.10. Jiné metody

6. Metody pro hodnocení potenciálu rozpínání ASR6.1. Úvod6.2. Záznamy o použití kameniva v   praxi 6.3. Zkoušky ke stanovení potenciálu alkalické reaktivity kameniva

6.3.1. Petrografické hodnocení kameniva6.3.2. Zkouška rozpínavosti na maltových vzorcích6.3.3. Urychlená dilatometrická zkouška rozpínání malty na trámečcích6.3.4. Rychlá chemická metoda6.3.5. Zkoušky na betonových hranolových tělesech

6.4 Méně běžné zkoušky pro hodnocení potenciálu AAR kameniva6.4.1. Metoda stanovení objemových změn systému cement-kamenivo6.4.2. Modifikovaná zkouška rozpínání cementové malty U.S.Army Corps

of Engineers6.4.3. Zkouška na betonových krychlích6.4.4. Severská urychlená zkouška6.4.5. Gel pet test6.4.6. Autoklávovaná trámečková zkouška rozpínání malty6.4.7. Mezinárodní zkoušky – RILEM

7. Projevy porušení v důsledku reakce alkálií s karbonátovým kamenivem7.1. Úvod7.2 Diagnostické znaky7.3. Mikroskopické pozorování7.4. Vliv vnějšího prostředí, geometrie konstrukce a zamezení expanze

8 Mechanismus ACR8.1. Úvod8.2. Charakteristiky hornin reaktivních s   alkáliemi

8.2.1. Textura a složení8.3. Mechanizmus reakce a rozpínání

9. Opatření k zamezení ACR9.1. Úvod9.2. Výběr kameniva9.3. Cement9.4. Pucolány9.5. Vlhkost

10. Metody hodnocení potenciálu pro ACR10.1. Úvod10.2. Praktické hodnocení

10.2.1.1 Velikost zrn kameniva10.2.1.2. Množství kameniva ve směsi10.2.1.3. Obsah alkálií10.2.1.4. Obsah vlhkosti

10.3. Petrografické zkoušení10.4. Zkouška na válcovém vzorku horniny10.5. Zkouška na betonových hranolových tělesech10.6. Jiné zkoušky

11. Hodnocení a opravy konstrukcí zasažených AAR11.1. Úvod11.2. Hodnocení

3

11.3. Materiály a metody pro opravy11.3.1. Porušení konstrukce

12. Literatura

4

1. Úvod

1.1. Historie AAR

1.1.1. Reaktivnost kameniva obsahujícího kysličník křemičitý s   alkáliemi v   betonu (ASR)

ASR byla poprvé zjištěna v betonových vozovkách v Kalifornii Stantonem (1940, 1942)

z California State Division of Highways. Stanton zjistil, že rozpínání a vznik trhlin je

výsledkem působení cementu s vysokým obsahem alkálií na kamenivo ve zkušebních

maltových trámečcích uložených v prostředí s velmi vysokou vlhkostí. Z výsledků

experimentů vyvodil dva závěry:

- rozpínání vznikající v důsledku ASR v maltových trámečcích je zanedbatelné, když

obsah alkálií v cementu je nižší než 0,6 % (obsah alkálií je vyjádřen jako ekvivalentní

Na2O, tj. % Na2Oe = % Na2O + 0,658 x % K2O).

- částečná náhrada vysokoalkalického cementu vhodným pucolánem zabraňuje

rozpínání.

Na základě poznatků T.E. Stantona prováděl Meissner v U.S. Bureau of Reclamation

v r.1941 výzkum mimořádného výskytu trhlin na přehradách. Meissnerovy výsledky obecně

souhlasily s poznatky formulovanými Stantonem a doplnily poznatky o vlivu cementu

s vysokým obsahem alkálií, složením kameniva a vlivu parametrů vnějšího prostředí na

rozpínání v důsledku AAR. Jedním z výsledků výše uvedené práce byla tzv. rychlá chemická

zkouška zařazená do ASTM C289 (Mielenz, 1948).

V roce 1940 byly prováděny výzkumy problematiky ASR v USA, Austrálii a Dánsku

(Alderman, 1947), přičemž se potvrdil vztah mezi složením cementu, typem kameniva a

poměrem mísení betonové směsi a rozpínáním.

Další výzkum se v tomto období soustřeďoval na objasnění mechanismu reakcí

způsobujících rozpínání. V r. 1944 formuloval Hansen hypotézu o tom, že osmotické tlaky

vznikající během botnání gelů mají za následek rozpínání. V r. 1955 zveřejnil Powers a

Steinour variantu výše uvedené hypotézy. Ohledně mechanismu rozpínání existují však určité

nejasnosti až do současnosti.

Pozn.: V textu jsou používány zkratky pro označení alkalické reakce kameniva, které byly převzaty z původních, většinou anglických originálů:

AAR – reakce kameniva s alkáliemi v betonuASR – alkalicko – křemičitá reakceACR – alkalicko – karbonátová reakce

5

Mather (1993) se pokusil shrnout poznatky o vlivu přísad a příměsí na rozpínání betonu

v důsledku ASR. Stanton (1940, 1942) uvádí, že příměs 25 % pemzy je účinná pro potlačení

rozpínání betonu zejména v ranných obdobích.

Myšlenka na použití pucolánů k potlačení rozpínání v důsledku AAR byla rozvinuta

Hannou (1947). V roce 1963 je ve zprávě ACI Committee 212 uváděno, že bylo několik

případů, při nichž minerální příměsi zvýšily ochranu proti rozpínání v případě

vysokoalkalického cementu a reaktivního kameniva. Avšak Mather (1993) publikoval

poznatek, že pozitivní vliv pucolánů nezjistil. Avšak Rogers (1987) uvádí, že 20 % náhrada

cementu popílkem byla pozitivní v betonu obsahujícího jako kamenivo argillit

(metamorfovanou jílovitou břidlici).

To je zřejmě první publikace, v níž je uváděn pozitivní vliv pucolánu v případě použití

vysokoalkalického cementu a kameniva. Podobné výsledky zveřejnili (Blackwell a Pettsifer,

1992).

1.1.2. Reaktivnost karbonátového kameniva s   alkáliemi, ACR

ACR byla shledána jakožto příčina porušení betonu Swensonem (1957) v National

Research Council, Kanada. Swenson zjistil, že ACR se objevuje v jílovitém kalcitickém

dolomitu, přičemž mechanismus porušení se od ASR liší. Další práce Swensona (1957) a

Swensona a Gillota (1960, 1963) umožnily objasnění faktorů, které podmiňují velikost

rozpínání v důsledku ACR. Byly formulovány dvě hypotézy mechanismu (Newton, Sherwood

1962), Newton (1972a, 1972b), Hadley (1961, 1964).

Protože výskyt hornin citlivých k ACR je relativně sporadický, jsou případy porušení

betonu v důsledku ACR rovněž ojedinělé.

Porušení betonu v důsledku ACR se objevuje ve větším rozsahu zejména v Jižním Ontariu,

v Kanadě, blízko Kingstonu a Cornwallu. Ojedinělý výskyt je rovněž zaznamenán ve státech

USA: Indiana, Kentucky, Tennessee, Virginia. Rovněž je znám výskyt ACR v Číně (Tang,

1996), kde se uplatňuje u dolomitických vápenců a dolostonů.

2. Projevy poruch v důsledku ASR

2.1.Úvod

Nejzřejmější projev působení ASR je vznik trhlin na betonu, posun konstrukčních prvků

v důsledku vnitřního rozpínání betonu a dále odprýskávání povrchu.

6

Tyto vnější projevy nemusí být nutně specifické jen pro ASR v betonových konstrukcích.

Vznik trhlin může být způsoben namáháním v tahu v důsledku vnějších sil, např. zatížením

nebo změnami objemu betonu. Ke vzniku trhlin mohou rovněž vést smrštění mladého betonu,

teplotní gradienty, koroze výztuže, působení mrazu, působení síranů z vnitřních zdrojů

(kamenivo) nebo vnějšího prostředí.

2.2. Mechanizmus vzniku trhlin

Obvykle není známa doba nezbytná pro vznik trhlin v betonu postiženém ASR. Částečně je

to v důsledku heterogenního charakteru betonu a dále v důsledku skutečností, že kinetika,

případně mechanizmus nejsou zcela zřejmé. Není známo např.:

- Zda reakční produkty botnají na stejném místě, kde se vytvořily nebo tyto produkty ASR

po vzniku migrují na jiné místo a teprve tam botnají?

- Jak rychle se zvyšují expansivní tlaky vznikající botnáním reakčních produktů?

- Jaký je mechanizmus vzniku trhlin?

2.3. Rozpínání a další projevy ASR

Vývoj trhlin v betonových konstrukcích v důsledku ASR je způsoben zvětšením objemu,

které lze pozorovat přímo buď jako rozpínání trhlin nebo vybočení jednoho prvku s ohledem

na druhý.

Monitorování rychlosti rozpínání konstrukce je často pro hodnocení celistvosti konstrukce.

Pro tento účel byla vyvinuta celá řada metod, např. dlouhodobé měření délkových změn mezi

referenčními záměrnými body na povrchu betonu. Toto měření by mělo reprezentovat celý

konstrukční prvek.

Odprýsknutí z povrchu a výrony gelu na povrch betonu mohou být rovněž příznakem ASR

avšak samy o sobě nedemonstrují nadměrné rozpínání betonu. I když přítomnost gelu na

povrchu betonu indikuje existenci ASR, neznamená to však, že se vytvořily trhliny v důsledku

působení gelu při jeho transportu k povrchu betonu. Změna typické barvy betonu podél trhlin

často doprovází ASR, nicméně se může také objevit i z jiných příčin (např. při vyluhování).

Odprýskaná místa v podobě malých kónických kráterů se mohou rovněž objevovat jako

důsledek působení střídavého mrazu na betonech, které byly nasyceny vodou nebo tehdy,

když se blízko povrchu nacházela pórovitá zrna kameniva.

Obvykle je obtížné spolehlivě rozhodnout, jaká příčina způsobila vznik odprýsknutí.

7

2.4. Faktory ovlivňující ASR

Výskyt ASR často bývá v betonových konstrukcích velmi proměnlivý a to jak co vnějších

projevů, tak i intenzity průběhu.

Podstatou ASR jsou chemické reakce. Aby tyto reakce nastaly, musí být přítomny hlavní

reakční komponenty: voda, reaktivní oxid křemičitý a vysoká koncentrace hydroxylových

iontů (vysoká hodnota pH). Koncentrace reakčních složek, jejich rozptýlení ve hmotě a

teplota prostředí výrazně ovlivňují rychlost reakce a rychlost porušení. Betonové konstrukce

postižené ASR obecně vykazují široké rozpětí vnějších znaků porušení v závislosti na

podmínkách v nichž je konstrukce umístěna.

Beton vystavený působení suchého prostředí nebo beton umístěný v interiéru nevykazuje

vznik trhlin v důsledku ASR a to i tehdy když je přítomen velmi reaktivní oxid křemičitý a

rovněž alkálie.

Nejzranitelnější části betonové konstrukce jsou ty, které jsou vystaveny působení vlhka a

tepla. Praktické, ale i laboratorní případy potvrzují, že beton vystavený působení střídavého

vysušování a nasycování vodou je mnohem náchylnější na nadměrné rozpínání v důsledku

ASR, než beton vystavený setrvale vlhku.

ASR rychle postupuje všude tam, kde se může zadržovat v konstrukci voda, např. dešťová

nebo z tajícího sněhu. To platí zejména pro konstrukce bez ochrany. Obvykle jde o

samostatně stojící stěny, trámy nebo parapety. Porušování těchto betonových prvků

zasažených ASR se zvýrazňuje při působení mrazu a tání.

Vznik trhlin rovněž nastává v betonu, který je ve styku s vlhkými zeminami, např. v

základech. Největší množství trhlin vzniká na styku betonu se zeminami na úrovni povrchu

zemin, kde nastávají značné změny vlhčení a sušení.

Často se stává, že dalším faktorem urychlujícím ASR je chlorid sodný, který z vnějšku

dodává sodík a chloridové ionty reagující za vzniku, např. chloroaluminátů. Sole

v koncentracích srovnatelných s mořskou vodou pravděpodobně nevyvolávají ASR. Nicméně,

když koncentrace chloridu sodného překročí přibl. 5% (Chatterji, 1987) např. v důsledku

odpaření vody, rychlost ASR se mimořádně zvýší.

Urychlení ASR chloridem sodným bylo zjištěno na řadě vozovek, chodníků a parkovacích

ploch. Nicméně byly také zveřejněny protichůdné názory (Duchesne, Berube, 1996).

Fyzikální vlastnosti betonu mohou rovněž hrát rozhodující roli pro určení stupně a rychlosti

porušování ASR. Bylo zjištěno, že provzdušnění snižuje míru rozpínání betonu při ASR.

Avšak samotné provzdušnění nelze považovat za účinný prostředek zabraňující nadměrnému

rozpínání v důsledku ASR.

8

Jaký má vliv v/c na ASR je obtížné stanovit. Nízký v/c může snížit propustnost betonu pro

vodu vznikajícími reakčními produkty, avšak při nízkém v/c zároveň vzrůstá koncentrace

alkálií v pórové kapalině.

Praktické zkušenosti ukázaly, že trhlinky vznikající v mladém betonu v důsledku smrštění

mohou urychlovat vývoj nadměrného rozpínání v důsledku ASR. To je pravděpodobně

způsobeno kapilárními jevy v trhlinách urychlujícími průnik vody do betonu a botnáním

reakčních produktů, které tak rozšiřují již existující trhliny a nevytváří nové.

2.5. Mikroskopický důkaz ASR

Diagnóza ASR v konstrukci poškozené rozpínáním spočívající pouze na vizuálním

posouzení není spolehlivá. Pro hodnocení příčin porušení je nutné z příslušné konstrukce

odebrat vzorky pro zkoušení. Na těchto vzorcích by měl být proveden petrografický rozbor

v souladu např. s ASTM C 856 ad.

V některých případech jsou vidět reakční produkty a průhledný alkalicko křemičitý gel.

Vzhled gelu může být proměnlivý v závislosti na tom, zda se gel nalézá uvnitř ztvrdlé

cementové kaše nebo uvnitř zrna kameniva. Uvnitř zrna kameniva může mít gel zrnitý

charakter, zatímco uvnitř kaše je sklovitý.

Přítomnost prstenců odlišné barvy v částicích reaktivního kameniva v betonu a kolem

těchto zrn je považována za indikátor ASR (Dolar-Mantuani, 1983). Nicméně existence

takových prstenců by měla být posuzována s náležitou opatrností neboť prstence mohou

vzniknout i z jiných příčin. Rovněž musí být opatrně posuzovány a určovány povlaky

obklopující zrna kameniva, která jsou viditelná na lomových plochách betonu. Při

mikroskopickém sledování výbrusů je hydroxid vápenatý rozptýlen v cementové kaši a často

je jeho obsah snížen v sousedství reaktivních částic. Tento jev se často objevuje před

ostatními příznaky ASR, tj. před vznikem trhlin a vznikem gelu. Je tedy množství a umístění

krystalků Ca(OH)2 příznakem pro detekci ASR.

3. Mechanismus ASR

3.1 Faktory ovlivňující reakci

Pro rozvinutí ASR je nezbytné, aby v betonu bylo vysoké pH, vlhkost a byl přítomen

reaktivní SiO2. Rychlost reakce ovlivňuje rovněž teplota.

9

3.1.1. Obsah alkálií v   cementu

Již v samotném počátku zkoumání ASR bylo zjištěno, že obsah alkálií v portlandském

cementu má přímý vliv na sklon betonu k rozpínání (Stanton, 1940, 1942). Jde o dvě složky

Na2O a K2O. Alkalický ekvivalent Na2Oe se vypočítá takto: % Na2O + 0,658 x % K2O.

Diamond (1989) zjistil, že existuje vztah mezi obsahem alkálií v cementu a koncentrací

OH iontů (pH) v pórové kapalině a dále, že OH ionty jsou řídícím faktorem v chemickém

procesu AAR.

Limitní obsah Na2Oe v cementu 0,60% se často uvádí jako faktor k zjištění minimalizace

porušení betonu, je-li v něm přítomno reaktivní kamenivo. Existují však případy, kdy silné

porušení betonu nastalo, přesto, že byl použit nízko alkalický cement (Hadley, 1968; Lerch,

1959; Stark, 1978, 1980; Tuthill, 1980, 1982; Ozol, 1992). Na základě těchto poznatků

doporučil Tuthill (1980) ještě nižší hodnotu alkalického ekvivalentu a to jen 0,40 %.

Pracovní skupina ASTM Committee C1 (Blanks, 1946) uvádí na základě laboratorních

experimentů poznatek, že u malty obsahující přírodní kamenivo nastalo nadměrné rozpínání,

když byl použit cement s obsahem alkálií jen 0,58 %. Při snížení obsahu alkálií v cementu na

0,40 % nebo ještě méně nadměrné rozpínání malty však nenastalo.

Existuje několik možných vysvětlení uvedených skutečností vzniklých při použití

nízkoalkalického cementu:

1. Betony vyrobené s použitím portlandského cementu bez přísad a příměsí jsou relativně

propustnější než podobné betony vyrobené s použitím směsných cementů s příměsí strusky

nebo pucolánu.

Cyklické vlhčení a sušení, zmrazování a rozmrazování a rovněž průchod elektrického

proudu mohou způsobit migraci alkálií a lokální zvýšení jejich koncentrace (Xu, Hooton,

1993). V důsledku toho se může lokálně zvýšit koncentrace alkálií a dosáhnout výše, která

postačuje k vývoji ASR a následkem toho k porušení betonu.

Lerch (1959) a Hadley (1968) dokládají možnost porušení vozovky výše uvedeným

mechanismem v důsledku vlhčení a sušení betonu. Rovněž byl doložen vliv elektrického

proudu, který ASR v betonu aktivoval (Ozol, 1990). Také Moore (1978) uváděl na základě

laboratorních výsledků, že průchod elektrického proudu urychluje porušení v důsledku ASR.

Také proud při katodové ochraně zvyšuje ASR. Prokázaly to experimenty na maltách

vyrobených z vysokoalkalického cementu a reaktivního drceného skla Pyrex a při použití

proudu o intenzitě 215 a 1076 mA/m na povrchu ocelové výztuže. Čas potřebný pro vznik

trhlin ve vzorcích se zkrátil o 40 a 60 % při použití katodové ochrany. Pevnost v tlaku se při

použití katodové ochrany snížila o 34 a 15 % při intenzitě proudu 1076 a 215 mA/m po dobu

10

80 dnů. Mikrotvrdost na styku malty a výztuže se snižuje zvyšující se proudovou hustotou. Ve

styčné vrstvě mezi maltou a výztuží byl při vyšší proudové hustotě kolorimetrickými

indikátory zjištěn vyšší obsah alkalicko-křemičitých gelů (Golam, 1991).

2. Relativní propustnost betonu umožňuje migraci alkálií v betonu, které pocházejí

z dalších složek betonu a také z vnějšího prostředí, např. z kapalných rozmrazovacích

prostředků.

Řada studií (Grattan-Bellew, 1994, 1995; Berube 1996; Stark a Bhatty 1986) uvádí, že

z některých typů kameniva se může působením pórového roztoku v betonu uvolnit značné

množství alkálií.

3. Významným faktorem je koncentrace hydroxylových iontů v betonu. Byly navrženy

nízké limitní hodnoty pro celkový obsah alkálií ve hmotě betonu, jakožto mnohem složitější

parametr k minimalizaci nebezpečí porušení betonu v důsledku ASR. Často se udává hodnota

max. 3 kg Na2Oe/m3, jako postačující v přítomnosti reaktivního kameniva k zajištění odolnosti

betonu proti působení ASR (Concrete Society Working Party 1987, PCA 1994). Uvedený

limit zahrnuje alkálie pocházející z pucolánů nebo strusky a z cementu.

Kanadská norma CSA A23.1 vztahuje limit 3 kg/m3 pouze na alkálie pocházející ze

samotného cementu. Ozol (1991) uvádí na základě praktických případů ASR obsah alkálií 1,8

kg/m3, Ozol a Dusenberry (1992) uvádějí obsah alkálií 2,3 kg/m3.

Na základě laboratorních zkoušek dospěl Johnston (1986) k poznatku, že obsah alkálií

nižší než 0,05 % (1,2 kg/m3 pro beton o objemové hmotnosti 2320 kg/m3) spolehlivě

postačoval k minimalizaci poruch v důsledku AAR. Avšak obsah alkálií vyšší než 0,10 %

(2,3 kg/m3) je zřejmou příčinou porušení betonu při přítomnosti reaktivního kameniva.

4. Obsah alkálií, který může být přijatelný souvisí s reaktivitou kameniva. Woolf (1952)

doložil na základě laboratorních zkoušek vztah mezi rozpínáním a obsahem alkálií.

Stark (1993) zkoumal možnost použití urychlených dilatometrických zkoušek rozpínání

malty pro stanovení “bezpečného obsahu alkálií“ pro určité druhy kameniva.

I když je zřejmé, že problém ASR lze minimalizovat omezením obsahu alkálií v cementu

nebo betonu, je nezbytné zvážit možnost migrace alkálií a úroveň koncentrace alkálií

v betonu. Rovněž je třeba zvážit pozitivní použití pucolánů a strusky, které umožňují vyrobit

beton odolný ASR v důsledku snížení propustnosti.

3.1.2. Vlhkost

Aby ASR proběhla je nezbytná přítomnost dostatečného množství vlhkosti. Při poklesu

vnitřní vlhkosti pod 80% reakce ustává. V obvyklých betonech zůstává v betonu určité

11

množství původní záměsové vody po relativně dlouhou dobu i tehdy, kdy je beton vystaven

působení prostředí s nízkou vlhkostí. U betonu s nízkým vodním součinitelem lze očekávat,

že záměsová voda bude spotřebována při hydratačních reakcích cementu. V případě, že v

prostředí v okolí betonu je dostatek vlhkosti, pokračují reakce do té doby pokud nejsou

reaktivní složky zreagovány.

3.1.3. Reaktivní oxid křemičitý

V současné době je seznam reaktivních složek rozsáhlý.

(Viz. kapitola 4.)

3.1.4. Teplota

Se vzestupující teplotou se zvyšuje rychlost ASR. Dosud nejsou k dispozici kvantitativní

údaje o urychlujícím vlivu teploty

3.2. Mechanismus reakce a rozpínání

Mechanismus alkalicko-křemičité reakce a následného rozpínání je předmětem zkoumání

přibl. již od r. 1940.

Předpokládá se, že hydroxylové ionty přítomné v pórové kapalině v betonu reagují

chemicky s různými formami oxidu křemičitého přítomného v mnoha typech kameniva.

Sodík a draslík se při reakci uplatňují dvojím způsobem. Za prvé, vyšší obsah těchto alkálií

v betonu má za následek vyšší obsah hydroxylových iontů v pórové kapalině betonu (to se

projeví vyšší hodnotou pH). Čím vyšší je hodnota pH, tím intenzivnější je reakce pórové

kapaliny s reaktivním oxidem křemičitým. Ten reaguje s alkáliemi za vzniku alkalicko-

křemičitého gelu. Tento gel pohlcuje vodu a v důsledku toho botná, tj. jeho objem je větší než

objem do reakce vstupujících složek. Botnání má za následek vznik expanzivních napětí,

která působí na beton.

V případě, že jsou v čerstvém betonu přítomny reaktivní složky, začíná reakce na styku

cementové kaše s povrchem částic kameniva v tzv. mezifázové stykové zóně. V řadě případů

lze pozorovat vznik reakčních prstenců kolem zrn kameniva s odlišnou barvou. Postupující

tvorba gelu má za následek vznik trhlinek uvnitř zrn kameniva a ve hmotě cementové kaše

obklopující zrna kameniva. Často jsou zřejmé trhliny na povrchu kameniva.

V případě, že na beton mohou působit alkálie z vnějšího prostředí, pak vznik gelu

postupuje od povrchu hlouběji do hmoty betonu. Alkálie působící na vnější povrch betonu

12

mohou pocházet např. z kapalných rozmrazovacích prostředků, mořské vody, průmyslových

odpadů apod.

Rychlost reakce alkálií s kamenivem je namnoze nízká a vnější průkazné znaky jako jsou

výrony gelu, odprýsknutá místa, síť trhlin a objemové změny nemusí být zřejmé po řadu let.

V některých ojedinělých případech se vznik gelu projevil, ale neprokázaly se poruchy.

Avšak ve většině případů je vznik gelu doprovázen porušením konstrukcí v důsledku

vznikajících expanzivních sil.

4. Petrografie křemičitého kameniva reaktivního s alkáliemi

4.1. Úvod

Složky reaktivního kameniva lze rozdělit do dvou velkých skupin:

1) Formy přírodního v podstatě čistého oxidu křemičitého. Sem patří minerály,

mineraloidy a vulkanická skla.

2) Umělé křemičité materiály

Rychlost reakce kameniva a koncentrace alkálií v betonu nutná pro vznik reakce, záleží na

složení, geologickém původu a texturních charakteristikách horniny, která tvoří příslušné

kamenivo (Stark, Morgan 1993; Dolar – Mantuani, 1983; Gruttan – Bellew, 1983).

4.2. Potenciálně reaktivní přírodní křemičité složky

4.2.1. Opál

Opál se jeví jako pravděpodobně nejreaktivnější minerál nacházející se v přírodě (Stanton,

1940, 1942).

4.2.2. Chalcedon

Je vláknitá, mikrokrystalická forma oxidu křemičitého. Vykazuje reaktivitu s alkáliemi.

4.2.3. Křemen

Hrubě krystalická forma oxidu křemičitého, který je obvykle nereaktivní.

Ukázalo se však, že nedeformovaný křemen, může, obsahuje-li určité nepravidelnosti a

inkluse, být pomalu reaktivní (Diamond 1976; Dolar – Mantuani 1975).

13

Mikrokrystalický až kryptokrystalický křemen, kerý bývá součástí některých rohovců,

vykazuje mimořádnou citlivost k reakci s alkáliemi.

Velmi poruchový křemen bývá přítomen v kvarcitech a rulách a dále deformovaný křemen

vykazují rovněž reaktivitu s alkáliemi. Některými autory byl shledán zřejmý vztah mezi

úhlem zhášení deformovaného křemene a alkalickou reakcí (Mather, 1973; Dolar – Mantuani

1975).

Pozitivní výsledky byly získány při použití stanovení úhlu zhášení pro hodnocení stavu

křemenných zrn v žule (West, 1991). Ve vztahu k alkalické reakci se předpokládá, že vnitřní

energie v krystalech křemene vzrůstá v důsledku přítomnosti dislokací a stavby zrn. To má za

následek vzrůst rozpustnosti a tedy i reaktivity křemenných zrn (West, 1991).

Existují však i jiná vysvětlení zvýšení reaktivity křemene v důsledku deformace. Grattan –

Bellew (1992) se domnívá, že může být způsobena přítomností mikrokrystalického křemene

v horninách obsahujících zrna deformovaného mikrokrystalického křemene.

4.2.4. Cristobalit

Řadí se k reaktivním minerálům.

Cristobalit lze nalézt v podobě malých krystalků nebo drúz v dutinách v olsidianu, ryolitu,

andezitu, příp. čediči. Objevuje se rovněž v některých vysokopecních struskách (McCaffery et

al.) a proto se doporučuje, aby byla věnována pozornost přítomnosti tohoto minerálu ve

struskách, které mají být použity jako kamenivo do betonu.

4.2.5. Tridymit

Je reaktivní vůči alkáliím v betonu.

Vyskytuje se v podobě dobře vyvinutých krystalků ve vulkanických vyvřelých horninách

jako je např. obsidian, ryolit, andezit apod.

4.2.6. Vulkanická skla

V důsledku neuspořádané vnitřní struktury lze je považovat za reaktivní. Lze je nalézt

prakticky ve všech vulkanických horninách.

Kyselá skla (obsahují více než 66 % SiO2), skla středně kyselá (obsahují 52 až 66 % SiO2)

jsou reaktivní. Jejich reaktivita poklesá se snižujícím se obsahem SiO2. Skla s vysokým

obsahem SiO2 v ryolitech, dacitech a andezitech (pemzy a obsidian) jsou reaktivnější než

čedičová skla.

14

4.2.7. Rohovec

Jemně zrnitá křemičitá hornina sestávající z mikrokrystalického nebo kryptokrystalického

křemene, chalcedonu opálu a jejich směsí.

Většina rohovců vykazuje reaktivitu s alkáliemi. Míra reaktivity závisí na mineralogickém

složení a vnitřní struktuře rohovce, zastoupení rohovce v celkovém množství kameniva a

rozdělení částic podle velikosti.

4.2.8. Vulkanické horniny

Kyselé a střední vulkanické horniny, které vykazují alkalickou reaktivitu, jsou např.

některé ryolity, dacity, latity a andesity.

Tufy obsahující zlomky vulkanických hornin mohou být rovněž reaktivní.

Některá bazická vulkanická skla a horniny mohou být rovněž reaktivní (Gudmundsson,

1971). Čediče obsahující skla s vysokým obsahem SiO2 reagují s alkáliemi pomalu a

způsobují v betonu rozpínání a vznik sítí trhlin typických pro ASR.

4.2.9. Jílovité břidlice, meta-droby, fylity a břidlice

Tyto metamorfované sedimentární horniny mohou reagovat s alkáliemi v cementu a

způsobit rozpínání a vznik trhlin.

Uvedené horninové typy sestávají zejména z křemene, živce a fylosilikátů (vrstevnatých

silikátů jako je např. slída). Doprovodné minerály jsou magnetit, hematit, pyrit, grafit a

turmalin (Gillot, 1973). Ve fylitech a břidlicích mohou být přítomny i karbonáty (Regourd,

1981).

Reaktivní složky této skupiny hornin jsou jemně zrnitý nebo deformovaný křemen (Dolar-

Mantuani, 1983). Podle jiných zdrojů by měly být reaktivními složkami mikrokrystalický

křemen vykazující zhášení a dále někdy i kapalné inkluse (Thompson, 1994; Langley, 1993;

De Merchant, 1995).

4.3. Potenciálně reaktivní syntetické materiály

4.3.1. Dinas

Hlavní složkou tohoto žáruvzdorného materiálu je tridymit. Rovněž je přítomen kristobalit

(Kerr, 1959). Lze ho považovat za reaktivní s alkáliemi.

15

4.3.2. Umělá skla

Mnoho syntetických skel reaguje s alkáliemi (Mukherjee a Bickley, 1987). Proto se např.

pro zkoušky podle ASTM C441 používá jako standardní reaktivní kamenivo sklo Pyree. To se

vyznačuje vysokým obsahem SiO2 – vyšším než 80 %.

Podstatu reaktivity lze spatřovat v nepravidelnosti uspořádání struktury skel např. ve

srovnání s pravidelným uspořádáním mřížky krystalů SiO2.

4.3.3. Povlaky

V některých případech mohou být zrna nereaktivních hornin pokryta na povrchu povlaky

reaktivních materiálů. Povlaky mohou být tvořeny např. opálem. Povlaky mohou obsahovat

některé sole draslíku nebo sodíku, které se pak po rozpuštění mohou zúčastnit AAR (Stanton,

1942).

5. Opatření k zamezení ASR

5.1. Úvod

ASR gel vzniká jakožto výsledek reakce, ale není vždy přímou příčinou poruch

pozorovaných na betonových konstrukcích. ASR a následné rozpínání betonu se objeví pouze

tehdy, když jsou splněny tyto podmínky (Stark 1993; Kosmatka 1991; Swamy 1992; Helmuth

1993; Mather 1995):

1. Beton je dostatečně vlhký.

2. Beton obsahuje kamenivo sestávající se z křemičitých složek, které jsou reaktivní. Tyto

složky mohou obsahovat křemičité vrstevnaté minerály, které mohou v některých

případech způsobovat rozpínání, ale obvykle reagují pomalu. Množství reaktivního

kameniva potřebné, aby nastala reakce se mění podle druhu kameniva a dalších

faktorů, které nejsou zcela známy. Některé reaktivní formy oxidu křemičitého vykazují

koncentrační pesimum. Mimo toto pesimum je reakce vždy méně intenzivní.

3. Je přítomno dostatečné množství alkálií, tj. Na a K, tak, aby

- se zvýšilo pH pórové kapaliny tím, že v pórové kapalině je vysoký obsah

hydroxylových iontů. Toto zvýšené množství hydroxylových iontů zvyšuje

rozpustnost reaktivního oxidu křemičitého.

- alkálie reagují s rozpuštěným oxidem křemičitým za vzniku alkalicko křemičitého

gelu.

16

Ochrana před ASR rozpínáním se soustředí na regulaci jednoho ze tří uváděných faktorů:

1. Regulace vlhkosti

2. Regulace typu a množství potenciálně reaktivních křemičitých složek v kamenivu nebo

v betonu.

3. Snížení pH pórové kapaliny v betonu aby se snížila propustnost oxidu křemičitého

v pórové kapalině. Toto snížení nastává snížením množství disponibilního Na2Oe.

5.2. Omezení vlhkosti

Betonové konstrukce vystavené působení nějakého vnějšího prostředí, nebo které jsou ve

styku s podložím obsahují dostatečné množství vlhkosti, aby umožnilo ASR a následné

rozpínání (Stark, 1991a). Voda v pórech betonu zajišťuje transport alkálií a hydroxylových

iontů k místům, kde se nalézají zrna reaktivního kameniva. ASR gel, který se vytvoří inhibuje

vodu a rozpíná se.

Pokud je beton suchý redukuje se bobtnací potenciál gelu ASR a tedy následně i porušení.

Z praktického hlediska lze beton považovat za suchý pouze v interiéru konstrukcí nebo

v nadzemních částech konstrukcí v suchém klimatu.

Vnitřní relativní vlhkost, která bude postačovat pro rozpínání je vlhkost nad 80% RV při

odpovídající teplotě 21 až 24%C (Stark, 1991a). Betonové konstrukce např. vozovky a mosty,

parkovací garáže, rezervoáry na vodu a podzemní konstrukce jsou nejcitlivější k rozpínání.

V aridních oblastech a pro beton, který je ve styku se zemí může vnější vrstva o tloušťce

přibližně 50 mm od povrchu vyschnout tak, že relativní vlhkost klesne pod kritickou hodnotu

(Stark, 1991a)

Zároveň může při této migraci vlhkosti vzrůst koncentrace alkálií při povrchu a ACR může

tak být iniciována (Swamy, 1992).

Snížení propustnosti betonu pro vnější vlhkost a roztoky solí může následně snížit

schopnost rozpínání. Toto snížení lze dosáhnout např. použitím nízkého vodního součinitele a

vhodným ošetřováním.

Beton o nižší propustnosti sníží mobilitu iontů a zpomalí reakce (Durand a Chen, 1991).

To může mít za následek i negativní důsledky. Výsledkem může být vyšší koncentrace

alkálií v pórové kapalině. Rovněž zmenšení pórovitosti u kaší s nízkým v/c nemusí vytvořit

podmínky pro rozpínání gelu bez porušení. V těchto situacích bylo možné pozorovat zvýšené

rozpínání (Durand, Chen 1991; Berube, Chouninard 1996).

Je zřejmé, že je obecně vhodné snížit propustnost betonu s pomocí pucolánů a strusky,

které nemá tak negativní důsledky jako prosté snížení obsahu záměsové vody.

17

Opatření povrchu betonu nátěrem nebo těsnící hmotou může být schůdnou cestou ke

snížení jeho rozpínání pokud však není beton ve styku s vlhkým podložím nebo s jiným

zdrojem vlhkosti (Stark 1993; Durand a Chen, 1996). Těsnící hmoty zamezí průniku vlhkosti

do betonu a minimalizují botnání ASR gelu.

Účinnost těsnícího pokryvu je nižší, když je tento pokryv nanesen na beton s trhlinami.

Těsnící pokryv se musí použít na dostatečně vyschlý beton, aby se obsah vlhkosti uvnitř

betonu před aplikací snížil pod úroveň nezbytnou pro vznik ASR. Obvykle těsnící pokryvy

zamezují vzniku vlhkosti a mají za následek rozpínání. Vhodné jsou těsnící pokryvy, které

umožňují transport vlhkosti z betonu nebo do něj, ale zabraňují vstupu vlhkosti.

Byla zkoušena celá řada materiálů, např. methylmetakrylát (Kamimoto a Wakasugi, 1992),

silany, siloxany, v některých případech s omezeným úspěchem jak v laboratoři tak

v praktických podmínkách (Durand a Chen, 1991; Berube a Chouinard, 1996). Obvykle je

však jejich použití limitováno jejich relativně vysokou cenou.

5.3. Výběr kameniva

Všechny druhy kameniva nejsou stejně citlivé k ASR a proto závažnost situace záleží často

na tom jaké kamenivo je dostupné. Na druhé straně vyloučení kameniva, které obsahuje

reaktivní minerály nebo horniny není v mnoha oblastech ekonomickým řešením.

Reaktivní křemičité složky byly diskutovány v 4.2.

Mimořádně důležité při výběru kameniva jsou dosavadní zkušenosti při jeho použití ve

stavbách, které hrají mimořádnou roli při rozhodování, zda existují potenciální problémy

v souvislosti s ASR.

Údaje pro hodnocení lokality lze získat m.j. při hodnocení existujících konstrukcí

vyrobených s použitím podobných materiálových složek (vč. obsahu alkálií), poměru mísení a

expozičních podmínek.

Součástí tohoto hodnocení by mělo být petrografické zkoumání (např. podle ASTM C 856)

vzorků betonu odebraných z konstrukcí a které obsahuje kamenivo z příslušné lokality,

přičemž by stáří betonu mělo být nejméně 10 let.

Pokud se hodnotí nový zdroj kameniva, mělo by být provedeno jeho petrografické

zkoumání, např. podle ASTM C 295, aby se zjistil jeho reakční potenciál a dále aby se mohla

přijmout příslušná opatření, když se zjistí, že kamenivo je reaktivní. Petrografickým

zkoumáním by měly být určeny všechny potenciálně reaktivní složky a jejich množství.

Pokud je nalezeno, že kamenivo je potenciálně reaktivní, lze použít některá navržená

opatření (Kosmatka, 1991; Dolar-Mantuani, 1983):

18

1. Jako účelné se jeví snížení obsahu reaktivního kameniva tak, že vedle reaktivního je

do směsi přidáváno ještě kamenivo nereaktivní. Např. v případě že některé složky

kameniva rychle reagují, např. opál, může smísení druhů kameniva mít za výsledek

vznik koncentrace při níž se uplatňuje “pesimum“ reaktivních složek, což může situaci

zhoršit.

2. Selektivní těžba, i když je namnoze obtížně realizovatelná, může být použita, aby se

vyloučily části horniny, které byly hodnoceny jako potenciálně reaktivní.

3. Separace kameniva v těžkých kapalinách nebo protiproudé třídění byly úspěšně použity

v případech, kdy reaktivní kamenivo mělo nízkou hustotu, např. zvětralý rohovec

s příměsí opálu. Použití těchto metod může však podstatně zvýšit cenu zpracování

kameniva.

4. Praní kameniva může odstranit povrchové reaktivní vrstvy a pravděpodobně i reaktivní

jemné částice, které vznikají při drcení. Praní je účinné a v některých případech i nutné

k odstranění sodných a draselných solí pokud se používá kamenivo těžené z mořské

vody. Některé jemné částice mohou působit jako pucolány a mohou tak redukovat

pozdější rozpínání v důsledku ASR. Tuto možnost je nezbytné prokázat zkouškami.

5. Chemická úprava kameniva může redukovat jeho potenciální reaktivitu. Lze při tom

vytvořit na povrchu povlaky nebo chemicky zneutralizovat reaktivní povrch. Údaje o

těchto postupech jsou ojedinělé. Např. kamenivo je smáčeno alkalickým roztokem

fosforečnanu vápenatého po němž následuje vysušení. Tento způsob úpravy sníží

rozpínání (Hudec, Larbi, 1989). Nejsou však údaje o praktických aplikacích.

5.4. Minimalizace obsahu alkálií

Minimalizace spočívá v regulaci obsahu alkálií v příměsích betonu tak, aby se snížila

koncentrace hydroxylových iontů (tj. pH) v pórovém roztoku. Koncentrace hydroxylových

iontů není stálá pro všechny případy vzhledem k rozdílné citlivosti kameniva k ASR.

Hlavním zdrojem alkálií v betonu je portlandský cement (Stark, 1993; Kosmatka 1991;

Mid-Atlantic Regional Techn. Comittee 1993a; Swamy 1992; Helmuth 1993).

Dalším zdrojem alkálií jsou příměsi pucolánů nebo struska. Rovněž popílky mohou přispět

k obsahu alkálií - některé obsahují více než 5% alkálií.

Záměsová voda (zejména mořská nebo brakická), dále některé chemické přísady

(superplastifikátory) obsahující sodík a použití v dostatečně velkých dávkách a to větších než

1300 ml/100 kg cementu, dále alkalické živce v některých druzích kameniva a také kamenivo

těžené z moře mohou přispívat k obsahu alkálií v betonu.

19

Alkálie se mohou do pórového roztoku rovněž uvolňovat z některých druhů kameniva

(Grathan Bellew 1994; Kawamura 1989; Stark 1986; Berube 1996).

Externími zdroji alkálií mohou být dále rozmrazující prostředky a samozřejmě mořská

voda.

5.5. Výběr cementů

Výzkum prokázal, že koncentrace hydroxylových iontů pórového roztoku ve zralých

cementových kaších je úměrná obsahu alkálií v portlandském cementu (Diamond, 1989) a v/c

(Helmuth, 1993). Cementy s vyšším obsahem alkálií jsou příčinou většího rozpínání.

ASTM C 150 doporučuje použití nízkoalkalického cementu (cement s obsahem alkálií

<0,60% Na2Oe) v případě potenciálně reaktivního kameniva.

Nicméně existují případy, kdy bylo použito nízkoalkalického cementu a přesto v betonu

nastalo alkalicko-křemičité rozpínání (Hadley, 1968; Lerch, 1959; Stark, 1980; Tuthill, 1980;

Ozol, 1992; Geathan-Bellew, 1981a; Rogers, 1990; Morgan, 1990).

Výsledky průzkumu průměrného obsahu alkálií v portlandských cementech provedeného

v USA a v Kanadě v roce 1994 (Gebhardt, 1994) ukázaly, že průměrná hodnota činí 0,55%

Na2Oe přičemž rozpětí je od 0,05 do 1,2 %.

Obsah alkálií v cementu závisí především na charakteru dostupných surovin a liší se tedy

podle typu surovin v dané oblasti. Dalším faktorem který rovněž ovlivňuje obsah alkálií

v cementu jsou technologické systémy a opatření vyvolané požadavky z hlediska životního

prostředí. Odprašky z cementářské výroby nabohacené na alkálie, se začaly vracet zpět do

výroby (Johansen, 1989).

Jako příklad regulace obsahu alkálií, lze uvést holandské zkušenosti.

1. Doporučení CUR – 38

Holandské doporučení CUR – 38 "Preventivní opatření k zamezení porušení betonu

v důsledku AAR" vstoupila v platnost v r. 1994.

Opatření v CUR – 38 lze shrnout takto:

- Použití směsného cementu CEM III/B (s obsahem strusky >65% a obsahem alkálií

<2,0%) nebo cementu CEM III/A (s obsahem strusky > 65% a obsahem alkálií <1,1%).

- Použití cementu s příměsí popílku CEM II/B-V ( s obsahem popílku >25% a obsahem

alkálií <1,1%) jestliže, je známo, že kamenivo obsahuje složky potenciálně reaktivní

nebo je reaktivita neznámá.

20

- Jestliže portlandský cement bude použit v kombinaci s potenciálně reaktivním

kamenivem je nezbytné stanovit obsah reaktivních složek v kamenivu. Metoda

stanovení není určena.

V době sestavování doporučení byl jednou reaktivní složkou pórovitý rohovec obsažený ve

štěrku. Později k němu přistoupily sericitické pískovce a kryptokrystalický křemen a dále

křemenec obsahující chalcedon. Tyto novější poznatky ve spojení s neznalostí dobré

standardní metody pro kvantitativní stanovení obsahu těchto složek v kamenivu se staly

komplikací při používání doporučení.

2. Požadavky RWS

V r. 1999 Holandské Generální ředitelství veřejných prací a správy vodních toků navrhlo

nové požadavky a specifikace k zamezení poruch způsobených AAR.

Lze je shrnout takto:

- použití cementu CEM III/B (s obsahem strusky >65% a obsahem alkálií <2,0%) je

možné v kombinaci s kamenivem obsahujícím méně než kritické množství potenciálně

reaktivních složek.

Nové specifikace však neuvádí typ reaktivního kameniva. Zřejmě navrhovatelé zjistili

v Doporučení CUR-38 nedostatky a pojali pochybnosti o jejich použití pro konstrukce, kde se

vyžaduje životnost 100 let.

Nová specifikace RWS je přísnější a požaduje zvýšenou péči při výběru složek betonu, což

vede k těmto důsledkům:

- Použití CEMII/B-V nebo pojiva obsahujícího kombinaci portlandského cementu a

popílku (při obsahu popílku ≥ 25%) je zakázáno.

- Použití CEM III/A s 50-60% strusky je zakázáno.

(Heijnen, 1999)

5.6. Jemné materiály necementového původu

Již od doby prvního výskytu AAR (Stanton, 1940) bylo zjištěno, že porušení v důsledku

AAR by mohlo být redukováno použitím přírodních nebo kalcinovaných pucolánů (Stanton,

1940, 1950). Pozdější výzkumy potvrdily, že použití mleté granulované vysokopecní strusky

a pucolánů jako např. popílek ze spalování rýžových slupek, křemičitý úlet a metakalolin,

jako příměsí do betonu minimalizuje rozpínání betonu v důsledku AAR (Stark 1993; Swamy

1992; Durand a Chen, 1991).

21

Jsou doloženy případy, že betonové konstrukce nebyly porušeny AAR ani po 25 letech i

když obsahovaly reaktivní kamenivo, jestliže v betonové směsi bylo 20 až 30 % cementu

nahrazeno popílkem (Thomas, 1995).

Působení pucolánů nebo strusky závisí jednak na reaktivitě kameniva a dále na obsahu

alkálií v cementu. Obecně platí, že kamenivo obsahující rychleji reagující formy oxidu

křemičitého vyžaduje větší množství strusky a pucolánů. Z toho je zřejmé, že účinnost příměsi

pucolánu nebo strusky by mělo být odzkoušeno ještě před jejich použitím. Zkouška by měla

ověřit, zda pucolán nebo struska redukují rozpínání a dále jaké množství by mělo být použito

pro snížení rozpínání pro určité kamenivo a množství cementu.

Minerální příměsi – popílek, křemičitý úlet a přísada Ca(NO2)2 i ve vzájemné kombinaci

zabraňují rozpínání v důsledku ASR (Li, 1999).

Mechanismus jímž pucolány nebo strusky snižují potenciál ASR závisí na použitém druhu

příměsi (Helmuth, 1993; Chatterji, 1989; Nixon, 1978; Dunstan, 1981) může spočívat v těchto

opatřeních:

1. Když je cement nahrazen částečně pucolánem nebo struskou s nízkým obsahem alkálií,

snižuje se celkový obsah alkálií. Použití pucolánů nebo mleté granulované

vysokopecní strusky s cementy v nichž obsah alkálií je nižší než 0,60% je

doporučován některými organizacemi (Lane, Ozyildirim, 1995; Thomas, 1995).

2. Produkty reakce pucolánů s cementem, příp. hydratačními produkty strusky mají nižší

poměr CaO : SiO2 (C/S) než mají reakční produkty kalcium silikátů samotného

portlandského cementu.

Kalciumsilikáthydrátový (C-S-H) gel má větší kapacitu zachytit alkálie a redukovat

pH v pórové kapalině betonu.

3. Při pucolánových reakcích se spotřebovává hydroxid vápenatý. ASR gel, který se tvoří

v kaši se sníženým množstvím Ca(OH)2 může pak mít nižší botnací schopnosti.

4. V důsledku reakce cementu s pucolány nebo vzniku hydratačních produktů strusky

vzniká hutnější kaše v důsledku snížení množství hydroxidu vápenatého a vzniku

dalšího gelu C-S-H. Ten zejména vzniká na rozhraní kamenivo – cement.

Tato skutečnost snižuje pohyblivost iontů a pravděpodobně snižuje reakční rychlost.

Zároveň se snižuje propustnost betonu pro vnější vlhkost a alkálie.

5.6.1. Popílek

Popílek je jemný odpad pocházející ze spalování práškovitého uhlí.

22

Podle složení se popílek rozděluje na kategorie o různém složení, např. podle ASTM C 618

se rozeznává třída F a C.

Třída F obvykle pochází ze spalování antracitu nebo bitumenového uhlí a obecně obsahuje

pod 5% CaO.

Třída C obvykle pochází ze spalování lignitu a nízkobitumenového uhlí. Popílky třídy C

obvykle obsahují 10 až 40 % CaO. Jak je dále vysvětleno jsou popílky třídy F obecně

mnohem účinnější pro zvýšení ochrany betonu před ASR ve srovnání s popílky třídy C.

Obsah alkálií v popílku je značně proměnlivý (obvykle od 1 do 8 % Na2Oe) a je obvykle

vyšší než v běžném portlandském cementu (0,2 až 1,4 % Na2Oe). Většina těchto alkálií je

původně vázána ve sklovité fázi popílku a obsah rozpustných alkálií činí obvykle 0,1 %

Na2Oe.

V průběhu pucolánové reakce popílku reaguje sklovitá fáze popílku, přičemž se uvolňují

alkálie. Není zřejmé, zda se tyto alkálie zúčastňují AAR (Thomas, 1994).

Úloha alkálií z popílků a jejich příspěvek k alkáliím pórového roztoku v betonu byl široce

diskutován (Nixon, Page, 1978; Hobbs, 1989; Thomas, 1995).

Podle kanadských norem (CSA) se doporučuje, aby popílek použitý ke snížení nebezpečí

rozpínání v důsledku ASR by neměl obsahovat celkově více než 4,5% Na2Oe a neměl by mít

více než 0,5% Na2Oe ve vodě rozpustných alkálií (Dodatek k CSA A23.1). Podle ASTM C

618 se doporučuje, aby popílek neobsahoval více než 1,5% Na2Oe.

Popílky typu F jsou obecně účinné pro omezení rozpínání betonu v důsledku ASR, pokud

jsou použity jako náhrada cementu (Dunstan, 1981; Farbiarz, 1986; Robert, 1986; Lee, 1989).

Obvykle se používá záměna přibližně od 15 do 30% popílku za cementové pojivo (Malhotra a

Fournier, 1995). Avšak aby toto množství bylo účinné musí být stanoveno zkoušením neboť

se účinnost mění v závislosti na fyzikálních a chemických charakteristikách.

V případě použití popílku s nízkým obsahem vápníku (podle ASTM třída F) v množství

60% při poměru vody k pevné fázi v/c+f = 0,31 nebo 0,58 nastává spolehlivá inhibice AAR a

to i přesto, že příměs popílku vnáší s sebou další alkálie. Ve sledovaném případě to bylo

3,25 kg/m3.

Zkoušky ukázaly, že bez ohledu na použitý druh testu, použití příměsi popílku s nízkým

obsahem vápníku velmi účinně inhibuje rozpínání v důsledku AAR. Rozpínání betonu po

době expozice 275 dnů bylo zanedbatelné (Alasali, 1991).

Některé popílky typu C mohou být méně účinné při redukci rozpínání betonu v důsledku

ASR. Jestliže se použije malé množství cementu, může se naopak vyvolat zintenzivnění

rozpínání ve srovnání s betonem neobsahujícím popílek (Farbiarz et al, 1986, 1989). Některé

23

popílky typu C vykazují hydraulické vlastnosti a reagují s větší intenzitou než popílky typu F.

Tím, že popílky typu C zreagují do vyššího stupně, uvolní se větší množství celkových alkálií

(Lee, 1989). Množství popílku typu C nahrazující cement, které účinně redukuje rozpínání

může přesahovat 30% hmot. V některých případech toto účinné množství popílku typu C

nezbytné pro zabránění rozpínání nemusí však být vhodné vzhledem k tomu, že popílek

zároveň ovlivňuje další vlastnosti betonu.

Byl sledován vliv popílku na AAR. Bylo zjištěno, že popílek má za následek snížení

rozpínání, které trvá i po relativně dlouhou dobu 44 měsíců při expozici v 1N NaOH při 80°C.

Vyšší obsah popílku – 40% zabraňuje rozpínání a vzniku trhlin přesto, že při navozených

expozičních podmínkách lze nalézt důkaz o vzniku AAR. V některých případech se zrna

popílku téměř zcela vyluhovala.

Přísada Ca(OH)2 do záměsi má za následek zvýšení rozpínání betonů. Rozpínání se zvýšilo

20x.

Nejvýraznějším rozdílem mezi vzorky bez popílku a betony s 40% popílku byl vznik

prstenců alkalických kalciumsilikátů kolem zrn kameniva u betonů bez popílku. Takováto

zrna jsou pak místy, kde se realizuje AAR a vznikají trhlinky.

Nepřítomnost takovýchto jevů v betonu s příměsí 40% popílku je pravděpodobně spojena

se snížením množství Ca(OH)2 v mezifázové přechodové zóně mezi kamenivem a cementem.

Je možné, že vznik prstenců je příčinou expanzivních sil, nebo že tyto prstence působí jako

polopropustná membrána zabraňující difúzi roztoků alkalických silikátů z míst reakce a tak

vedou ke vzniku osmotických tlaků. Bez ohledu na skutečný mechanismus se zdá, že

přítomnost Ca(OH)2 je rozhodující pro vývoj rozpínání v důsledku AAR.

Bylo rovněž pozorováno, že alkálie jsou v reakčních produktech rozloženy v pásech.

V betonech z portlandského cementu sestává složení gelu z pásu bohatého na vápník na

mezifází cementu s kamenivem, k němuž přiléhá gel bohatý na sodík. Pak následuje pás gelu

bohatého na draslík. Zdá se, že jeho poslední část má již krystalický charakter a je tvořena

jehlicovými částicemi. Gel bohatý na sodík je amorfní.

V betonu s příměsí popílku difunduje gel bohatý na sodík do okolního hydratovaného

cementu, zatímco gel bohatý na draslík zůstává v hranicích původního kameniva. (Bleszynski,

1998).

Při hodnocení vlivu popílku vzniklého pálením palmového oleje na rozpínání se ukázalo,

že při dílčí náhradě portlandského cementu v maltě obsahující jako kamenivo tuf v množství

10, 30 a 50% popílku z palmového oleje tento popílek účinně potlačuje expanzi při AAR při

urychlené zkoušce NBRI (Awal, 1997).

24

5.6.2 Mletá granulovaná vysokopecní struska

Mletá granulovaná vysokopecní struska je jemný sklovitý křemičitý materiál. Struska pro

použití v betonu musí odpovídat normovým předpisům, např. ASTM C 989. Tato norma

specifikuje tři třídy, přičemž třída 100 a 120 jsou doporučeny pro použití k redukci rozpínání

v důsledku ASR (Mid-Atlantic Regional Technical Committee 1993).

Množství strusky nahrazující cementové pojivo a nezbytné pro redukci rozpínání

v důsledku ASR činí od 25-50% nebo víc (Malhotra, Fournier, 1995). Alkálie ve strusce

zvyšují alkalitu pórové kapaliny v betonu (Kawamura, Takemoto, 1984). Alkálie ve strusce se

uvolňují pomaleji než alkálie z cementu, ale rychleji než alkálie z popílku.

U laboratorních betonových těles vyrobených ze směsného cementu s obsahem strusky a

ze syntetického reaktivního oxidu křemičitého bylo zjištěno, že alkálie ze struskové příměsi

přispívají k ASR podobně jako alkálie z portlandského cementu (Lumley, 1993).

V  literatuře jsou publikovány údaje o příměsích a přísadách účinně působících proti AAR.

Příměsi:- Zeolit: 30% příměsi clinoptilolitu,- Metakaolin: 10% náhrada za cement,- Křemičitý úlet: v kombinaci s provzdušněním je příměs úletu účinnější než v případě

použití samotného úletu,- Popílek a křemičitý úlet (a struska): zkušební metody zahrnující autoklávování,- Popílek a přírodní pucolán (a struska): použité množství podle hodnot expanze při

zvýšené teplotě,- Popílek a struska: cement s 28% popílku byl účinný,- Popílek: 25% nebo více popílku jako náhrada cementu jsou účinné. 20% popílku

spolehlivě zabránilo vzniku trhlin betonu obsahujícího argillit a greywacke (obsah alkálií se neuvádí),

- Popílek: Všechny použité popílky zabránily expanzi v množství 35%,- Popílky: Dvě přehrady byly ve Velké Británii postaveny s použitím reaktivního

kameniva a cementu s pravděpodobně nízkým obsahem alkálií: jedna obsahovala popílek, druhá popílek neobsahovala a vykazovala porušení.

Přísady:- Silany: Expanze byla zredukována, nejůčinnější byl hexyl trimethoxy silan, který

zajistil hydrofobicitu malty,- Cheláty: AAR lze inhibovat chelatinací kationtů adsorbovaných na gelech,- Katalyzované snížení obsahu alkálií: pomocí alkalických silikátů, vápna a katalyzátoru.

(Mather, 1993).

5.6.3. Přírodní pucolány

Mezi přírodní pucolány se řadí amorfní křemičité materiály nebo materiály připravené při

výrobě amorfního oxidu křemičitého zařazované do kategorie N podle ASTM C613.

25

Z historického hlediska byl jedním z nejstarších obecně používaných pucolánů sopečný

popel. Kalcinací některých křemičitých materiálů při teplotě 1000°C vznikají pucolánové

materiály, např. kalcinací metakaolinu křemeliny apod. Jemně zrněné materiály obsahují např.

sopečné sklo, opál, kaolinit, smektické jíly mohou být použity bez kalcinace jako pucolány

které účinně působí při potlačení rozpínání v důsledku ASR (Midenz, 1950). Pozitivní

působení kalcinovaného kaolinitu (metakaolinitu) na minimalizaci rozpínání v důsledku ASR

bylo zveřejněno i v nedávné době (Jones, 1992).

Byl sledován vliv tří přírodních pucolánů, popílku a strusky jakožto dílčí náhrady cementu.

K výrobě zkušebních maltových těles byly použity dva portlandské cementy s rozdílným

obsahem alkálií.

Výsledky experimentálního stanovení ukázaly, že všechny gely nevyvolávají stejné

rozpínání a dále, že minerální příměsi mají za následek změny složení gelů.

K vysvětlení rozpínání zkušebních těles byla použita teorie elektrické dvojvrstvy.

Experimentální výsledky, v souladu s uvedenou teorií vykazují výraznou korelaci mezi

rozpínáním a nábojem bivalentních kationtů v gelu (Monteiro, 1997).

Při dílčí náhradě cementu v betonu přírodními zeolity se ukazuje, že nebezpečí porušení

AAR se potlačuje. Inhibiční působení přírodních zeolitů se zvyšuje se zvyšujícím se

množstvím obsahu zeolitu a dále se zvyšujícím se měrným povrchem. Rovněž tepelná úprava

zeolitu jeho inhibiční účinek zvyšuje.

Zeolity jsou lepším inhibitorem než strusky, stejně účinným jako popílek a méně účinným

než křemičitý úlet. Rozpínání může být minimalizováno zvýšením jemnosti přírodního zeolitu

nebo jeho předchozí tepelnou úpravou (Naiqian, 1998).

Mechanismus jímž příměs přírodního zeolitu chrání beton před ASR spočívá ve snížení

koncentrace alkalických iontů v pórovém roztoku v betonu výměnou iontů, absorpcí a

pucolánovou reakcí (Naiqian, 1998).

Na průběh ASR mohou mít vliv i přírodní zeolity, obsahující např heulandit, klinoptit a

oxid křemičitý. Při zkoumání vlivu množství náhrady cementu pucolány bylo zjištěno, že

rozpínání zkušebních těles se snížilo, když bylo nahrazeno 24% cementu ( Wang, 1993).

5.6.4. Křemičitý úlet

Křemičitý úlet je velmi jemný prášek odpadající při výrobě ferosilicia a obvykle obsahující

85-99% amorfního oxidu křemičitého.

V r. 1987 byla uveřejněna informace o možnosti regulace alkalického rozpínání použitím

příměsi křemičitého úletu. Později byly zveřejněny rozporné údaje o vlivu této příměsi.

26

Kromě toho byly zveřejněny údaje o tom, že v případě většího množství křemičitého úletu,

může úlet sám reagovat s alkáliemi. Účinnost křemičitého úletu závisí na řadě parametrů,

např. složení (SiO2 a obsah alkálií), na použitém množství, druhu expanzivní reakce (ASR

nebo ACR), druhu, jemnosti a obsahu alkálií v cementu (Ramachandran, 1998).

Existuje několik mechanismů jimiž se objasňuje potlačení rozpínání betonu v důsledku

AAR při použití křemičitého úletu:

- vyšší pevnost betonu

- nižší propustnost

- snížení koncentrace alkálií

- snížení obsahu portlanditu v cementové kaši

- vyčerpání obsahu alkálií v pórovém roztoku v důsledku pucolánové reakce.

Nejpravděpodobnějším mechanismem, který ovlivňuje pozitivní působení křemičitého

úletu se jeví vyčerpání obsahu alkálií v pórovém roztoku a v následném snížení pH.

Není jednotného názoru na dlouhodobou účinnost působení křemičitého úletu.

Pravděpodobným vysvětlením neúčinnosti příměsi křemičitého úletu v pozdějších obdobích je

to, že se postupně uvolňují alkálie, které byly vázány v kalciumhydrosilikátech (CSH) s

nízkým poměrem Ca/Si a CSH s vysokým obsahem alkálií, které vznikly pucolánovou reakcí

křemičitého úletu.

Tato hypotéza je založena na výsledcích zkoušek rozpínavosti betonů obsahujících

křemičitý úlet a reaktivní kamenivo a dále na složení pórového roztoku extrahovaného v

různých časových intervalech (Berube, 1993).

Křemičitý úlet působí v hydratovaném cementu tak, že se v pórovém roztoku snižuje

koncentrace Na+, K+ a OH-. Toto snížení je úměrné množství použití příměsi. Redukce obsahu

alkálií v pórovém roztoku dosáhla při použití 15% křemičitého úletu 80%. Obvykle se jako

dostatečné jeví použití 10%. Snížení obsahu alkálií v pórovém roztoku se objasňuje tím, že

alkalické ionty se sorbují na povrchu pevné fáze hydratačních produktů (Durand, 1990).

Náhrada určitého množství cementu křemičitým úletem má za následek

- snížení propustnosti cementové kaše i betonu,

- snížení velikosti pórů a celkové pórovitosti cementové kaše i betonu,

- snížení obsahu vyluhovatelného hydroxidu vápenatého (v některých případech až k

nule),

- snížení úrovně obsahu alkálií vyluhovaných z kaše,

27

- zlepšení odolnosti zkušebních maltových trámečků podle ASTM C 441 proti rozpínání

(náhrada 10 % cementu křemičitým úletem měla za následek dosažení limitních

hodnot).

(Hooton, 1993).

Doporučení pro použití křemičitého úletu v betonu jsou uvedeny v ASTM C 1240.

Křemičitý úlet účinně redukuje alkálie z pórového roztoku a tedy redukuje hodnotu ukazatele

pH (Diamond, 1989). Podle některých poznatků se zdá, že při malých množstvích

křemičitého úletu tato příměs spíše oddaluje než zabraňuje začátku ASR v důsledku možné

pozdější regenerace alkálií v pórovém roztoku. Použití nejméně 10% úletu jakožto náhrady

vysoko alkalického cementu bylo účinné v některých případech (Davies a Oberholster, 1987),

rovněž bylo doporučeno použít minimálně 20% (Hobbs, 1989). Vyšší množství křemičitého

úletu může způsobit jiné problémy v betonu, např. vznik trhlin. Na Islandu zkušenost od r.

1979 ukazuje, že u betonu obsahujícího 5-10% křemičitého úletu, byla ASR účinně omezena

(Olafsson, 1989). Křemičitý úlet obsahující více amorfní oxid křemičitý a nižší celkový obsah

alkálií působí obecně při potlačování ASR mnohem účinněji (ACI 234R). Účinnost

křemičitého úletu při omezení ASR je ovlivněna jeho formou. Některé studie ukazují, že

peletizovaný křemičitý úlet, pokud by nebyl vhodně při mísení směsi rozptýlen, může sám

působit jako reaktivní zrna kameniva a následně vyvolat vznik trhlin v důsledku ASR

(Petterson, 1992). Nejvhodnější dispergování částic křemičitého úletu v betonové směsi lze

podle islandských zkušeností dosáhnout při současném mletí směsi cementu a křemičitého

úletu (Gudmundsson, 1996).

Islandské cementy mají v důsledku složení surovin relativně vysoký obsah alkálií (1,5%

Na2Oe). K potlačení vzniku AAR se začalo používat přimílání křemičitého úletu při mletí

slínku v množství 5 až 7,5% (Asgeirsson, 1992).

Islandské cementy se vyznačují vysokým obsahem alkálií, např. se uvádí, že obsah alkálií

činí 1,6% Na2Oe, a poměr sodíku ku draslíku je 3:1. Použití příměsi křemičitého úletu po

zavedení výroby ferrosilicia na Islandu mělo za následek, že přibl. 20 let nejsou na Islandu

problémy s ASR (Gudmundsson, 1999).

Byl zkoumán vliv 15ti vzorků popílků, strusky a křemičitého úletu a přírodních pucolánů.

Byla vybrána dvě křemičitá reaktivní kameniva a jeden druh kameniva karbonátového,

přičemž cementy použité byly portlandské s nízkým a naopak vysokým obsahem alkálií.

Příměsi, které byly účinné při inhibici AAR, byly ty, které vykazovaly nízký obsah alkálií,

vysoký obsah jemných frakcí o velikosti pod 45µm a vysokou koncentraci součtu obsahu

oxidů (SiO2 + Al2O3 + Fe2O3).

28

Křemičitý úlet se osvědčil jako prostředek pro zpomalení rozpínání v důsledku ASR.

V případě ACR však nebyl tak účinným inhibitorem.

Křemičitý úlet působil účinně při náhradě 15% cementu. V případě přírodních pucolánů

bylo zapotřebí 20-30% náhrady cementu. U popílků je účinná náhrada 40-50% cementu

popílkem a v případě strusky účinná náhrada činí 50-65% (Chen, 1993).

Pro stanovení alkálií v příměsích je nezbytné volit vhodnou a spolehlivou metodu.

Metoda popsaná v ASTM C114 pro stanovení ve vodě rozpustných alkálií. Bylo

prokázáno, že je pro toto stanovení nevhodná, protože poskytuje v případě vyšší koncentrace

ve vodě rozpustných alkálií vyšší koncentrace, než odpovídá skutečnosti a v případě nižší

koncentrace naopak poskytuje nižší údaje. Eluace z hydratačních produktů pucolánů je příliš

krátká (10 min) a navíc se používá při zkoušce čistá voda. Toto prostředí je však velmi

vzdáleno od složení pórové kapaliny.

Další metoda podle ASTM C311 je jednou z mála vhodných normových metod pro

stanovení alkálií uvolňovaných z příměsí. Při použití této metody eluace probíhá při vyšších

hodnotách pH což lépe simuluje podmínky ve skutečném betonu.

Ukazuje se, že převážná část alkálií z příměsí se uvolňuje do pórového roztoku.

Příměs s celkovým obsahem alkálií přesahujícím 5% Na2Oe nepůsobí na ASR inhibičně

(Duchesne, 1994).

5.6.5 Směsné hydraulické cementy

Použití směsných cementů, např. typu IP podle ASTM C 595 u nichž je popílek současně

semílán s cementem, je mnohem účinnější pro redukci rozpínání pravděpodobně proto, že

vykazují větší jemnost a popílek je v nich lépe rozptýlen (Farbiarz, 1989).

5.7. Zkoušení účinnosti pucolánů nebo strusky

Norma ASTM C441 obsahuje zkušební metodu podle níž lze hodnotit účinnost pucolánů a

strusky pro snížení rozpínání v důsledku ASR. V této zkoušce se používá sklo PYREX jako

standardní reaktivní kamenivo.

Maltové trámečky se vyrábějí z vysoko alkalického cementu nebo z cementu s 25% až

50% strusky. Zkoušený pucolán nebo struska jsou vhodné pokud trámečky vykazují přijatelné

rozpínání.

Tato metoda hodnotí typ pucolánu nebo strusky nikoliv však neumožňuje určit nezbytné

množství.

29

V normě ASTM C311 je uveden postup pro hodnocení účinnosti popílku nebo přírodních

pucolánů po redukci rozpínání v důsledku ASR, což je modifikace normy ASTM C441. Jako

kamenivo je v maltových tělískách použito skla Pyrex. Zkušební směs je připravena

s použitím nejméně 15% popílku nebo přírodního pucolánu vztaženo na hmotnost pojiv.

Příměs je účinná tehdy, když rozpínání je redukováno na hodnotu, kterou vykazují srovnávací

vzorky vyrobené z nízkoalkalického cementu. Toto “účinné“ množství příměsi lze užít ke

regulaci ASR. V případě, že v betonové směsi byl použit cement, u něhož obsah alkálií

nepřevyšoval o více než 0,05% obsah alkálií v cementu použitý ve zkušební směsi. Instrukce

k tomuto postupu jsou uvedeny v Dodatku XI ASTM C311.

Sklo Pyrex je velmi reaktivní materiál. Pokud nějaká pucolánová přísada redukuje

rozpínání při použití tohoto kameniva, pak jí lze použít i pro přírodní kamenivo. Použití skla

Pyrex má omezení spočívající v tom, že toto sklo obsahuje alkálie, které se mohou uvolnit do

pórové kapaliny a dále je toto sklo citlivé na zkušební podmínky (Berube, 1992; Thomas

1995). Výsledky výzkumu programu SHRP a dalších výzkumů (Stark 1993; David a

Oberholster, 1987) ukázaly, že rychlou trámečkovou zkoušku podle ASTM C1260 lze použít

ke stanovení minimálního účinného množství pucolánů nebo strusky. Je nezbytné provést

násobné zkoušky s různým množstvím pucolánu nebo strusky.

Tato zkouška by mohla potenciálně kvalifikovat kombinaci pojivových materiálů pro

použití pro příslušné kamenivo.

Avšak další výzkum použití této zkoušky je nezbytný.

Problémem stanovení účinnosti pucolánů nebo strusky na základě výsledků dvoutýdenních

zkoušek podle ASTM C441, podle postupu ASTM C1260 je to, že není zcela zřejmý

mechanizmus jímž pucolány a struska snižují rozpínání. Je nepravděpodobné, že v průběhu

zkoušky pucolány a struska reagují v takovém rozsahu jako je tomu v případě praktických

podmínek. Appendix B v CSA A 23.1. doporučuje dvouletou expozici pro zkoušku na

betonových trámcích podle ASTM 1293, aby bylo možné hodnotit chování betonu s příměsí

popílku nebo strusky. Probíhá srovnání výsledků získaných v laboratoři a výsledků získaných

na betonu v praktických podmínkách (Fournier, 1995).

5.8. Obsah alkálií v   betonu

Použití cementu s nízkým obsahem alkálií, tj. s obsahem Na2Oe nižším než 0,6%,

nezajišťuje odolnost betonu vyrobeného z reaktivního kameniva proti působení ASR.

Se vzrůstajícím obsahem nízko alkalického cementu v betonu se zvyšuje obsah alkálií

v pórovém roztoku betonu a může způsobit škodlivé rozpínání (Johnston, 1986).

30

Z tohoto důvodu je obsah alkálií v betonu v řadě doporučení limitován. Tak např. Britská

Concrete Society doporučuje omezit obsah alkálií na 3 kg/m3 (Concrete Society Working

Party 1987). Je třeba brát v úvahu příspěvek alkálií z různých složek betonu, tj. cementu,

pucolánů, přísad a příměsí některých druhů kameniva a rovněž i záměsové vody. V případě

pucolánů se přitom k výpočtu celk. množství alkálií počítá s alkáliemi ve vodě rozpustnými.

Kanadská norma CSA A23.1, Appendix B 5.2 naproti tomu nezahrnuje do výpočtu obsah

alkálií obsažených v popílku a strusce pokud obsah alkálií v těchto příměsích nepřekračuje

limit 4,5% pro popílek a 1% pro granulovanou vysokopecní strusku. V Jižní Africe je

přípustný limit pro obsah alkálií v betonu odstupňován podle typu reaktivního kameniva

(Oberholster, 1983).

Přehled povolených limitů souhrnného obsahu alkálií v betonu sestavil French (1994)

Autor Rok Země, druh, původ kameniva

Prahová hodnota koncentrace Na2Oe v betonu při níž se objeví

expanze [kg/m3]Hobbs 1988 Velká Británie 5Hobbs 1993 Velká Británie 5Sibbick, Page 1992 --------- 3,5 - 4Concrete Society 1987 --------- 3Spec. High. Works 1986 --------- 3Przenioslo 1987 Polsko

(některé druhy)2,4

Oberholster 1983 Jižní Afrika 1,8 (při 3,8 nastává výrazná expanze)

NBA 1988 Dánsko 1,8 (pro některé druhy 3, příp. 5)Bonzell, Dahms 1973 Německo při obsahu cementu

300 kg/m3 - 3,3600 kg/m3 - 4,2

Sprung 1975 sklo při obsahu cementu300 kg/m3 - 5,0600 kg/m3 - 1,8

Bredsdorff 1966 Dánsko existuje pesimum

Při sledování betonových konstrukcí se ukázalo, že vznik trhlin a množství gelu nezávisí

přímo na obsahu alkálií.

Tak např. koncentraci Na2Oe mezi 2 až 3 kg/m3 vykázalo přibl. 40% sledovaných

konstrukcí určitý stupeň reakce, a 20% vykázalo projevy výrazné reakce, tj. vznik trhlin a

vznik gelu.

Tento údaj se zvýšil na 50% pro obsah Na2Oe mezi 3 až 4 kg/m3 a dosáhl 60% u

konstrukcí, kde obsah alkálií činil 4 až 5 kg/m3.

31

Obecně lze konstatovat, že výrazné projevy AAR je možné pozorovat v oblastech

koncentrace Na2Oe mezi 2 až 5 kg/m3 (French, 1994).

French (1994) sestavil informační přehled o vztahu stavu betonu ve sledovaných

konstrukcích a obsahu alkálií v betonu.

Na2Oe

[kg/m3]Stav betonu

2 Značná reakce je nepravděpodobná s výjimkou míst, kde obsah alkálií je zvýšen v důsledku difúze, působením elektrického proudu nebo přítomností kontaminantů v prostředí obklopujícím beton.

2 až 3 Výrazná reakce nepravděpodobná s výjimkou zvláštních hornin nebo tam, kde je lokální přísun alkálií nebo granulometrie kameniva je odlišná od běžně používané.

3 až 5 Potenciál reakce je zvýšen a některé přítomné horniny jsou výrazně reaktivní.5 až 7 Mnoho hornin reaguje při tomto obsahu alkálií i když nemusí být normálně

reaktivní.

5.9. Přísady

McCoy a Caldwell (1951) navrhli použití lithných solí k zabránění vzniku rozpínání

v důsledku ASR. ACI 212.3 R podává výčet lithných solí (1% z hmotnosti cementu). Hansen

(1960) uvádí seznam barnatých solí (2 až 7% z hmotnosti cementu), které účinně působí proti

rozpínání v důsledku ASR. Sakaguchi (1989) zjistil, že lithné ionty zabraňují vzniku alkalicko

křemičitého gelu. SHRP doporučuje k regulaci rozpínání minimální molární poměr lithia

k obsahu sodíku (s draslíkem) 0,60:1 (Stark, 1993; Stokes, 1996).

Příměsi typu vysokopecní strusky, křemičitého úletu a pucolány nemohou zcela inhibovat

ASR. Proto byla pozornost věnována lithným solím. Účinnost přísady lithných solí závisí

významně na molárním poměru Li/Na, tj. poměru lithné přísady k obsahu alkálií. Jako

nejúčinnější se jeví poměr Li/Na = 0,8 pro vyšší obsah alkálií (vyšší než 2%). Pro hodnoty

nižší, např. 0,5, účinnost lithných solí je nižší, nicméně postačuje k tomu, aby rozpínání

zkušebních vzorků bylo menší než 0,05%. Pro relativně nízké koncentrační úrovně alkálií

(např. menší než 2,0%) je žádoucí použít poměr Li/Na nižší.

Jako účinná příměs proti ASR se jeví dusitan lithný. Jeho působení se objasňuje stabilizací

alkalicko křemičitých gelů proti botnání. Nadměrná množství lithných iontů v maltách, může

způsobit, že vzniká více gelu, což vede ke zvýšení expanze (Qinghan, 1995).

Byly zveřejněny ještě i jiné chemické látky, které v laboratorních experimentech

vykazovaly pozitivní vliv na alkalické rozpínání, jako např. fluorokřemičitan sodný,

32

alkylalkoxysilan (Ohama, 1989). V obou případech jde o laboratorní poznatky a dosud nebylo

zveřejněno doporučení pro jejich používání v praxi.

Sole proteinů a některé vodoredukující a zpomalující přísady jsou uváděny ve zprávě ACI

Committee 212 (ACI 212.3R) jako látky které mírně snižují rozpínání v důsledku ASR.

Chloridy a sírany mohou naopak přispět ke zvýšení rozpínání. Přísady vysoce účinné

vodoredukující mohou být použity v betonech s opálem, jakožto kamenivem a mají za

následek zvýšení rozpínání (Wang, 1989). Byly rovněž použity některé organické sloučeniny,

které mohou vytvářet komplexy nebo cheláty alkalických kovů, avšak s proměnlivým

účinkem na ASR.

Bylo zjištěno, že síran hlinitý, síran zinečnatý a pyrogallol účinně zpomalují rozpouštění

oxidu křemičitého v alkalickém roztoku (1N NaOH) (Natesaiyer, 1992).

Do záměsové vody zkoušených malt byly přidávány chemické přísady, které zabraňují

ASR, v koncentracích 1 a 2 mol. Pro zkoušku byly použity tyto sole: NaOH, KOH, LiOH,

NaCl, KCl, LiCl, CaCl2, MgCl2 a AlCl3. Malty byly zkoušeny podle normy ASTM C 1260. Po

provedení dilatometrické zkoušky byly zkušební malty zkoumány pomocí elektronového

mikroskopu s adaptérem EDAX.

Dilatometrické zkoušky ukázaly, že chloridové sole s monovalentními kationty způsobily

největší porušení. Pak následovaly sole s divalentními a trivalentními kationty (Prezzi, 1998).

Bylo zjištěno, že některé chemikálie redukují rozpínání. Jsou to: fosforečnany, dusičnany.

Z kationtů jako funkční jsou: lithný a vápenatý. Účinnost různých solí je značně rozdílná

(Hudec, 1993).

Přehled příměsí sestavil B. Mather (1993). Zdá se, že nejslibnější přísadou jsou lithné sole,

i když jsou stále relativně velmi drahé.

5.10. Jiné metody

Provzdušnění

Uvádí se, že provzdušnění působí příznivě proti rozpínání betonu v důsledku AAR.

Záměrné vnesení 4% obj. vzduchu do betonu navíc oproti objemu potřebnému pro zajištění

mrazuvzdornosti redukuje rozpínání betonu s reaktivním kamenivem o 40% (Jensen, 1984).

Bylo shledáno, že gel zaplňuje vzduchové dutiny. Použití nadměrného objemu vzduchu

jakožto praktického řešení redukce rozpínání v důsledku AAR nebylo prakticky zkoušeno.

Redukce rozpínání se výrazně zvyšuje při použití kombinace provzdušnění a použití

příměsí křemičitého úletu (Ramachandran, 1998).

33

Omezení rozpínání

V rámci výzkumu provedeného SHRP (Stark, 1993) byl hodnocen vliv omezení rozpínání

v důsledku ASR. Praktická aplikace omezení rozpínání ve třech směrech (trojosé) se může

projevit v dotvarování betonu, které bude pak příznivě působit na rozpínání v důsledku ASR.

Vyztužení betonu ocelovými vlákny může redukovat rozpínání v důsledku ASR. Ukazuje

se, že ocelová vlákna v množství 1,0-1,5% obj. umožňují zvýšení obsahu alkálií až na úroveň

přibližně 2,0 kg/m3.

Účinnost vláken závisí na jejich velikosti a geometrických parametrech (Guo, 1999).

6. Metody pro hodnocení potenciálu rozpínání ASR

6.1. Úvod

Byla publikována řada statí týkajících se metod hodnocení potenciálu rozpínání v důsledku

ASR.

Diamond (1978), Grattan-Bellew (1981b, 1983, 1989), Sims (1981), Kosmatka (1988),

Berube a Fournier (1994) popsali různé zkušební metody používané k hodnocení potenciálu

ASR kameniva nebo kombinace cement – kamenivo.

Podrobné metodiky pro hodnocení potenciálu ASR kameniva, betonu a kombinaci cement

– kamenivo jsou obsaženy v materiálech vydaných ASTM, CSA a dalších.

6.2. Záznamy o použití kameniva v   praxi

Nejspolehlivějším způsobem stanovení citlivosti kameniva k ASR je ověření zkušeností

s příslušným kamenivem v praxi.

Toto ověření lze provést u stávajících lokalit inspekcí příslušných betonových konstrukcí

existujících 10 let a déle, v nichž bylo použito kamenivo z šetřené lokality.

Informace o vlhkosti betonu konstrukce a prostředí obklopujícím konstrukci jsou dalšími

údaji pro posouzení nebezpečí ASR. Zejména by měla být věnována pozornost těmto

konstrukcím: čističky odpadních vod, přehrady, vozovky a mosty. Rovněž jsou potřebné

údaje o obsahu alkálií v cementu v příslušné konstrukci (např. podle údajů v projektu).

Při prohlídce konstrukce je vždy nezbytné hodnotit vnější projevy alkalické reakce. Jde

zejména o typ trhlin, posun částí konstrukcí, výron gelu, reakční prstence kolem zrn kameniva

atd. (Stark, 1991c).

34

Doporučuje se odebírání jádrových vrtů z konstrukcí pro petrografické zkoumání a zjištění,

zda již nastalo porušení v důsledku ASR.

6.3. Zkoušky ke stanovení potenciálu alkalické reaktivity kameniva

Byla navržena řada zkoušek pro hodnocení odolnosti kameniva nebo kombinaci cementu a

kameniva vůči působení alkálií. Obvykle jsou tyto zkoušky určeny pro hodnocení nových

lokalit kameniva (Stark, 1994).

6.3.1. Petrografické hodnocení kameniva

Potenciálně reaktivní složky kameniva lze identifikovat a kvantitativně určit

petrografickým hodnocením. Petrografické zkoumání se obvykle provádí na základě postupů

uvedených v některých normách např. v ASTM C 295.

ASTM C 295 doporučuje identifikaci ASR reaktivních složek. Petrografické zkoumání

však nemůže předpovědět, zda přítomné potenciálně reaktivní materiály vskutku způsobí

rozpínání. Proto norma ASTM C 295 doporučuje další zkoušky pro stanovení množství

potenciálně agresivních komponent. Petrografické zkoumání je vhodným postupem, který je

možné použít před dalším hodnocením kameniva na nové lokalitě. Je nezbytné, když je

přítomno malé množství mikrokrystalického křemene, který nemusí být viditelný ve

výbrusech. V těchto případech se doporučuje použít rentgen. difraktometrie.

Pro hodnocení potenciální reaktivity pomalu reagujících norských hornin byla v SINTEF

navržena upravená petrografická metoda spočívající v aplikaci metody sčítání bodů na

mikroskopických výbrusech. Tato metoda je zavedena jako standardní postup a její přednosti

spočívají v tom, že

- umožňuje mnohem spolehlivější identifikaci a klasifikaci zrn kameniva,

- je možné zkoumat mikrotexturu zrn kameniva (to je důležité pro kataklastické

horniny, např. mylonit)

- všechna zkoumaná zrna jsou klasifikována do příslušné skupiny podle reaktivity.

Ukázalo se, že při hodnocení potenciální reaktivity kameniva je vhodná kombinace

petrografické metody a urychlené zkoušky NBRI (převzaté do ASTM C 1260-94).

(Haugen, 1993)

6.3.2. Zkouška rozpínavosti na maltových vzorcích

Jednou z nejčastěji používaných zkoušek ke stanovení reaktivity kameniva s cementem je

zkouška ASTM C 227.

35

Zkouška zahrnuje výrobu maltových trámečků z jemného nebo hrubého kameniva a

cementu o známé úrovni obsahu alkálií.

Některé ruly a droby, které vyvolávají mnohem pomalejší rozpínání, navozují rozpínání

maltových trámečků za předpokladu že obsah alkálií v cementu je na úrovni 1,25 Na2Oe.

Zkušební maltová tělesa jsou po ztvrdnutí odformována a je změřena jejich počáteční

délka. Pak jsou tělesa uložena do uzavřených schránek nad vodní hladinu, přičemž je

navozena a udržována vlhkost 100% RV. Vysoká vlhkost může vyvolávat eluaci alkálií

z malty (přinejmenším z povrchových vrstev). To může změnit výsledky zkoušky rozpínání.

Vysoká vlhkost může vytvořit podmínky pro maximální rozpínání u některých typů kameniva

(např. u opálu) při čemž nastane rozpínání maltových trámečků již během několika týdnů.

Stejná úroveň vlhkosti nemusí být vhodná pro jiné typy kameniva (např. droby, kdy rozpínání

maltových trámečků nemusí nastat ani za dva až tři měsíce). Z tohoto důvodu maltové

trámečky, kde jako zkoumané kamenivo byla droba, rula nebo další pomalu reagující

kamenivo musí být uloženy ve schránkách nad vodou (Rogers, Hooton, 1989).

Úložné schránky jsou umístěny v prostředí s teplotou 38°C tak, aby se urychlilo působení

ASR. Tělesa jsou pravidelně vyjímána a jsou u nich měřeny délkové změny. Průměrná

délková změna (stanovená na souboru 4 trámečků) větší než 0,05% po 3 měsících ale méně

než 0,1% po 6 měsících není považována za rozpínání škodlivé ve smyslu ASTM C33.

Výhodou tohoto testu je že umožňuje přímé hodnocení určité kombinace cement-

kamenivo, které je blízké skutečným provozním podmínkám v konstrukci. Nevýhodou však

je, že chování zkušebních maltových těles nemusí být totožné s chováním skutečného betonu

obsahujícího stejné složky. Dalším problémem je délka trvání zkoušky - 6 měsíců. Ve většině

případů stavební program nedovoluje vyčkat tak dlouhou dobu a teprve pak rozhodnout o

vhodnosti složek. Někteří odborníci považují však dobu 6 měsíců za nedostatečnou pro

hodnocení vlastností některých typů kameniva (Stark, 1980). Pokud je hodnoceno pomalu

reagující kamenivo, je užitečné grafické znázornění závislosti a hodnocení charakteru této

závislosti. Jestliže je z průběhu závislosti zřejmé, že maltové trámečky překročí 0,1%

expanzního limitu, pak je nezbytná max. opatrnost při praktickém použití takového

potenciálně reaktivního kameniva. Například s obsahem alkálií 0,80%, který vyhovuje

požadavkům uvedeným v ASTM 227 (tj. obsah alkálií je Na2Oe > 0,60), a nepřesahuje

expanzní limit během trámečkové zkoušky může způsobit rozpínání a porušení betonu

v praxi.

36

Přes tyto a některé další nedostatky (Diamond, 1978; Grattan-Bellew, 1981b, 1983, 1989;

Sims, 1989) je uvedená zkouška považována za relativně přesný indikátor potenciálu vysoce

reaktivního křemičitého kameniva při reakcích s alkáliemi.

6.3.3. Urychlená dilatometrická zkouška rozpínání malty na trámečcích

Existuje řada modifikací a zlepšení této metody, např. ASTM C1260, která byla vyvinuta

na základě zkoušky National Building Research Institute (NBRI) nebo jihoafrické trámečkové

zkoušky (Oberholster a Davies, 1986). Tento test je modifikací zkoušky ASTM C227.

V novém testu jsou maltové trámečky uloženy v 1N roztoku NaOH (to vytváří podmínky pro

okamžitou dotaci sodíkových a hydroxylových iontů do hmoty trámečku), přičemž je teplota

udržována na 80°C, aby se ASR urychlila. Srovnávací měření se provádí po 14 dnech.

Zkušební podmínky při zkoušce jsou mnohem drsnější ve srovnání s podmínkami, které

obvykle bývají při provozu konstrukce. Jestliže 16 dnů po výrobě zkušebních těles je

průměrné rozpínání menší nebo rovno 0,1% pak lze kombinaci cement-kamenivo považovat

za nereaktivní. Jestliže však průměrná hodnota rozpínání leží v rozmezí od 0,1% do 0,20% je

zřejmé, že zkoušené kamenivo je pomalu reaktivní a že je nezbytné provést další zkoušky,

kterými se reaktivnost ozřejmí. Při překročení hodnoty rozpínání 0,2% se pak zkoušené

kamenivo hodnotí jako reaktivní a způsobující vznik trhlin.

Po několika letech rozsáhlého zkoušení a hodnocení jihoafrické metody v mnoha státech

světa (Davies, Oberholster, 1987; Hooton, Rogers, 1989,1998; Hooton, 1990; Foournier,

Berube, 1991) byla tato metoda přijata a byla zařazena do souboru norem USA jako ASTM

C1260. Bylo zjištěno, že touto metodou lze identifikovat pomalu reagující horniny, které

dříve nemohly být určeny jinými zkouškami reaktivity (Stark, 1993; Davies, 1986,1987;

Hooton, 1989,1992).

Nedostatkem postupu podle ASTM C1260 je obtížnost interpretace zkušebních údajů

v případě, že rozpínání leží v rozmezí 0,10 až 0,20%. Práce provedené s horninami o nichž je

známo, že jsou reaktivní (Stark, 1993), ukazují, že je třeba v případě hornin pomalu

reagujících, interpretovat výsledky poněkud odlišně. Znamená to vyloučit oblast rozpínání

mezi 0,10% až 0,20%. Při rozpínání větším než 0,08% jsou horniny považovány za

potenciálně škodlivé a rozpínání 0,08% nebo nižší je pak typické pro neškodné horniny.

Stark (1993) zkoumal lineární regresi mezi koncentrací roztoku NaOH a obsahem alkálií

v cementu pro daný v/c. Úpravou obsahu alkálií ve zkušebním alkalickém roztoku (před

započetím zkoušky) se simuloval proměnlivý obsah alkálií v cementu. Při použití roztoku o

nižší koncentraci NaOH (např. 0,60 N), je třeba limity pro rozpínání u potenciálních

37

reaktivních hornin postupně snížit. Byly rovněž zkoumány možnosti této metody pro

stanovení koncentrace alkálií při níž potenciálně reaktivní kamenivo nezpůsobí škodlivé

rozpínání. To je předmětem dalšího zkoumání.

Obecně lze konstatovat, že urychlená dilatometrická trámečková zkouška rozpínání malty

je rychlý a spolehlivý test, kterým je možno určit potenciál reaktivity pomalu i rychle

reaktivních hornin.

Hlavním požadavkem kladeným na ultra urychlené zkušební metody je, aby umožnily

správně předpovědět reakční potenciál kameniva ve více než 95 % případů.

V důsledku komplikovanosti a proměnlivosti ve složení a velikosti zrn kameniva, není

pravděpodobné, že by jediná metoda mohla zajistit hodnocení všech typů kameniva.

Dalším podstatným požadavkem na ultra urychlené metody je, aby variační koeficient při

srovnávacím hodnocení několika laboratořemi byl menší než 12 %. V současné době pouze

urychlená metoda NBRI byla předmětem uvedeného srovnání mezi laboratořemi.

Podstatně omezené mezilaboratorní testování se uskutečnilo pouze u autoklávové zkušební

trámečkové metody. I zde bylo zjištěno, že ji lze považovat za uspokojivou ultra urychlenou

metodu.

Pomocí těchto zkoušek lze určit spolehlivě vysoce reaktivní kamenivo. Nelze však

spolehlivě určit málo nebo středně reaktivní kameniva.

Po provedení zkoušek by mělo následovat petrografické hodnocení malt, zejm. tehdy

nejsou-li výsledky dilatometrických zkoušek jednoznačné.

Značná nejistota při hodnocení výsledků zkoušek vyplývá z přirozené variability

kameniva.

To může vést k požadavku k provedení opakovaných záměsí malty, když je nezbytné určit

kritéria pro přijaté kameniva (Grattan - Bellew, 1997).

6.3.4. Rychlá chemická metoda

Je zavedena v ASTM C289 a s její pomocí lze určit potenciál ASR pro kamenivo.

Pro tuto metodu je možné použít representativní vzorek zkoumaného rozdrceného

kameniva, o velikosti zrna mezi 150 µm až 300 µm. Rozdrcené kamenivo je vloženo do

horkého roztoku 1N NaOH (80±1°C) a ponecháno v roztoku po dobu 24 hod. Důvodem pro

volbu těchto podmínek je snaha uvolnit oxid křemičitý (který by mohl být schopen reakce) a

nechat ho reagovat s roztokem NaOH.

Po 24 hod je roztok filtrován a stanovuje se v něm obsah rozpuštěného oxidu křemičitého

(Sc) a snížení obsahu hydroxilových iontů v důsledku proběhlé reakce. Množství SiO2 a

38

snížení alkality roztoku se pak zaznamenávají do grafu uvedeného v ASTM C289. Graf

v zásadě umožňuje rozdělit zkoumané kamenivo do třech kategorií:

- kamenivo považované za nezávadné

- kamenivo považované za potenciálně reaktivní

- kamenivo považované za škodlivé.

Rychlá chemická metoda byla hodnocena řadou pracovníků (Mielenz, 1948; Mielenz,

1958; Chaiken a Halstead, 1958; Mielenz, 1988). Byla shledána korelace mezi výsledky této

zkoušky a rozpínáním maltových trámečků z vysocealkalického cementu, výsledky

petrografických zkoušek kameniva a chováním betonu v konstrukcích.

Rychlá chemická metoda vykazuje však také určitá omezení. Např. pojem „kamenivo

považované za potenciálně reaktivní“ je dosti nepřesný. ASTM C289 doporučuje, aby se pro

kamenivo charakterizované testem jako “kamenivo nezávadné“ byla ještě provedena

dilatometrická zkouška na maltových trámečcích nebo aby nezávadnost byla potvrzena

positivní charakteristikou chování kameniva v konstrukcích.

Výsledky rychlé chemické metody mohou být ovlivněny některými operacemi při přípravě

vzorků, např. mletí vzorků na příliš jemné frakce může vést k chybným výsledkům. Rovněž

přítomnost některých druhů kameniva jako jsou karbonáty, sírany a některé hořečnaté silikáty,

jako je např. serpentin, může vést k chybným závěrům. Vzhledem k omezením tohoto testu a

možným chybám, doporučuje norma ASTM C289 srovnání výsledků chemického testu

s výsledky dalších zkoušek, např. dilatometrické zkoušky rozpínání malty na trámečcích a

s výsledky petrografického rozboru.

V současné době existuje řada jiných a rovněž rychlých metod, např. ASTM C1260,

autoklávový test (vyvinutý v Japonsku, Číně, Francii a Kanadě - viz. část 6.4.6), které jsou

spolehlivější než rychlá chemická metoda a které jsou pravděpodobně méně citlivé na chybu

pracovníka, který provádí měření. Přes uvedené nedostatky může být použití rychlé chemické

zkoušky přínosné. Tak např. lze pomocí rychlé chemické zkoušky dobře stanovit rychle

expandující kamenivo jako je např. opál, rohovec a vulkanická skla. Omezená však je její

spolehlivost při aplikaci tohoto testu k hodnocení kameniva vyvolávajícího pomalé rozpínání

jako jsou např. droby, ruly, jílovité břidlice.

Ve Francii byla vyvinuta modifikace této metody, která umožňuje rozlišit mezi horninami,

které vykazují tzv. pesimum a těmi, které tuto vlastnost nemají (Sorentino 1992). Její aplikace

je však rovněž omezená.

39

6.3.5. Zkoušky na betonových hranolových tělesech

Tato zkouška je analogická zkoušce rozpínání malty pouze s tím rozdílem, že se používají

hranolová betonová tělesa a do čerstvé betonové směsi se přimísí alkálie k dosažení

požadované koncentrace alkálií v betonu.

Hranolová tělesa jsou zavedena v normě ASTM C1293. Betonová hranolová tělesa jsou

rovněž používána v postupu uvedeném v kanadské normě CSA A23.2-14A.

Obsah cementu ve směsi je 420 ± 10 kg/m3, v/c od 0,042 do 0,45. Hydroxid sodný se

přidává do směsi v záměsové vodě tak, aby obsah alkálií činil 1,25% Na2Oe vztaženo na

hmotnost cementu.

Po odformování jsou tělesa uložena v uzavřených schránkách s vrstvou vody na dně a

v nichž je udržována teplota 38°C.

Hodnocení chování kameniva v betonových namísto maltových tělesech poskytuje

mnohem realističtější hodnocení potenciálu reaktivnosti neboť simuluje podmínky v reálné

betonové konstrukci. Čas nezbytný (1 rok a více) pro získání definitivních výsledků touto

metodou je omezením pro její použití tam, kde je nezbytné získat výsledky rychle.

Betonová hranolová tělesa lze použít k hodnocení hrubého i jemného kameniva. Při

hodnocení hrubého kameniva používá se jako jemné frakce kamenivo nezávadné. Při

hodnocení jemného kameniva používá se jako hrubá frakce kamenivo nezávadné.

Betonová hranolová tělesa jsou obecně vhodnější pro hodnocení hrubého kameniva a zejm.

typu kameniva, které reaguje velmi pomalu s alkáliemi (např. typ, který obvykle trámečková

zkouška na maltách neodhalí). Délková měření se provádějí pravidelně přinejmenším do stáří

1 roku.

Kritéria pro hodnocení rozpínání jsou pro betonová tělesa uvedena v příloze B kanadské

normy CSAS A23.1 Rozpínání, které činí 0,040% nebo více po 1 roce expozice lze považovat

jako projev škodlivé reaktivity. Podle uvedené normy jsou hodnoceny zejm. jaderná zařízení

nebo přehrady.

Norma CSA A23.1 - Appendix B doporučuje, aby test pokračoval až do skončení

rozpínání. Grattan-Bellew (1983) doporučuje provedení petrografické zkoušky v návaznosti

na zkoušku na betonových hranolech tak, aby se mohl určit typ reaktivity, který se při zkoušce

může projevit (rychlá nebo pomalá reakce). To také umožňuje předvídat jak dlouho by měla

zkouška trvat.

Zkoušku podle CSA A23.1 lze použít k hodnocení účinnosti příměsí apod. materiálů na

expanzi betonu obsahujícího pomalu reagující materiály.

40

V případě, že kamenivo obsahuje pomalu reagující horniny je třeba mít na paměti možnost

vyluhování alkálií z betonu a dále rozpínání by mělo být měřeno po dobu nejméně 2 let.

6.4 Méně běžné zkoušky pro hodnocení potenciálu AAR kameniva

Kromě metod normových existují nestandardní metody ke stanovení potenciálu AAR

kameniva. Tyto zkoušky jsou obvykle používány k předběžnému hodnocení AAR potenciálu

nových zdrojů kameniva nebo jsou používány pro výzkumné účely.

6.4.1. Metoda stanovení objemových změn systému cement-kamenivo

Tato zkušební metoda je popsána v ASTM C342 a je v podstatě modifikovanou

trámečkovou dilatometrickou metodou pro stanovení potenciálu zvláštní kombinace cement-

kamenivo. Byla použita zvláště v některých oblastech USA (Conrow, 1952, ASTM, 1954).

Zkouška spočívá v exponování maltových těles v prostředí s proměnlivou vlhkostí a

teplotou při současném měření délkových změn až do období 1 roku. Nebyl určen limit pro

hodnoty rozpínání.

Příslušná subkomise ASTM však uvádí, že rozpínání by nemělo překročit hodnotu 0,020%

po expozici po dobu 1 roku. (ASTM 1954)

Nevýhody uváděné zkoušky spočívají v tom, že nejsou známy povolené hodnoty rozpínání

i pro jiné kamenivo než kamenivo pocházející z hornaté části USA-Great Plains.

6.4.2. Modifikovaná zkouška rozpínání cementové malty U.S.Army Corps of Engineers

Dilatometrická trámečková zkouška rozpínání cementové malty zahrnující petrografický

výběr částic kameniva pro hodnocení (Buck, Mather,K. 1984).

Zkoušku lze použít pro identifikaci pomalu reagujících typů hornin, např. kvarcitů. Jestliže

je petrograficky určeno, že křemičité kamenivo obsahuje více než 20% deformovaného

křemence s úhlem zhášení větším než 15°, pak lze kamenivo potenciálně považovat za

reaktivní a má být zkoušeno modifikovanou zkouškou rozpínání cementové malty.

Pro hodnocení hrubého kameniva se vyrobí podle ASTM C 227 s normovým pískem

(podle ASTM C 778).

Pět potenciálně reaktivních hrubých zrn kameniva (které propadnou sítem 19 mm a

zůstanou na sítě 12,5 mm) se vloží do každého trámečku z malty ještě před zatuhnutím. Po

zatvrdnutí jsou maltové trámečky uloženy nad vodu v uzavřených kontejnerech a udržovány

při teplotě 60˚C. Měření rozpínání se provádí pravidelně po dobu 1 roku.

41

Provádí-li se hodnocení jemně mletého kameniva, pak se na místo normového písku

použije k výrobě trámečků toto kamenivo. Uložení a expozice jsou stejné jako u hrubého

kameniva. Kamenivo se považuje za potenciálně reaktivní jestliže rozpínání je rovno nebo

větší 0,025% po 6 měsíční expozici, nebo 0,040% po expozici 12 měsíců.

Základ této metody je v podstatě ASTM C 227. Předností této metody je, že lze s její

pomocí určit pomalu reagující horniny, které nelze zjistit pomocí ASTM C 227. Metoda je

součástí předpisů U.S.Army Corps of Engineers (1994).

6.4.3. Zkouška na betonových krychlích

Tato zkouška někdy také označovaná „Dahmsova krychelná zkouška“, byla vyvinuta

v Německu (Bonzel, Dahms, 1973; Dahms, 1977).

Zkouška na krychlích je kvalitativní metoda při níž jsou ze zkoušeného kameniva

vyrobeny betonové krychle o hraně 300 mm, které jsou periodicky prohlíženy a je

zaznamenáván výskyt trhlin a gelu v důsledku AAR. Krychle jsou uloženy ve vlhkém

prostředí (≥95% RV) a při teplotě 40°C. Alternativní postup spočívá v tom, že jsou vyrobeny

krychle o hraně 100mm, které jsou uloženy v prostředí s 65% RV a teplotě 20°C, které jsou

částečně ponořeny ve vodě. Tato varianta se používá ve Velké Británii a Jižní Africe (Grattan-

Bellew, 1983). Krychle se hodnotí vizuálně v pravidelných intervalech a opět se sleduje

tvorba trhlin a objevení se gelu.

Hlavní předností této zkoušky je její kvalitativní charakter. Není tedy potřeba přístroj pro

přesné měření rozpínání – tím se rozšiřuje okruh uživatelů zkoušky a může jí realizovat každý

výrobce betonu. Nedostatkem je, relativně dlouhá doba než se AAR projeví vznikem trhlin.

Zkouška rovněž nekvantifikuje, zda reakce probíhající ve vzorku jsou skutečně škodlivé.

6.4.4. Severská urychlená zkouška

Metoda byla vyvinuta Chatterji (1978) a byla zavedena jako Nordtest Building Method

295. Jde o jednu z modifikovaných urychlených dilatometrických zkoušek rozpínání

maltových trámečků. Metoda byla určena zejména k identifikaci jemného reaktivního

dánského kameniva. Zkouší semaltové trámečky, které jsou poněkud kratší než požaduje

ASTM C227. K výrobě trámečků se používá zkoušené kamenivo, přičemž poměr obsahu

cementu k písku činní 1:3 a v/c=0,5.

Po ztvrdnutí a odformování jsou tělesa uložena ve vodě po dobu 4-5 týdnů. Poté jsou

zkušební tělesa ponořena do nasyceného roztoku NaCl o teplotě 50°C.

42

Metoda byla použita pro detekování ASR u dánských druhů kameniva (Chatterji, 1978;

Jensen, 1982). Metoda je zajímavá zejména proto, že je mnohem kratší ve srovnání s ASTM

C227. Není však příliš rozšířena.

6.4.5. Gel pet test

Tato zkouška byla zavedena ve Velké Británii jako kvalitativní metoda pro charakterizaci

ASR (Sims, 1981, NBS 1958). Hladký řezný povrch maltových vzorků je vystaven působení

alkalického roztoku po dobu 3 dnů. Jestliže je kamenivo reaktivní, vytvoří se gel kolem

reagujících částic a tak lze určit procento reaktivních složek.

Je to jednoduchá metoda hodnocení reaktivního potenciálu kameniva (Fournier, 1993).

Nedostatkem je nemožnost kvantitativního stanovení.

6.4.6. Autoklávovaná trámečková zkouška rozpínání malty

Fournier (1991) vyvinul urychlenou autoklávovou zkoušku pro maltové trámečky, která

poskytuje výsledky během několika dnů. Maltové trámečky jsou vyrobeny v souladu s ASTM

C227, s tou vyjímkou, že hodnota v/c=0,5 je konstantní. Dále je množství alkálií v maltě

zvýšeno na 3,5% přidáním NaOH do záměsové vody. Trámečky jsou uloženy po dva dny při

100%RV při 23°C před autoklávováním. Autoklávování podle ASTM C151 se provádí po

dobu 5 hod při 130°C a tlaku 0,17 MPa.

Byla zjištěna dobrá korelace mezi rozpínáním při autoklávovém testu a výsledky

získanými podle ASTM C 1260 (Berube, 1992; Salomon, Gallius, 1992). Korelace mezi

rozpínáním při této zkoušce autoklávováním a rozpínáním na betonových tělesech byla nižší.

Zkouška nebyla standardizována, i když podobná metoda se používá v Japonsku.

6.4.7. Mezinárodní zkoušky – RILEM

Potřeba mezinárodní spolupráce zejm. v oblasti zkoušení nalezla odezvu v rámci činnosti

mezinárodní organizace RILEM - Réunion internationale des laboratoires d`essais et de

recherches sur les matériaux et les constructions, v rámci jejíž činnosti byla v r. 1988 založena

technická komise TC 106-AAR: Alkali-aggregate reaction pro vypracování zkušebních

postupů stanovení reaktivity kameniva s alkáliemi v betonu.

První období činnosti TC 106 bylo završeno sestavením doporučeních pro hodnocení

rizika reaktivnosti kameniva s alkáliemi.

Hodnocení je v zásadě založeno na těchto postupech:

- petrografické hodnocení (postup AAR-1),

43

- zvláště urychlená dilatometrická zkouška rozpínání na maltových trámečcích (postup

AAR-2),

- urychlená dilatometrická zkouška rozpínání na betonových trámcích (postup AAR-3).

Postup pro petrografické hodnocení kameniva nebyl dosud dokončen (RILEM, Nixon).

Metoda RILEM pro petrografické hodnocení kameniva bude obsahovat obecné zásady

používaných postupů vč. odběru a přípravy vzorků a to písku, hrubého kameniva atd. Metodu

bude možno použít rovněž pro kvantifikaci přítomných minerálů a typů hornin.

V současné době se v rámci činnosti technické komise rozpracovává zvláště urychlená

dilatometrická zkouška rozpínání na betonových trámcích (postup AAR-4) a také zvláštní

postupy pro hodnocení reaktivity karbonátového kameniva.

Základní schéma hodnocení doporučení RILEM (Simsetal, 2001):

44

Schéma hodnocení

Z rozsáhlých srovnávacích zkoušek organizovaných TC-106-AAR vyplývají následující

zásady:

Doporučuje se, aby se při hodnocení začínalo petrografickým testováním kameniva. Při

této zkoušce se určují typy a množství přítomných potenciálně reaktivních složek.

Používá se přitom třídění do třech kategorií kameniva:

- Třída I: nepravděpodobně reaktivní,

- Třída II: potenciálně reaktivní,

- Třída III: pravděpodobně reaktivní.

45

Je pravděpodobné, že u nových zdrojů bude kamenivo zatříděno do třídy II. Jestliže

petrografické zkoumání prokáže, že kamenivo lze zařadit do tříd II (nebo III) je zapotřebí

provést další zkoušky. Kamenivo, které je převážně křemičité nebo karbonátové a které

potenciálně obsahuje reaktivní oxid křemičitý, se označuje jako II-S nebo III-S a lze je

zkoušet pomocí dilatometrických zkoušek RILEM. Karbonátové kamenivo nebo směs

kameniva obsahující potenciálně reaktivní druhy karbonátů, se označuje jako II-C nebo III-C

a lze ho zkoušet speciálními postupy pro karbonátové kamenivo.

Zvláště urychlená dilatometrická zkouška rozpínání na maltových trámečcích (Nixon et al,

2000)

Postup používaný při této zkoušce byl sestaven na základě urychlené dilatometrické

zkoušky kameniva používané v National Building Research Institute v Jihoafrické republice.

Metoda spočívá v tom, že maltové trámečky jsou ponořeny do 1M roztoku NaOH při teplotě

80°C ± 2°C (doporučený objem roztoku působící na 1 trámeček by měl být 4 ± 0,5 krát větší

než je objem trámečku). Používá se portlandský cement CEM I s obsahem alkálií min. 1%

Na2Oe. Poměr cementu ke kamenivu v maltě je 1:2,25 a vodní součinitel činí 0,47. Rozměry

trámečků jsou 25x25x285 mm. Délkové změny se měří v intervalu po 24 hod do doby

expozice 14 dnů.

Metoda je vhodná např. pro žulu, rulu, droby, ryolit, andesit, tufy, křemence, fylity apod.

Z výsledků srovnávacích měření provedených metodou AAR-2 v rámci činnosti technické

komise RILEM vyplývá, že prodloužení zkušebních vzorků, které jsou menší než 0,1% po 14

dnech expozice ukazují na přítomnost kameniva, které nezpůsobuje expanzi. Dilatace větší

než 0,30 % naopak na pravděpodobnou přítomnost expanzivních materiálů ukazují. Dosud

není možné s určitostí rozhodnout do jaké třídy by měly být zařazeny výsledky ležící

v rozmezí od 0,10 do 0,20 %. Tam, kde nejsou k dispozici údaje o chování příslušného

kameniva v praxi, je vhodné, považovat takové kamenivo za potenciálně reaktivní s alkáliemi.

Urychlená dilatometrická zkouška rozpínání na betonových trámcích (Nixon et al, 2000)

Metoda spočívá v měření dilatací betonových těles vyrobených ze směsného kameniva a

uložených v teplém a vlhkém prostředí po dobu 12 měsíců. Tělesa jsou při tom zabalena ve

vlhké bavlněné látce a uchovávána v PE pytlích ve zvláštním kontejneru. Délkové změny se

měří ve stáří 2, 4, 13, 26 a 52 týdnů.

46

K výrobě těles se používá portlandský cement CEM I 42,5 s obsahem alkálií 0,9 – 1,2%

Na2Oe. Obsah alkálií se zvyšuje přimísením NaOH k záměsové vodě tak, aby činil 1,25 ±

0,05% Na2Oe.

Kamenivo sestává z podílu jemného a hrubého kameniva, dále z jemného zkoušeného

kameniva smíchaného s nereaktivním hrubým kamenivem a posléze z podílu hrubého

zkoušeného kameniva spolu s nereaktivním jemným kamenivem.

Rozměry trámců jsou 75 x 75 x 250 ± 50 mm.

Hodnoty rozpínání naměřené touto zkouškou, které jsou menší než 0,05 % ukazují, že jsou

přítomny nereaktivní materiály, zatímco hodnoty rozpínání větší než 0,15 % jsou symptomem

přítomnosti kameniva reaktivního.

Ze zkušeností získaných při hodnocení reaktivnosti kameniva vyplývá, že je nezbytné vždy

provést nejdříve jeho petrografické hodnocení (AAR-1). V některých případech lze již na

základě výsledku petrografického zkoumání zařadit kamenivo do příslušné třídy I, II, nebo III.

Jsou-li nezbytné další zkoušky, je na základě výsledků mezinárodních srovnávacích

zkoušek vhodné podrobit zkoumané kamenivo zvláště urychlené zkoušce (AAR-2) a posléze

také urychlené zkoušce na betonových tělesech (AAR-3). Tuto urychlenou zkoušku na

betonových tělesech lze považovat za referenční metodu.

6.5. Zkoušky pro hodnocení ASR ve ztvrdlém betonu

6.5.1. Hodnocení přítomnosti produktů ASR v   betonu

Pro hodnocení přítomnosti produktů ASR v betonu se používají kvalitativní barevné

zkoušky.

Stanovení přítomnosti alkalicko-křemičitých gelů v betonu při reakci alkálií s křemičitým

kamenivem v betonu.

V průběhu doby sledování alkalické reakce byly hledány jednoduché diagnostické postupy

detekce vzniku a lokalizace produktů této reakce – křemičitých gelů v betonu přímo

v konstrukcích.

V dalším textu budou uvedeny kolorimetrické metody, které mohou sloužit k detekci

přítomnosti gelů in situ.

Uranylacetátová metoda (Stark, 1991)

Uranylacetátová metoda spočívá v interakci roztoku uranylacetátu, [UO2(C2H3O2)2],

v kyselině octové s alkalicko-křemičitými gely. Roztok uranylacetátu v kyselině octové se

nanáší na povrch betonu, přičemž nastává sorpce UO22+ na negativně nabitém povrchu

47

alkalicko-křemičitého gelu. Přítomnost gelu lze pak po ozáření ošetřeného povrchu betonu

UV světlem identifikovat podle zelenožlutých skvrn.

Metodu lze teoreticky použít k identifikaci alkalicko-křemičitého gelu na jakémkoliv

povrchu betonu. Praktické zkušenosti však ukázaly, že je účelné používat čerstvě připravené

povrchy, ať již v podobě lomových ploch, vývrtů nebo řezných ploch.

Uranylacetátová metoda je uváděna jako vhodná k diagnostikování přítomnosti alkalicko-

křemičitých gelů např. v doporučeních USA, Austrálie, Francie.

Nedostatkem této metody je však skutečnost, že se používá sloučenina, která obsahuje

mírně radioaktivní isotop uranu. Další možnou komplikací může být i nezbytnost použití

ultrafialového světla.

Přestože metodu lze použít v zásadě jak v laboratoři, tak v terénu, jeví se, na základě

vlastních zkušeností autora s použitím tohoto testu, vhodnější její aplikace v laboratoři na

vzorcích odebraných ze stavby. V laboratoři se např. snáze uplatňují nezbytná hygienická a

bezpečnostní opatření.

Při vyjímání vzorků (vyřezávání nebo vyvrtávání) musí být jímán všechen vznikající

prach, aby se nekontaminovaly jak pracovníci, tak životní prostředí.

Doporučuje se proto provedení tohoto, ale i dále uvedených testů pro zjišťování

přítomnosti alkalicko-křemičitých gelů v betonu pomocí kolorimetrických testů svěřit

specializovanému pracovišti.

Hexonitrokobaltitanová metoda (Guthrie, 1997)

Gel vznikající při alkalické reakci v betonu je vždy nabohacen na K+ a Na+.

Hexonitrokobaltitan sodný, Na3Co(NO2)6, reaguje s draslíkem v alkalicko-křemičitém gelu za

vzniku žluté sraženiny hexonitrokobaltitanu sodno draselného K2NaCo(NO2)6·6H2O. Tam,

kde jsou přítomny alkalicko-křemičité gely objeví se na zkoumané ploše betonu žluté skvrny.

Je třeba mít na zřeteli, že reakce není absolutně specifická na přítomnost K a Na, ale že i

amonné sole dávají při při styku s hexonitrokobaltitanem sodným podobný žlutý produkt.

Manipulace s hexanitrokobaltitanem může být, podobně jako v případě uranylacetátu,

spojena rovněž s určitými zdravotními riziky, jako jsou např. dýchací obtíže, potíže funkce

jater, potíže krevního oběhu, potíže zažívací spojené s nevolností a zvracením, kožní

podráždění apod. (Fischer Scientific).

48

Rhodaminová metoda (Guthrie, 1997)

Alkalicko-křemičité gely v průběhu doby mění složení. Typické je zejména zvýšení obsahu

vápníku. Pro kvalitativní identifikaci přítomnosti tohoto druhu gelů bylo navrženo použití

rhodaminu B, (C28H31N2O3Cl), který se sorbuje na alkalicko-křemičité gely bohaté na vápník.

Při nanesení roztoku rhodaminu B na povrch betonu se zbarví místo, kde jsou přítomny

alkalicko-křemičité gely bohaté na vápník růžově.

Toto zbarvení však není specifické pouze pro alkalicko-křemičité gely neboť barevně

mohou reagovat i některé další vápenaté složky hydratovaného cementu.

V případě metody rhodaminové i metody hexanitrokobaltitanové je třeba pro přípravu

roztoků i pro oplachování testovaného povrchu betonu použít deionizované vody, aby se

zabránilo nežádoucí druhotné dotaci iontů draslíku, sodíku, příp. i vápníku.

6.5.2. Hodnocení stavu ASR v   betonu (Stanovení zbytkové životnosti)

Stark (1985, 1991b) vyvinul metodu ke stanovení potenciálu pro predikci výskytu ASR ve

ztvrdlém betonu. Protože ASR vyžaduje pro vznik rozpínání vlhkost, dostatečné množství

alkálií a reaktivní oxid křemičitý, je v metodě zahrnuto stanovení uvedených složek.

Vlhkost betonu se stanovuje změřením relativní vlhkosti drti betonu vzniklé při vrtání

z předmětné konstrukce nebo přímo na místě přenosným kapacitním vlhkoměrem se

současným měřením teploty. Stark (1985) zjistil, že pro vznik setrvalého rozpínání je

zapotřebí nejméně 80% RV při teplotě 21 až 24°C.

Pro určení, zda v betonu je i nadále dostatek reaktivního oxidu křemičitého a alkálií pro

pokračování ASR, odvrtá se z předmětné konstrukce jádrový vývrt o průměru 100 mm a

následně se na něm měří délkové změny za proměnlivých podmínek. Trojice vývrtů je

zkoušena tak, že jeden vývrt je trvale uložen ve vodě o teplotě 38°C, další vývrt je setrvale

v roztoku 1N NaOH rovněž o teplotě 38°C a poslední z trojice je uložen nad vodní hladinou

v uzavřené schránce v níž se udržuje teplota 38°C. Vývrt uložený ve vodě je srovnávacím

vzorkem. Na vývrtech jsou osazeny trny pro měření délkových změn. Tato měření se

provádějí pravidelně až do doby 12 měsíců.

Stanovení zbytkové reaktivity v betonu se provádí na vývrtu uloženém v roztoku NaOH.

V případě, že rozpínání tohoto vývrtu překračuje hodnotu rozpínání vývrtu uloženého ve vodě

pak lze očekávat potenciální reaktivitu betonu. Čím větší je rozdíl hodnot rozpínání u obou

vývrtů tím větší je expanzní potenciál. Pokud je rozdíl v rozpínání mezi oběma různě

uloženými vývrty menší než 0,03%, pak lze mít zato, že v betonu není dostatek

nezreagovaného avšak potenciálně reaktivního oxidu křemičitého, které by způsobilo

49

škodlivou ASR. Rozpínání vývrtů uložených nad vodou při teplotě 38°C poskytuje údaje o

tom, zda jsou v betonu k dispozici alkálie a reaktivní oxid křemičitý. Rozpínání se za

uvedených podmínek vyvíjí podstatně pomaleji než u vývrtů uložených v NaOH.

Hlavními omezeními této metody jsou dlouhá doba potřebná k získání výsledků, potřebné

použití několika zařízení, dále pracnost a v neposlední řadě i cena. Nicméně byla tato metoda

úspěšně použita při hodnocení betonových konstrukcí a výsledky byly použity k výběru oprav

(Stark 1985, 1991b).

7. Projevy porušení v důsledku reakce alkálií s karbonátovým kamenivem

7.1. Úvod

Rozpínáni betonu v důsledku reakce alkálií s karbonátovým kamenivem (ACR) bylo

poprvé pozorováno Swensonem (1957) v provincii Ontario v Kanadě. Projevy působení ACR

jsou stejné jako v případě ASR.

7.2 Diagnostické znaky

Nejčastějším znakem tohoto typu porušení je systém trhlin. Vzdálenosti trhlin se liší

v závislosti na rozsahu reakce, vnějších podmínkách a na dalších faktorech. Jak reakce

postupuje, vzdálenost mezi trhlinami se obvykle zmenšuje a vytváří se další trhliny mezi

původními trhlinami. S pokračující degradací začíná na místě trhlin odlupování. V důsledku

toho může pronikat další vlhkost do betonu a tak se porušení betonu urychluje.

Některé typy trhlin mohou být mylně zaměněny s trhlinami vzniklými v důsledku ACR,

např. trhliny vznikající při použití nemrazuvzdorného kameniva, trhliny vznikající v důsledku

plastického smršťování apod. Na rozdíl od těchto trhlin se trhliny vzniklé v důsledku AAR

objevují mnohem později (až po měsících, příp. letech).

7.3. Mikroskopické pozorování

Na rozdíl od ASR nevytváří se při ACR žádný gel. Proces ACR sestává z dedolomitace

(rozkladu) dolomitu v kamenivu za vzniku brucitu a kalcitu. Jestliže přítomnost brucitu není

zřejmá, nemusí to ještě znamenat, že nenastala ACR. Mohou být vidět reakční prstence, příp.

mikrotrhlinky uvnitř zrn kameniva a také v cementové kaši mezi zrny. Prstence kolem zrn

kameniva nejsou indikátory škodlivé reaktivity.

50

7.4. Vliv vnějšího prostředí, geometrie konstrukce a zamezení expanze

Výskyt ACR může být ovlivněn řadou faktorů. Avšak vzhledem k tomu, že mechanizmus

porušení betonu v důsledku ACR není dosud zcela objasněn, není rovněž zřejmá míra

působení různých faktorů. Vnější prostředí ovlivňuje reakci a porušení v betonu v důsledku

přítomnosti dostatečného množství vody. Voda je zapotřebí, aby byl přítomen dostatek NaOH

a KOH pro dedolomitizaci (část 8.3) a také pro absorpci jílovými minerály. Tato absorpce

umožňuje vznik rozpínání. Rychlost vysychání a tloušťka povrchové vyschlé vrstvy rovněž

ovlivňují vývoj porušení.

Kromě vlhkosti ovlivňuje reakci ACR rovněž i teplota a to přinejmenším v ranném období.

Vyšší teploty urychlují rychlost ACR a tedy i rozpínání.

Vnější prostředí může být zdrojem dalších alkálií, což vede k porušení, a to i v případě,

kdy beton byl vyroben z nízko alkalického cementu. Je pravděpodobné, že ACR se může

zřejmě projevit dokonce i při obsahu 0,40% Na2Oe v cementu (Dolar - Mantuani, 1983).

Geometrie konstrukce může ovlivnit porušení tím, že ovlivňuje poměr exponovaného

povrchu (na němž se porušení projevilo) k objemu betonu, kde se projevuje rozpínání. U

některých konstrukcí (např. vozovkách) samotné rozpínání nemusí být důvodem pro porušení,

zatímco u jiných konstrukcí (např. přehradách) je třeba se jím více zabývat.

Konečně, na rozdíl od ASR se rozpínání v důsledku ACR zmenšuje s klesající velikostí

maximálních zrn kameniva.

8 Mechanismus ACR

8.1. Úvod

Karbonátové horniny, které reagují s alkáliemi v betonu mají specifické mineralogické

složení. Jejich jemně zrnitá textura a struktura jsou charakterizovány relativně velkými

rombickými krystaly dolomitu [CaMg(CO3)2] situovanými v jemně zrnité matrix kalcitu

[CaCO3], jílu a obecně jemném křemenu. Obvykle příslušné horniny obsahují značné

množství dolomitu a kalcitu a zbytek po rozpouštění v kyselině chlorovodíkové obsahuje

obvykle značné množství jílu.

8.2. Charakteristiky hornin reaktivních s   alkáliemi

ACR horniny mají několik určitých charakteristik.

51

8.2.1. Textura a složení

Rombické krystaly dolomitu objevující se v matrix reaktivní horniny se mohou vyskytovat

ojediněle nebo mohou být nakupeny ve shlucích.

Rozměry zrn kalcitu a jílové matrix v níž jsou dolomitické romboedry umístěny činí

2 až 6 µm. Jemná křemenná zrna jsou často rozptýlena v matrix, kde nejsou přítomny jílové

částice a matrix je namnoze pórovitá.

Popsaná typická textura byla nalezena v reaktivních karbonátových horninách

identifikovaných jako horniny, které vykazují počáteční rozpínání, a to pomocí ASTM C586

(zkouška na horninových trámečcích, viz část 10.4.). Tyto horniny vykazují pří zkoušce na

horninových trámečcích rozpínání v délce několika desetin procent během týdnů. V praxi se

rozpínání projevuje na konstrukci během 1 roku. Poněkud jiná je textura v reaktivních

karbonátových horninách, které jsou označeny jako horniny s rozpínáním v pozdějším období

u nichž trámečková zkouška na hornině nemusí vykazovat porovnatelné rozpínání až do přibl.

25 týdnů (zřídka se rozpínání vyskytuje před uplynutím 1 roku) a nemusí se v praxi projevit

až do 5 let. V uvedených horninách je typickým rysem to, že v jílové jemné matrix jsou

umístěny dolomitické romboedry. Matrix je hrubě zrnitá a sestává ze vzájemně zaklíněných

dolomitických zrn spolu s kalcitem, jílem a obecně silikátovými minerály. Rozdíly mezi

horninami vykazujícími rozpínání v raných a nebo naopak v pozdních obdobích se obrážejí ve

složení uvedeném v následující tabulce (Walker, 1978).

Složení karbonátových hornin vykazujících rozpínání v raném a pozdějším období (Walker,

1978)

Zbytek nerozpustný v kyselině[%]

Obsah dolomitu vztažený k celk. obsahu karbonátů

[%]Kingston, Ontario, Early Expanders(Swenson, 1957; Swenson and Gillott, 1960;Dolar-Mantuani, 1964)

5 až 15 Přibl. 50

Iowa, Illinois, and Indiana Early Expanders(Hadley, 1961, 1964)

10 až 20 40 až 60

Virginia Early Expanders(Newlon and Sherwood, 1962; Sherwoodand Newlon, 1964)

13 až 29 46 až 73

Gull River, Ontario, Late Expanders(Dolar-Mantuani, 1964)

21 až 49 75 až 87

Virginia Late Expander(Newlon, Ozol, and Sherwood, 1972)

33 >90

52

Karbonátové horniny s reaktivní texturou mohou tvořit podstatnou část vrstev ve

vápencovém lomu. Nebo tyto reaktivní horniny mohou tvořit tenké vrstvy ve vápencových

vrstvách, které samy nevykazují reaktivní texturu.

Přítomnost reaktivní textury karbonátových hornin je spolehlivým diagnostickým znakem

neboť nejsou známy vyjímky, kdy by vápenec, který vykazuje typickou reaktivní texturu a

složení nereagoval s alkáliemi nebo že by nenastala v alkalickém prostředí dedolomitizace.

(viz část 8.3.). Všechny vápence, které v alkalickém prostředí dedolomitizují vykazují

charakteristickou texturu a složení.

Obecně platí, že geologické podmínky pro vznik karbonátových hornin reaktivních

s alkáliemi jsou podstatně vymezenější než je tomu u jiných vápenců a rovněž tyto vápence

nejsou tak hojné. Mohou se vyskytovat v karbonátových horninách jakéhokoliv stáří, avšak

jsou nejhojnější v karbonátových horninách pocházejících z ordoviku. Karbonátové horniny

mohou být citlivé k reakci s alkáliemi, dále k reakci alkalicko - křemičité nebo k oběma. U

některých křemičitých dolomitických vápenců nebo křemičitých dolostones se uvádí citlivost

k oběma reakcím (Tang, 1996).

Rozpínání betonu obsahujícího karbonátové reaktivní horniny podporuje přítomnost zrn

kameniva velkých rozměrů, vlhkost, vysoká teplota a vysoký obsah alkálií.

8.3. Mechanizmus reakce a rozpínání

Následně po zjištění ACR Swensonem (1957) ukázaly další práce Hadleyho (1961) ad., že

hlavní chemická reakce při dedolomitaci spočívají v rozkladu dolomitu [CaMg(CO3)2] na

kalcit (CaCO3) a brucit [Mg(OH)2].

Reakci dolomitu s alkáliemi, např. Na, K, Li lze zapsat rovnicí

CaMg(CO3)2 + 2 MOH Mg(OH)2 + CaCO3 + M2 CO3

kde M označuje alkálie.

Další reakce, která v betonu nastává, spočívá v reakci vzniklých alkalických uhličitanů

s Ca(OH)2, za opětného vzniku alkálií:

Na2CO3 + Ca(OH)2 2NaOH + CaCO3

Rozklad dolomitu, tzv. dedolomitizace, se nemusí přímo projevit rozpínáním.

Tang a Lu (1987) došli k závěru, že rozpínání je způsobeno několika současně

probíhajícími procesy:

1) migrací alkalických iontů a vody do omezené oblasti matrix tvořené směsí kalcitu a

jílu, které obklopují dolomitové romboedry,

2) migrací těchto materiálů do dolomitových romboedrů,

53

3) růstem a přeskupením produktů dedolomitizace, zejm. brucitu obklopujícího

romboedry.

Podle tohoto vysvětlení není pro vznik rozpínání nutná přítomnost jílů.

Romboedry si zachovávají původní rozměry, avšak MgCO3, který tvoří složku původních

dolomitových romboedrů se přeměňuje na brucit, který se hromadí v rovnoběžných vrstvách

kolem okraje romboedrů. Původní romboedry, společně s brucitovou vrstvou potřebují

mnohem více prostoru a tak generují expanzivní napětí. To má za následek vznik trhlin ve

velkých zrnech kameniva.

Porušení betonu v důsledku ACR spočívá ve vzniku trhlin uvnitř velkých reaktivních zrn

kameniva, které dále pokračují do cementové kaše v betonu.

I když objemové změny betonu v důsledku ACR mohou být menší než v případě intenzivní

ASR. Konečné porušení betonu může být stejné jako porušení betonu v důsledku ASR,

jestliže je beton podroben působení střídavého zmrazování a tání (Ozol, Newlon, 1974).

9. Opatření k zamezení ACR

9.1. Úvod

Nejsou známy metody přiměřené ochrany již existujícího betonu, který obsahuje reaktivní

složky potřebné pro rozvoj ACR.

9.2. Výběr kameniva

Reaktivita kameniva může být hodnocena na válcových tělesech vyjmutých z příslušných

hornin podle ASTM C586. Kritériem pro výběr nereaktivních hornin je, že rozpínání

válcových těles vyjmutých ze zkoušených hornin a ponořených v 1N roztoku NaOH při

teplotě 23°C po dobu 84 dnů, by nemělo překročit hodnotu 0,20% (Smith,1974).

Mnohem přesvědčivější postup identifikace nereaktivních hornin spočívá v tom, že se měří

rozpínání po době expozice 1 rok, přičemž expanze nesmí být větší než 0,30% (Ryell, 1974).

Jestliže válcové vzorky vykáží reaktivitu, pak nejlepším preventivním opatřením je

selektivní těžba horniny (Smith, 1974). Pokud tento způsob těžby je nepřijatelný pak dalším

opatřením může být, smísení reaktivního kameniva s nereaktivním tak, aby podíl reaktivního

kameniva byl menší než 20%. Pokud reaktivitu vykazují jak hrubé, tak jemné frakce, pak

54

méně než 15% celkového množství kameniva může být tvořeno kamenivem reaktivním

(Walker, 1978).

9.3. Cement

Podobně jako u ASR lze ACR zabránit použitím nízko alkalického cementu. V případě

ACR však obsah alkálií v cementu musí být nižší než v případě ASR. Je-li karbonátové

kamenivo vysoce reaktivní musí být obsah alkálií v cementu velmi nízký - 0,40% (Newton,

1964).

9.4. Pucolány

Na rozdíl od ASR pucolány neredukují, příp. jen velmi málo zamezují vzniku a průběhu

ACR (Swenson, Gillot, 1960). Mohou však nepřímo snížit kinetiku reakce ACR tím, že po

jejich přidání se redukuje pórovitost betonu. V důsledku redukce transportních cest omezuje

se i migrace pórové kapaliny.

9.5. Vlhkost

Voda, příp. vlhkost částečně vstupuje do reakce ACR. Z této příčiny jakékoli způsoby

zamezení vstupu vody do betonu citlivého na ACR prodlužují životnost konstrukce.

10. Metody hodnocení potenciálu pro ACR

10.1. Úvod

Zkoumání porušení betonu v důsledku ACR předpokládá použití řady technik a kriterií pro

hodnocení potenciálu kameniva pro ACR (Swenson, Gillot, 1960; Smith, 1964, 1974;

Newlon, 1972; Ryell, 1974; Rogers, 1987).

Nereaktivní horniny se daří postupně zjistit rozlišovacími technikami. Zbývající podezřelé

horniny jsou podrobeny mnohem přísnějším hodnotícím technikám. Obvykle metodika

hodnocení kameniva spočívá ve zkoušení kameniva v betonových trámcích. Tento postup je

považován za nejspolehlivější pro stanovení citlivosti kameniva k alkáliím a následnému

rozpínání.

55

Zkouška na betonových hranolech je však časově náročnější než ostatní hodnotící

vylučovací metody. Newlon, Ozol a Sherwood (1972), Ryell (1974) a Rogers (1987)

zveřejnili příklady hodnocení pro potenciálně reaktivní karbonátové kamenivo.

10.2. Praktické hodnocení

Prvním krokem v hodnocení je seznámení se se záznamy o praktických zkušenostech

s kamenivem šetřené lokality. Dále musí být zváženy vnější podmínky kolem konstrukce,

protože mohou ovlivnit průběh ACR stejně jako typ konstrukce.

Záznamy o praktických zkušenostech mohou poskytnout přímou odpověď na otázku, tj.

zda beton se zkoumaným kamenivem dozná poškození v důsledku ACR v určitých

provozních podmínkách, které by výrazně ovlivnily redukci životnosti. Namnoze však na tuto

otázku odpovědět zcela nelze.

10.2.1.1 Velikost zrn kameniva

Rozpínání v důsledku ACR je ovlivněno velikostí částic kameniva - větší zrna kameniva

mají za následek větší rozpínání. Z toho vyplývá, že kamenivo, které vykazuje nízkou

odolnost při použití větších kusů může být odolné, když jeho zrna mají menší rozměry.

Naopak, kamenivo používané v praxi bez komplikací a to v podobě malých zrn může

způsobovat poruchy v důsledku rozpínání, když je použito jako velká zrna.

10.2.1.2. Množství kameniva ve směsi

Rozpínání je přímo úměrné množství kameniva v betonové směsi. Čím je kamenivo

reaktivnější, tím větší je rozpínání.

10.2.1.3. Obsah alkálií

Rozpínání se zvyšuje se zvyšujícím se obsahem alkálií. Proto je účelné zjistit obsah alkálií

ve zkoumané konstrukci. K obsahu alkálií přispívají rovněž vnější zdroje alkálií jako jsou

např. rozmrazovací soli.

10.2.1.4. Obsah vlhkosti

Pro rozpínání je nezbytná vlhkost. Proto je nutné při hodnocení chování kameniva v praxi

uvádět zdroje vlhkosti, rovněž i parametry projektu, které podporují nebo urychlují průnik

vlhkosti do betonu.

56

10.3. Petrografické zkoušení

Petrografické zkoumání je důležitou součástí hodnocení kameniva do betonu a musí být

prováděno odborníkem s odpovídající kvalifikací a zkušenostmi.

Popis postupu je uveden např. v normě ASTM C295 a dále v některých publikacích, např.

Dolar-Mantuani (1983). Vzhledem k proměnlivosti lithologických charakteristik hornin je

odběr vzorků velmi důležitou součástí petrografického rozboru (Walker,1972; Rogers, 1987).

Odlišnou texturu hornin citlivých k ACR lze snadno rozeznat na výbrusech (Walker, 1978;

Dolar-Mantuani, 1983). Při pozorování prostým okem je reaktivní kamenivo obvykle tmavé,

jemně zrnité a vykazuje lasturový lom (Walker, 1978).

10.4. Zkouška na válcovém vzorku horniny

Tato zkouška vychází z práce Hadleye (1964) a ukazuje, zda hornina bude vykazovat

rozpínání při styku s alkalickým roztokem. Podle ASTM C586 zkouška poskytuje relativně

rychle průkaz potenciální rozpínavosti a je účinným nástrojem pro základní hodnocení lokalit

kameniva. Neumožňuje však předpověď rozpínání, které v betonu nastane a nelze ji použít

pro přijímací zkoušky.

Válce nebo hranoly podezřelých hornin se ponoří do 1N roztoku NaOH a jsou měřeny

délkové změny v určených intervalech. Norma ASTM C586 doporučuje, aby na zkušebních

vzorcích se provedlo petrografické šetření, které by potvrdilo, že vzorek representuje

lithologické charakteristiky hodnocené horniny.

Podle normy ASTM C586 rozpínavost horninových válců 0,10% nebo více ukazuje,

že hornina je reaktivní. Bylo zjištěno, že některé horniny se na počátku smršťují, v pozdějším

období nabývají na délce (Dolar-Mantuani, 1964). Proto byl navržen alternativní limit

rozpínání 0,20% po 16 týdnech expozice (Newlon, 1972; Ryell, 1974; Rogers, 1987). Existuje

domněnka, že horniny, které expandují v pozdějším období nemusí způsobit škodlivé

rozpínání betonu (Swenson, 1960; Newlon, 1972), avšak možnost, že tyto horniny způsobí

porušení nelze opominout (Walker, 1978). Horniny, které vykazují rozpínání při testu na

válcových vzorcích, by měly být podrobeny zkoušce na betonových hranolech, aby se určil

jejich expanzní potenciál.

10.5. Zkouška na betonových hranolových tělesech

Tato zkouška se již dlouho používá ke zkoumání expanzivních reaktivních karbonátových

hornin (Swenson, 1960; Smith, 1964; Smith, 1974; Newlon, 1972; Ryell, 1974; Buck, 1975;

57

Rogers, 1987; Rogers, 1992). Obecně se má za to, že tato zkouška poskytuje nejlepší indikaci,

že karbonátová hornina je potenciálně expanzivní.

Další verze této metody se staly součástí norem, např. CSA A 23.2-14A a ASTM C1105.

ASTM C 1105 předepisuje vlhké uložení při teplotě 23°C, zatímco CSA A 23.2-14A

předepisuje vlhké uložení při teplotě 38°C. Práce Rogerse a Hostona (1992) ukázala, že

uložení těles ve vlhku a při teplotě 38°C poskytuje lepší předpověď pro dlouhodobé rozpínání

betonu v reálných podmínkách. Obě zmíněné metody se rovněž liší v hodnocení obsahu

alkálií v betonové směsi a také v granulometrii kameniva. Vzhledem k tomu, že tyto faktory

ovlivňují míru rozpínání v důsledku ACR, je nezbytné brát tyto skutečnosti v úvahu při

srovnávání výsledků obou metod.

Norma CSA A 23.2-14A používá pevně určenou granulometrii kameniva a dále určuje, že

cement musí mít obsah alkálií 1,25% hmot. vyjádřeno v Na2Oe. Kromě toho musí být do

betonové směsi přidáván roztok NaOH tak, aby bylo dosaženo obsahu alkálií Na2Oe 1,25%

z hmotnosti cementu. Kritériem pro potenciální nebezpečnou reaktivitu je rozpínání větší než

0,04% po jednom roce. Norma ASTM C1293 je podobná a i přes to, že byla koncipována pro

hodnocení reaktivity kameniva v důsledku ASR, může být použita i pro hodnocení hornin ve

vztahu k ACR.

Norma ASTM C1105 určuje užití granulometrie kameniva s max. velikostí zrna 19,0 mm.

Když navrhovaná směs obsahuje větší zrna kameniva u nichž je podezření, že jsou reaktivní,

pak je třeba tato zrna rozdělit tak, aby prošla sítem s oky o velikosti 19,0mm. Pro zkoušku se

používá cement, který bude aplikován podle projektu. Snížení velikosti zrn kameniva pro

zkoušku může zastřít expanzivní tendence velkých zrn. Je proto vhodnější použít ke zkoušce

velká zrna a zvětšit rozměry zkušebních těles, jestliže je to třeba. Pro hodnocení potenciálně

škodlivé rozpínavosti byly navrženy hodnoty rozpínavosti 0,015% po 3 měs. expozice,

0,025% po 6 měs. expozice a 0,030% po 1 roce. Limity rozpínavosti v tomto testu nebyly

zahrnuty do normy ASTM C33 (Newlon, 1972; Buck, 1975).

Navržené limity pro rozpínavost betonových hranolů v těchto zkouškách byly odvozeny ze

srovnání výsledků laboratorních studií a chování betonu v praxi.

Jako v jiných normách je i zde největším problémem, jak hodnotit výsledky ležící blízko

limitních hodnot. V hraniční situaci je třeba zvážit vztah mezi podmínkami testu, podmínkami

panujícími v praxi a podmínkami při předpokládaném provozu. Dále je třeba zvážit ekonomii

výběru kameniva a rovněž i to, jak může vznik trhlin ovlivnit životnost betonu.

Diskutované metody (CSA AA 23.2 - 14A a ASTM C1105) obrážejí různé přístupy

k problému hodnocení potenciálu rozpínání. Postup v kanadské normě a v práci Ch. Rogerse

58

(1987) je mnohem opatrnější neboť se snaží v testu simulovat náročné podmínky jimž bude

kamenivo v betonu pravděpodobně vystaveno.

10.6. Jiné zkoušky

Rogers (1987) navrhl rychlou chemickou vylučovací zkoušku spočívající na zkušenosti, že

nejexpanzivnější horniny vykazují charakteristické chemické složení s ohledem na obsah

CaO, MgO a jílu. Vynesením poměru CaO:MgO proti obsahu nerozpustného zbytku nebo

proti obsahu Al2O3, bylo zjištěno, že reaktivní horniny spadají do odlišné oblasti grafu než

horniny nereaktivní. Tato metoda (CSA A23.2-26A) je navržena v CSA A23.2.

Gillot (1963) navrhnul a vyvinul metodu, která měří rozpínání práškovitých hornin

v roztoku NaOH. Tato metoda nebyla rozsáhle používána vzhledem k proměnlivosti velikosti

částic a textury hornin, které ovlivňují rozpínání (Dolar-Mantuani, 1983).

Tang a Su (1987) zjistili, že značné rozpínání v důsledku ACR lze navodit ve zkoušce

hranolů vyřezaných z horniny. Hranoly o rozměrech 8x15 mm jsou uloženy v 1N roztoku

KOH při teplotě 80°C. Rozpínání činí až 1% během 10denní expozice při použití vysoce

reaktivního kameniva z Kingstonu v provincii Ontario.

11. Hodnocení a opravy konstrukcí zasažených AAR

11.1. Úvod

Mnoho konstrukcí zkoumaných v různém stáří je zasaženo ASR nebo ACR.

V některých případech petrografické zkoumání vzorků vyjmutých z betonu ukázalo

přítomnost reakce nikoliv však mikrotrhlinky nebo porušení v matrix cementové kaše

obklopující reaktivní částice. V jiných případech byly zřejmé značné mikrotrhliny v zrnech a

okolí matrix cementové kaše a dále byl zřejmý i gel.

Pevnosti a modul pružnosti může klesnout. Výzkumem bylo zjištěno, že pokles pevnosti

v tlaku je obecně mírný. Pevnost v tahu vykazuje mnohem rychlejší pokles než pevnost

v tlaku.

Každý případ, kde se reaktivita kameniva objevuje nebo je na ní podezření musí být

hodnocen nezávisle s přihlédnutím k původní kombinaci cement-kamenivo, která byla ve

stavební konstrukci použita a s přihlédnutím k podmínkám provozu a působení vnějšího

59

prostředí. Značná pozornost musí být věnována vlhkosti, která vznik a průběh AAR reguluje a

má význam pro životnost betonu.

11.2. Hodnocení

Při hodnocení konstrukcí zasažených AAR je obvykle třeba stanovit pevnost betonu.

Lze přitom postupovat podle postupů obsažených v ACI 201.1R, ACI 201.3R a

ACI 207.3R.

Často se pro hodnocení stavu konstrukcí používají nedestruktivní metody. Tyto metody

jsou vhodné tam, kde se jedná o velké konstrukce a velké objemy betonu. Výsledky měření

nedestruktivními metodami jsou obvykle korelovány s výsledky zkoušek na jádrových

vývrtech nebo vyřezaných hranolech. Porovnávají se vlastnosti vývrtů z nepostiženého a

postiženého betonu a pokud možno ze suché části konstrukce. Byly rovněž vyvinuty zkušební

metody pro stanovení zbytkové reaktivity betonu (Stark 1985, 1991b; viz také sekce 6.5.2.).

Predikce chování postižených konstrukčních prvků se obvykle děje na základě měření

rozpínání vývrtů vyjmutých z příslušné konstrukce. Ukazuje se však, že vlastnosti betonu v

konstrukci jsou lepší než ty, které byly určeny na základě testů rozpínavosti vývrtů.

Vysvětlení spočívá ve skutečnosti, že při vyjmutí vývrtů se rychle uvolní sevření

vyjímaných prvků, které se projevují v závislosti na časové prodlevě na snížení pevnosti.

Z toho plyne rovněž nezbytnost zkoušení vyjmutých vývrtů co možná nejdříve po odvrtání

(Jones, 1994).

Doporučuje se sestavit kalendář periodických prohlídek a měření. Zasažené konstrukce

jsou obvykle sledovány v ročních intervalech. Jestliže výsledky sledování konstrukce

s ročním intervalem ukazují malé změny, lze četnost prohlídek konstrukce snížit. V kritických

prvcích konstrukce je vhodné stanovit existující napětí.

Na základě výsledků periodických prohlídek lze určit stupeň ovlivnění jednotlivých částí

konstrukce AAR. Mělo by být provedeno srovnání návrhových parametrů se současným

stavem, aby tak mohla být stanovena míra porušení konstrukce. Pro hodnocení konstrukce

zasažené AAR může být použita metoda konečných prvků (Moranville-Reqourd, 1996).

V řadě případů je nezbytné rozhodnout, zda konstrukci je účelné opravit nebo snést a

nahradit novou. To lze provést na základě optimalizačního rozboru, při němž se vychází

z předpovídané životnosti objektu (Oberholster, 1996). Vychází se přitom z rozsahu porušení

a ztráty pevnosti.

Sledování napětí vzniklých v betonu v důsledku ASR na čtyřech mostních konstrukcích z

vysokopevnostního betonu ukázalo, že u některých konstrukcí beton vykazuje rozpínání ve

60

stáří 10 let i když nejsou vážně porušeny v důsledku ASR. Jiné konstrukce se stabilizovaly ve

stáří 10 let a následné rozpínání bylo minimální.

Soubor dat z konstrukcí ukazuje, že betonové konstrukce postižené ASR vykazují

maximální přetvoření přibl. 500 mikrostrain po 12 letech. (Carse, 1990)

Při zkoumání vlivu ASR na konstrukce a zejm. předpjetí nosníku bylo zjištěno, že

únosnost ve smyku je snížena přibl. o 20% v okamžiku, kdy se objevují první trhlinky.

U nosníků se smykovou výztuží se při dalším rozpínání únosnost ve smyku zvýšila na

původní hodnotu zatímco u nosníků bez smykové výztuže se únosnost nezměnila.

Chování betonových prvků postižených ASR je ovlivněno kombinací vlivu ztráty pevnosti

a vlivu interakce rozpínání betonu a výztuže (Clayton, 1990).

Nejčastějším opatřením pro minimalizaci rizika porušení betonu v důsledku ASR je

omezení obsahu alkálií.

Od r. 1982 se ve Velké Británii doporučuje max. limit Na2Oe 3,0 kg/m3 v betonu.

K ověření platnosti tohoto limitu byly prověřeny betonové konstrukce viditelně porušené

v důsledku ASR.

Za mokra byly odebrány vývrty o průměru 70 mm, později byl průměr zvětšen na 100 mm.

Místa odběru byla fotograficky zdokumentována. Po odebrání vývrtů byly vývrty

opláchnuty, osušeny, označeny a zabaleny do přepravní fólie z plastické hmoty a uloženy do

polyetylénového pytle.

Některé vývrty byly impregnovány pryskyřicemi. Tím se betonové vzorky připravily pro

petrografické zkoumání vnitřních trhlin.

Vývrty pak byly za mokra rozřezány na vrstvy o tloušťce 25 mm. Řezání za mokra bylo

nahrazeno řezáním za sucha, aby se zamezilo jakémukoliv vyluhování alkálií z betonu.

V některých případech se použily další vzorky pro stanovení rozpínání, modulu pružnosti a

dále pro petrografické zkoumání na velkých vzorcích. Chemický rozbor betonu poskytl

výsledky, které ukazují, že vyluhování při řezání může v povrchových vrstvách výrazně snížit

obsah alkálií (přibl. až na polovinu a toto snížení obsahu alkálií může zasahovat i do značné

hloubky).

V betonu byl stanoven obsah v kyselině rozpustných alkálií a chloridů a dále obsah

cementu. V případě druhé sledované konstrukce se stanovil pouze obsah CaO neboť jako

kamenivo byl použit pískovec neobsahující vápník.

Metodou sčítání bodů byl pomocí mikroskopie stanoven obsah cementové kaše, obsah

hrubého a jemného kameniva. ASR způsobující porušení byla shledána v betonu, kde byly

patrné trhliny ASR.

61

Ve všech vývrtech byla zjištěna přítomnost značného množství gelu, přičemž v betonu

s trhlinami ho bylo výrazně více.

Příčinou porušení betonu zkoumaných konstrukcí a tam, kde byly zřejmé trhliny, bylo

ASR rozpínání v důsledku přítomnosti potenciálně reaktivního vápence v kombinaci

vápenec/rohovec a 5,2 kg/m3 Na2Oe.

V případě, že obsah alkálií byl 4,2 kg/m3 Na2Oe porušení nenastalo.

Dalším významným závěrem je to, že přítomnost gelu i ve značném množství není samo o

sobě důkazem, že ASR je příčinou porušení.

Vhodnější jsou vývrty o průměru 100mm.

Rovněž je nezbytné vždy uvažovat, že vyluhování alkálií může nastat při řezání vzorků při

němž je používána jako chladící a výplachová kapalina voda (Report of Concrete

Society, 1997).

11.3. Materiály a metody pro opravy

11.3.1. Porušení konstrukce

Poruchy konstrukce se obvykle projevují ztrátou pevnosti betonu, deformací konstrukčních

prvků nebo snížením celistvosti konstrukce v důsledku vzniku trhlin. Rozpínání betonu může

rovněž způsobovat extrémní tlaky ve stycích a beton se může odlupovat podél styků.

Opravy konstrukčních poruch jsou obvykle kombinací řady metod.

V místech, kde beton má ještě přijatelnou pevnost, spočívá úprava v odstranění porušených

částí a nahrazením porušeného betonu, v injektáži trhlin epoxidovou pryskyřicí, příp.

v aplikaci hydrofobních nátěrů. Tam, kde pevnost mírně poklesla, je nezbytné provést

zpevnění.

V některých případech konstrukcí zasažených AAR, může oprava spočívat v dodatečném

předpínání betonu. Jako příklad zde může sloužit oprava hlavice mostní opěry v Jižní Africe

(Vanderstraeten, 1986). V případě, že objem betonu je značný, mohou síly vyvolané

rozpínáním překonat síly navozené předpínáním. Příkladem pro to mohou být některé

betonové přehrady zasažené ASR a ACR. Tlaky vznikající při rozpínání mohou dosahovat až

4,0 MPa. Při předpínání reaktivního betonu by měly být použity volné kabely. Předpínací

kabely by měly být uloženy v trubkách z vhodného materiálu. Ze zkušenosti vyplývá, že

pokračující rozpínání v důsledku ASR a ACR může způsobovat vznik trhlin v betonu, který

obklopuje volné kabely, což může mít časem za následek úplnou ztrátu předpětí.

62

V případě, že tlaky způsobené rozpínáním jsou tak velké, že vyvolávají odprýskávání

betonu podél styků konstrukčních prvků, lze ke snížení takto vyvolaných tlaků provést

proříznutí drážek (Thomson, 1992).

Zkouškami bylo zjištěno, že při uložení maltových trámečků s reaktivním kamenivem

v atmosféře nasycené CO2 se rozpínání zastaví. V Brazílii byl tento poznatek s určitým

úspěchem aplikován na betonové přehradě, kde byl CO2 injektován do betonu vyvrtanými

otvory (International Committee on Large Dams, 1991).

63

12. Literatura

American Concrete Institute201.1R Guide for Making a Condition Survey of Concrete in Service201.3R Guide for Making a Condition Survey of Concrete Pavements207.3R Practices for Evaluation of Concrete in Existing Massive Structure Structures for

Service Conditions212.3R Chemical Admixtures for Concrete224.1R Causes, Evaluation, and Repair of Cracks in Concrete Structures228.1R In-Place Methods to Estimate Concrete Strength234R Guide for the Use of Silica Fume in Concrete 503R Use of Epoxy Compounds with Concrete504R Guide to Sealing Joints in Concrete Structures 15.1R A Guide to the Use of

Waterproofing, Dampproofing, Protective, and Decorative Barrier Systems for Concrete

ASTM C 33 Standard Specification for Concrete Aggregates C 150 Standard Specification for Portland CementC 151 Standard Test Method for Autoclave Expansion of Portland CementC 227 Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Cement-Aggregate

Combinations (Mortar-Bar Method)C 289 Standard Test Method for Potential Reactivity of Aggregates (Chemical)C 294 Standard Descriptive Nomenclature for Constituents of Natural Mineral

AggregatesC 295 Standard Guide for Petrographic Examination of Aggregates for ConcreteC 311 Standard Test Methods for Sampling and Testing Fly Ash or Natural Pozzolans for

Use as a Mineral Admixture in Portland-Cement ConcreteC 342 Standard Test Method for Potential Volume Change of Cement-Aggregate

Combinations C 441 Standard Test Method for Effectiveness of Mineral Admixtures or Ground Blast-

Furnace Slag in Preventing Excessive Expansion on Concrete Due to Alkali-Silica Reaction

C 490 Standard Practice for Use of Apparatus for the Determination of Length Change of Hardened Cement Paste, Mortar, and Concrete

C 586 Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Carbonate Rocks for Concrete Aggregates (Rock-Cylinder Method)

C 618 Standard Specification for Fly Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use as a Mineral Admixture in Portland Cement Concrete

C 856 Standard Practice for Petrographic Examination of Hardened ConcreteC 989 Standard Specification for Ground Granulated Blast- Furnace Slag for Use in

Concrete and Mortars C 1105 Standard Test Method for Length of Concrete Due to Alkali-Carbonate Rock

ReactionC 1240 Standard Specification for Silica Fume for Use in ConcreteC 1260 Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Aggregates (Mortar-

Bar Method)C 1293 Standard Test Method for Concrete Aggregates by Determination of Length Change

of Concrete Due to Alkali- Silica Reaction

61

Canadian Standards AssociationA23.1 Concrete Materials and Methods of Concrete ConstructionA23.2 Methods of Test for Concrete

ALASALI, M.M. and MALHORTA, V.M. Role of Concrete Incorporating High Volume of Fly Ash in Controlling Expansion due to Alkali-Aggregate Reaction. ACI Mater. Journ., 1991, vol. 88, ,no. 2, p. 159-163.

ALDERMAN, A. R., GASKIN, A. J., JONES, R. H. and VIVIAN, H. E. Australian Aggregates and Cements in Studies In Cement-Aggregate Reaction, Bulletin No. 229, Council for Scientific and Industrial Research, Melbourne, Australia, 1947, p. 1-46.

ASGEIRSSON, H. Intermilled silica fume in Icelandic cement. Concr. Internat., 1992, vol 14, no. 7, p. 56.

ASTM, Committee C-9, Subcommittee II-b . Final Report on Cooperative Tests of Proposed Tentative Method for Potential Volume Change of Cement-Aggregate Combinations, and Proposed Tentative Method for Test for Potential Abnormal Expansion of Cement-Aggregate Combinations In Proceedings, ASTM, V. 54, Philadelphia, Pa., 1954, p. 356-373.

AWAL, A. S. M. et al. The effectiveness of palm oil fuel ash in preventing expansion due to alkali-silica reaction. Cem Concr. Compos., 1997, vol.19, no.4, p.367-372.

BERUBE, M. A. and DUCHESNE, J. Evaluation of Testing Methods Used in Assessing the Effectiveness of Mineral Admixtures in Suppressing Expansion Due to Alkali-Aggregate Reaction In SP 132, V. 1, V. M. Malhotra, ed., American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 1992, p. 549-575.

BERUBE, M. A., FOURNIER, B., DUPONT, N., MONGEAU, P. and FRENETTE, J. A Simple Autoclave Mortar Bar Method for Assessing Potential Alkali-Aggregate Reactivity in Concrete In Proceedings, Ninth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, The Concrete Society, London, 1992, pp. 81-91.

BERUBE, M.A. and DUCHESNE, J. Does Silica Fume Merely Postpone Expansion Due to Alkali-Aggregate Reactivity? Constr. Build. Mater., 1993, vol. 7, no.3, p. 137-144.

BERUBE, M. A., and FOURNIER, B. Accelerated Test methods for Alkali-Aggregate Reactivity In Advances in Concrete Technology, 2nd Ed., MSL Publication 94-1, Natural Resources, Ottawa, Canada, 1994, p. 991-1044.

BERUBE, M. A., CHOUINARD, D., BOISVERT, L., FRENETTE, J. and PIGEON, M. Influence of Wetting-Drying and Freezing-Thawing Cycles, and Effectiveness of Sealers on ASR In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Ahmad Sheyan, ed., Melbourne, Australia, 1996, p. 1056-1063.

BERUBE, M. A., DUCHESNE, J., and RIVEST, M.. Alkali Contribution by Aggregates to Concrete In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, A. Sheyan, ed., Melbourne, Australia, 1996, p. 899-906.

BLACKWELL, B. Q., and PETTIFER, K. Alkali-Reactivity of Greywacke Aggregates in the Maentwrog Dam (North Wales) In Magazine of Concrete Research, V. 44, No. 11, 1992, p. 255-264.

BLANKS, R. F. (1946). Effect of Alkalies in Portland Cement on the Durability of Concrete In ASTM Bulletin No. 142, p. 28-34.

BLESZYNSKI, R.F. et al Microstructural studies of alkali-silica reaction in fly ash concrete immersed in alkaline solutions. Adv.Cem.Based Mater. 1998, vol.7, no.2, p.66-78.

BONZEL, V. J., and DAHMS, J. Alkali-Aggregate Reaction in Concrete In Beton Herstellung Verwendung, V. 23, No. 11, p. 495-500, and No. 12, pp. 547-554, Berlin, Germany. (in German), 1973

62

BUCK, A. D. Control of Reactive Carbonate Rocks in Concrete In Technical Report C-75-3, U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, Corps of Engineers, Vicksburg, Miss., Sept., 1975, 36 p.

BUCK, A. D. and MATHER, K. Reactivity of Quartz at Normal Temperatures In Technical Report SL-84-12, U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, Corps of Engineers, Vicksburg, Miss., July, 1984, 28 p.

CARSE, A., DUX, P.F. Measurement of concrete expansive strains due to alkali-silica reaction in Australian concrete structures. Cem. Concr. Res., 1990, vol. 20, no. 3, p. 376-384.

CAVALCANTI, A. J. C. T. Alkali-Aggregate Reaction at Moxoto Dam, Brazil In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Canada, 1987, p. 168-172.

CHAIKEN, B. and HALSTEAD, W. J. Correlation Between Chemical and Mortar Bar Tests for Potential Alkali Reactivity of Concrete Aggregates In Public Roads, V. 30, 1958, p. 177.

CHATTERJI, S. An Accelerated Method for Detection of Alkali-Aggregate Reactivities of Aggregates In Cement and Concrete Research, V. 8, 1978, p. 647-650.

CHATTERJI, S. Mechanisms of Alkali-Silica Reaction and Expansion In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 173-186.

CHATTERJI, S., THAULOW, N. and JENSEN, A. D. Studies of Alkali Silica Reaction, Part 4: Effect of Different Alkali Salt Solutions on Expansion In Cement and Concrete Research, V. 17, 1987,p. 777-783.

CHEN, H., SOLES, J.A. and MALHORTA, V.M. Investigations of Supplementary Cementing Materials for Reducing Alkali-Aggregate Reactions. Cem. Concr. Composites, 1993, vol. 15, no. 1-2, p. 75-85.

CLAYTON, N.; CURRIE, R.J. and MOSS, R.M. The Effects of Alkali-silica Reaction on the Strength of Presstressed Concrete Beams. The Structural Engineer, 1990, vol. 68, no. 15, p.287-292.

CONCRETE SOCIETY WORKING PARTY Alkali-Silica Reaction: Minimizing the Risk of Damage: Guidance Notes and Model Specification Clauses In Technical Report 30, Concrete Society, London, England, 1987, 34 p.

CONROW, A. D. Studies of Abnormal Expansion of Portland Cement Concrete In Proceedings, ASTM, V. 52, Philadelphia, Pa, 1952, p. 1205.

DAHMS, J. Influences on the Alkali-Aggregate Reaction under Field Conditions In Proceedings, 1976 Alkali Symposium, London, Cement and Concrete Association, Wexham, United Kingdom, 1977, p. 277-290.

DAVIES, G. and OBERHOLSTER, R. E. Use of the NBRI Accelerated Test to Evaluate the Effectiveness of Mineral Admixtures in Preventing the Alkali-Silica Reaction In Cement and Concrete Research, V. 17, 1986, p. 97-107.

DAVIES, G. and OBERHOLSTER, R. E. An Interlaboratory Test Programme on the NBRI Accelerated Test to Determine the Alkali-Reactivity of Aggregates In Special Report BOU 92-1987, National Building Research Institute, CSIRO, Pretoria, South Africa, 1987, 16 p.

DEMERCHANT, D. P., FOURNIER, B. and MALHOTRA, V.M. Alkali-Aggregate Reactivity in New Brunswick, CANMET, 1995, 44 p.

DIAMOND, S. A Review of Alkali-Silica Reaction and Expansion Mechanism, Part 2: Reactive Aggregates In Cement and Concrete Research, V. 6, 1976, p. 549-560.

DIAMOND, S. Chemical Reactions Other than Carbonate Reactions In Special Technical Publication 169-B, ASTM, Philadelphia, Pa, 1978, p. 708-721.

DIAMOND, S. ASR—Another Look at Mechanisms In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 83-94.

63

DOLAR-MANTUANI, L. Expansion of Gull River Carbonate Rocks in Sodium Hydroxide In Highway Research Record, No. 45, Highway Research Board, Washington, D. C., 1964, p. 178-195.

DOLAR-MANTUANI, L. Petrographic Aspects of Siliceous Alkali Reactive Aggregates In Proceedings, Symposium on Alkali-Aggregate Reaction, Reykjavik, Iceland, 1975, p. 87-100.

DOLAR-MANTUANI, L. Handbook of Concrete Aggregates: A Petrographic and Technological Evaluation In Noyes Publications, Park Ridge, N. J., 1983, p.345.

DUCHESNE, J. and BÉRUBÉ, M.-A. Available Alkalies from Supplementary Cementing Materials. ACI Mater. Journ. 1994, vol. 91, no. 3, p. 289-299

DUCHESNE, J. and BERUBE, M. A. Effect of Deicing Salt and Sea Water on ASR: New Considerations Based on Experimental Data In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Melbourne, 1996, p. 830-837.

DUNSTAN, E. R., Jr. The Effect of Fly Ash on Concrete Alkali-Aggregate Reaction In Cement, Concrete, and Aggregates, V. 3, No. 2, Winter, 1981, p. 101-104.

DURAND, B. et al. Alkali-Silica reaction: The relation between pore solution characteristics and expansion test results. Cem. Concr. Res., 1990, vol. 20, no.3, p. 419-428.

DURAND, B. and CHEN, H. Preventive Measures Against Alkali-Aggregate Reactivity In Petrography and Alkali-Silica Reactivity CANMET Course Manual, 1991, p. 399-489.

FARBIARZ, J., CARRASQUILLO, R. L. and SNOW, P. G. Alkali-Aggregate Reaction in Concrete Containing Fly Ash In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1986, p. 55-59.

FARBIARZ, J., SCHUMAN, D. C., CARRASQUILLO, R. L. and SNOW, P. G. Alkali-Aggregate Reaction in Fly Ash Concrete In Proceedings, Eighth Inter-national Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 241-246.

FOSTER, B. E. Admixtures for Concrete In ACI Committee 212, ACI JOURNAL, Proceedings V. 60, Farmington Hills, Mich., 1963, p.1481-1523.

FOURNIER, B., BERUBE, M. A. and BERGERON, G. A Rapid Autoclave Mortar Bar Method to Determine the Potential Alkali-Silica Reactivity of St. Lawrence Lowlands Carbonate Aggregates (Quebec, Canada) In Cement, Concrete and Aggregates, V. 13, No. 1, Summer 1991, 1991, p. 58-71.

FOURNIER, B. and BERUBE, M. A. Application of the NBRI Quick Mortar Bar Test to Determine the Alkali Reactivity of the Carbonate Aggregate Aggregates Produced in the St. Lawrence Lowlands (Quebec, Canada), Part II: Proposed Limits, Rates of Expansion and Microstructures of the Reaction Products In Cement and Concrete Research, V. 21, 1991, p. 1069-1082.

FOURNIER, B., and BERUBE, M. A. The Use of the Gel Pat Test to Evaluate the Potential Alkali-Reactivity of Carbonate Aggregates of the St. Lawrence Lowlands of Quebec In Cement and Concrete Composites, V. 15, 1993, p. 49-73.

FOURNIER, B., BILODEAU, A and MALHOTRA, V. M. CANMET/Industry Research Consortium on Alkali-Aggregate Reactivity In Proceedings, CANMET/ACI Workshop on AAR in Concrete, Dartmouth, Nova Scotia, Canada, Oct., 1995, p. 169-180.

FRENCH, W.J. Avoiding concrete aggregate problems. In Improving Civil Engineering Structures - Old and New. Ed. W.J. French. Basildon (UK), Geotechnical Publ. Ltd. 1994, p. 65-95.

GEBHARDT, R. F. Survey of North American Portland Cements: 1994 In Cement, Concrete, and Aggregates, V. 17, No. 2, Dec., 1994, p. 145-189.

GILLOTT, J. E. Cell Test Method for Study of Alkali-Carbonate Reactivity In Proceedings, ASTM, Philadelphia, Pa, V. 63, 1963, p. 1195-1206.

GILLOTT, J. E., DUNCAN, M. A. G. and SWENSON, E. G. Alkali-Aggregate Reaction in Nova Scotia, Part IV: Character of the Reaction In Cement and Concrete Research, V. 3, 1973, p. 521-535.

64

GOLAM, A.M. and RASHEEDUZZAFAR Cathodic Protection Current Accelerates the Alkali Silica Reaction. ACI Mater. Journal, 1993, vol. 90, no. 3, p. 247-252.

GRATTAN-BELLEW, P. E. Canadian Experiences of Alkali Expan-sivity in Concrete In Proceedings, Fifth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, Capetown, South Africa, S252/6, 1981a, p. 11.

GRATTAN-BELLEW, P. E. A Review of Test Methods for Alkali-Expansivity of Concrete Aggregates In Proceedings, Fifth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, Capetown, South Africa, S252/9, 1981b, p. 13.

GRATTAN-BELLEW, P., E. Evaluation of Test Methods for Alkali-Aggregate Reactivity In Proceedings, Sixth International Conference on Alkalis in Concrete, Copenhagen, Denmark, 1983, p. 303-314.

GRATTAN-BELLEW, P. E. Test Methods and Criteria for Evaluating the Potential Reactivity of Aggregates In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 279-294.

GRATTAN-BELLEW, P. E. Microcrystalline Quartz Undulatory Extinction and the Alkali-Silica Reaction In Proceedings, Ninth International Conference on AAR in Concrete, London, 1992, p. 383-394.

GRATTAN-BELLEW, P. E. Alkali Contribution from Limestone Aggregate to Pore Solution of Old Concrete In ACI Materials Journal, V. 91, No. 2, Mar.-Apr., 1994, p. 173-177.

GRATTAN-BELLEW, P. E. Laboratory Evaluation of Alkali-Silica Reaction in Concrete from Saunders Generating Station In ACI Materials Journal, V. 92, No. 2, Mar.-Apr., 1995, p. 126-134.

GRATTAN - BELLEW, P.E. A critical review of ultra-accelerated tests for alkali-silica reactivity. Cem. Concr. Comp., 1997, vol. 19, no. 5/6, p. 403-414.

GUDMUDSSON, G. Alkali-Aggregate Reaction in Concrete In Report No. 12, Icelandic Research Institute, Reykjavik, Iceland, 1971, p. 93.

GUDMUNDSSON, G. and OLAFSSON, H. Silica Fume in Concrete— 16 Years of Experience in Iceland In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Melbourne, Australia, 1996, p. 562-569.

GUDMUNDSSON, G. and OLAFSSON, H. Alakali-silica reactions and silica fume 20 years of experience in Iceland. Cem. Concr. Res., 1999, vol. 29, no. 8, p. 1289-1297.

GUO, H. et al., Restrained alkali-aggregate expansion due t steel fibre additions in concrete., Mag. Concr. Res., 1999, vol. 51, no. 1, p. 65-69.

HADLEY, D. W. Alkali Reactivity of Carbonate Rocks-Expansion and Dedolomitization In Proceedings, Highway Research Board, Washing-ton, D. C., V. 40, 1961, p. 462-474.

HADLEY, D. W. Alkali-Reactive Carbonate Rocks in Indiana—A Pilot Regional Investigation In Highway Research Record No. 45, Highway Research Board, Washington, D. C., 1964, p. 196-221.

HADLEY, D. W. Field and Laboratory Studies on the Reactivity of Sand-Gravel Aggregates In Journal of the Portland Cement Association Research and Development Laboratories, Skokie, Ill, V. 1, No. 3, Jan., 1968, p. 17-33.

HANNA, W. C. Unfavorable Chemical Reactions of Aggregate in Concrete and a Suggested Corrective In Proceedings, ASTM, V. 47, Philadelphia, Pa., 1947, p. 986-1009,

HANSEN, W. C. Studies Relating to the Mechanism by which the Alkali-Aggregate Reaction Produces Expansion in Concrete In ACI JOURNAL, Proceedings V. 40, 1944, p. 213-227.

HANSEN, W. C. Inhibiting Alkali-Aggregate Reaction with Barium Salts In ACI JOURNAL, Proceedings V. 31, 1960, p. 881-883.

65

HAUGEN, M. and JENSEN, V. Petrographic analysis of Norwegian slow/late expanzive alkali reactive aggregates. In Proc. Nordic Concrete Research Meeting, Goteborg, Sveden, 1993, p. 17-19.

HEIJNEN, W.M.M. and LARBI, J.A. Preventive measures against concrete damage to ASR in the Netherlands current state-of-affairs. Heron, 1999, vol. 44, no. 4, p. 285-298.

HELMUTH, R. Alkali-Silica Reactivity: An Overview of Research In SHRP-C-342, Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington, D. C., 1993, p. 105.

HOBBS, D. W. Effect of Mineral and Chemical Admixtures on Alkali-Aggregate Reaction In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 173-186.

HOOTON, D. and ROGERS, C. A. Evaluation of Rapid Test Methods for Detecting Alkali-Reactive Aggregates Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 439-444.

HOOTON, D. and ROGERS, C. A. Development of the NBRI Rapid Mortar Test Leading to its Use in North America Proceedings, Ninth International Conference on AAR in Concrete, London, 1992, p. 461-467.

HOOTON, D. Interlaboratory Study of the NBRI Rapid Test Method and CSA Standardization Statusm In Report EM-92, Ontario Ministry of Transportation, 1990, p. 225-240.

HOOTON, R.D. Influence of Silica Fume Replacement of Cement on Physical Properties and Resistance to Sulfate Attack Freezing and Thaving, and Alakli-Silica Reactivity. ACI Mater. Journ., 1993, vol. 90, no. 2, p. 143-152.

HUDEC, P. P. and LARBI, E. Y. Chemical Treatments and Additives to Minimize Alkali Reactivity In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 193-198.

HUDEC, P.P. and BANAHENE, N.K. Chemical treatment and additives for controlling alkali reactivity. Cem. Concr. Composites, ,1993, vol.15, no. 1-2, p. 21-26.

IMAI, H., YAMASAKI, T., MAEHARA, H. and MIYAGAWA, T. The Deterioration by Alkali-Silica Reaction of Hanshin Expressway Concrete Structures In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1987, p. 131-135.

INSTITUTION OF STRUCTURAL ENGINEERS Structural Effects of Alkali-Silica Reaction, London, England, July, 1992, p. 45.

INTERNATIONAL COMMISSION ON LARGE DAMS Alkali-Aggregate Reaction in Concrete Dams In Bulletin 79, 1991, p. 158.

JENSEN, A. D., CHATTERJI, S., CHRISTENSEN, P., THAULOW, N. and GUDMUNDSSON, H. Studies of Alkali-Silica Reaction, Part I: A Comparison of Two Accelerated Test Methods In Cement and Concrete Research, V. 12, 1982, p. 641-647.

JENSEN, A. D., CHATTERJI, S., CHRISTENSEN, P. and THAULOW, N. (1984). “Studies of Alkali-Silica Reactions, Part II: Effect of Air-Entrainment on Expansion,” Cement and Concrete Research, V. 14, pp. 311-314.

JOHANSEN, V. Cement Production and Cement Quality In Material Science of Concrete I, Jan P. Skalny, ed., The American Ceramic Society, 1989, p. 27-72.

JOHNSTON, C. D. Alkali-Silica Reactivity in Concrete—Importance of Cement Content and Alkali Equivalent In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1986, p. 477-482.

JONES, A.E.K. et. al. The suitability of cores in predicting the behaviour of structural members suffering from ASR. Mag. Concr. Res., 1994, vol. 46, no. 167, p. 145-150.

JONES, T. R., WALTERS, G. V. and KOSTUCH, J. A. Role of Metakaolin in Suppressing ASR in Concrete Containing Reactive Aggregate and Exposed to Saturated NaCl Solution In

66

Proceedings, Ninth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, London, England, July, 1992, p. 485-496.

KAMIMOTO, H. and WAKASUGI, M. Effect of Coating with Flexible Polymer-Modified Cement Mortar on Inhibition of Alkali-Silica Reaction In Polymer-Modified Hydraulic Cement Mixtures, ASTM STP 1176, L. A. Kuhlmann and D. G. Walters, eds., ASTM, West Conshohocken, Pa, 1992, p. 34-43.

KAWAMURA, M. and TAKEMOTO, K. Correlation Between Pore Solution Composition and Alkali Silica Expansion in Mortars Containing Various Fly Ashes and Blastfurnace Slags In International Journal of Cement Composites and Lightweight Concrete, V. 10, No. 4, 1984, p. 215.

KAWAMURA, M., KOIKE, M. and NAKANO, N. Release of Alkalis from Reactive Andesitic Aggregates and Fly Ashes into Pore Solution In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, July, 1989, p. 271-278.

KERR, P. F. Optical Mineralogy, McGraw-Hill Books, New York, N. Y., 1959, p. 442.KOSMATKA, S. H. and PANARESE, W. C. Design and Control of Concrete Mixtures,

13th Ed., EB001.3T, Portland Cement Association, Skokie, Ill., 1988, p. 205.KOSMATKA, S. H. and FIORATO, A. E. Detecting and Avoiding Alkali-Aggregate

Reactivity In Concrete Technology Today, Portland Cement Association, Skokie, Ill., V. 12, No. 3., 1991.

LANE, D. S. and OZYILDIRIM, H. C. Use of Fly Ash, Slag, or Silica Fume to Inhibit Alkali-Silica Reactivity VTRC 95-R21, Virginia Transportation Research Council, Charlottesville, Va, June, 1995, p. 38.

LANGLEY, W. S., FOURNIER, B. and MALHOTRA, V. M. Alkali-Aggregate Reactivity in Nova Scotia, CANMET, 1993, p. 36.

LEE, C. Active Alkalies in Cement-Fly Ash Paste In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 223-228.

LERCH, W. A Cement-Aggregate Reaction that Occurs with Certain Sand-Gravel Aggregates In Journal of the Portland Cement Association Research and Development Laboratories, Skokie, Ill., V. 1, No. 3, 1959, p. 42-50. (Also PCA Research Department Bulletin No. 122)

LI, Z. et al., The combined influence of chemical and mineral admixtures on the alkali-silica reaction. Mag. Concr. Res., 1999 vol. 51, no. 3, p. 163-169.

LUMLEY, J.S. The ASR Expansion of Concrete Prisms Made from Cements Partially Replaced by Ground Granulated Blastfurnace Slag. Constr. Build. Mater., 1993, vol. 7, no. 2, p. 95-9p.

MALHOTRA, V. M. and FOURNIER, B. Overview of Research on Alkali-Aggregate Reactions at CANMET In Proceedings, CANMET/ACI International Workshop on Alkali-Aggregate Reactions in Concrete, Nova Scotia, Canada, 1995, p. 1-45.

MATHER, B. Discussion of a Paper by Leonard Bean and J. J. Tregoning: Reactivity of Aggregate Constituents in Alkaline Solutions In ACI JOURNAL, Proceedings V. 41, p. 52.

MATHER, B. Petrographic Identification of Reactive Constituents in Concrete Aggregates In Proceedings, ASTM, V. 48, 1945, 1948, p. 1120-1127.

MATHER, B. Use of Admixtures to Prevent Excessive Expansion of Concrete Due to Alkali-Silica Reaction In Transportation Research Record No. 1382, Transportation Research Board, NAS-NRC, Washington, D. C., 1993, p. 99-103.

MATHER, B. How to Avoid Excessive Expansion of Concrete Due to Alkali-Aggregate Reaction In Proceedings, Second International Conference on Alkali-Aggregate Reactions in Hydroelectric Plants and Dams, U. S. Committee on Large Dams, Denver, Colo., 1995, p. 421-439.

67

MATHER, K. Examination of Cores from Four Highway Bridges in Georgia In Miscellaneous Paper C-73-11, U. S. Army Engineer Water-ways Experiment Station, Corps of Engineers, Vicksburg, Miss., 1973, p. 36.

MCCAFFERY, R. S., OESTERLE, J. F. and SHAPIRO, L. Composition of Iron Blastfurnace Slag In Technical Publication No. 19, American Institute of Mining, Metallurgical and Petroleum Engineers, N. Y., 1927, p. 42.

MCCOY, W. S. and CALDWELL, A. G. New Approach to Inhibiting Alkali-Aggregate Expansion In ACI JOURNAL, Proceedings V. 47, 1951, p. 693-708.

MEISSNER, H. S. Cracking in Concrete Due to Expansive Reaction between Aggregate and High-Alkali Cement as Evidenced in Parker Dam In ACI JOURNAL, Proceedings V. 37, Apr., 1941, p. 549-568.

MEISSNER, H. S. Discussion: California Experience with the Expansion of Concrete Through Reaction Between Cement and Aggregate In ACI JOURNAL, Proceedings V. 38, Jan., 1942, p. 209-366. (Discussion, Nov. 1942, ACI JOURNAL, Proceedings, V. 39, p. 236.1-236.7).

MID-ATLANTIC REGIONAL TECHNICAL COMMITTEE. Guide to Alkali-Aggregate Reactivity, Silver Spring, Md., June, 1993a, p. 17.

MID-ATLANTIC REGIONAL TECHNICAL COMMITTEE Guide Specifications for Concrete Subject to Alkali-Silica Reactions, Silver Spring, Md., June, 1993b, p. 5.

MIELENZ, R. C., GREENE, K. T. and BENTON, E. J. Chemical Test for the Reactivity of Aggregates with Cement Alkalies: Chemical Processes in Cement-Aggregate Reaction In ACI JOURNAL, Proceedings V. 4 4 , 1948, p. 193-221.

MIELENZ, R. C., WITTE, L. P. and GLANTZ, O. J. Effect of Calcination on Natural Pozzolans In Special Technical Publication No. 99, ASTM, Philadelphia, Pa, 1950, p. 43.

MIELENZ, R. C. and BENTON, E. J. Evaluation of the Quick Chemical Test for Alkali Reactivity of Concrete Aggregate In Bulletin 171, Highway Research Board, Washington, D. C., 1958, p. 1.

MIELENZ, R. C. and WITTE, L. P. Tests Used by the Bureau of Reclamation for Identifying Reactive Concrete Aggregates In Proceedings, ASTM, Philadelphia, Pa, V. 48, 1988, p. 1071-1105.

MONTEIRO, P. J. M. et. al. Influence of mineral admixtures on the Alkali-aggregate reaction. Cem. Concr. Res., 1997, vol. 27, no. 12, p.1899-1909.

MOORE, A. E. Effect of Electric Current on Alkali-Silica Reaction In Proceedings, Fourth International Conference on the Effects of Alkalis in Cement and Concrete, Purdue University, West Lafayette, Ind., Publication CE-MAT-1-78, 1978, p. 69-72.

MORANVILLE-REGOURD, M. Modelling of Expansion Induced by ASR—New Approaches In Proceedings, Tenth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, A. Shayan, ed., Melbourne, Australia, 1996, p. 51-67.

MORGAN, D. R.Examples of Alkali-Aggregate Reactivity in Concrete Structures in Western Canada In Report EM-92, Ministry of Transportation, Ontario, Canada, Mar., 1990, p. 35-49.

MUKHERJEE, P. K., and BICKLEY, J. A. Performance of Glass as Concrete Aggregate In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Canada, 1987, p. 36-42.

MULLICK, A. K., SAMUEL, G. and GHOSH, S. N. Identification of Reactive Aggregates Containing Strained Quartz by SEM and IR In Proceedings, Seventh International Conference on Cement Microscopy, Inter-national Cement Microscopy Association, Feb. 17, 1998, Duncanville, Tex., 1985, p. 316-332.

NAIQIAN, F., HONGWEI, J. and ENYI, C. Study on the suppression effect of natural zeolite on expansion of concrete due to alkali-aggregate reaction. Mag. Concr. Res., 1998, vol. 50, no. 1, p. 17-24.

68

NAIQIAN, F. et al. Mechanism of natural zeolite powder in preventing alkali-silica reaction in concrete. Adv. Cem. Res., 1998, vol.10, no.3, p.101-108.

NATESAIYER, K. and HOVER, K. C. In Situ Identification of ASR Products in Concrete In Cement and Concrete Research, V. 18, 1988, p. 455-463.

NATESAIYER, K., and HOVER, K. C. Further Study of an In Situ Method for Identification of Alkali Silica Reaction Products in Concrete In Cement and Concrete Research, V. 19, 1989, p. 770-778.

NATESAIYER, K., and HOVER, K.C. Chemical Agents for Reducing Solubility of Silica in 1n Sodium Hydroxide. Cem. Concr. Res., 1992, vol. 22, no. 4, p. 653-662.

NATIONAL BUILDING STUDIES Reactions between Aggregates and Cement, Part VI: Alkali-Aggregate Interaction: Experience with Some Forms of Rapid and Accelerated Test Procedures In NBS Research Paper No. 25, Her Majesty’s Stationery Office, London, England, 1958, p. 64.

NEWLON, H. H., Jr. and SHERWOOD, W. C. .An Occurrence of Alkali-Reactive Carbonate Rock in Virginia In Bulletin 355, Highway Research Board, Washington, D. C., 1962, p. 27-44.

NEWLON, H. H., Jr., SHERWOOD, W. C. and CULLEN .Methods for Reducing Expansion of Concrete Caused by Alkali-Carbonate Rock Reactions In Highway Research Record No. 45, Highway Research Board, Washington, D. C., 1964, p. 134-150.

NEWLON, H. H., Jr., OZOL, M. A. and SHERWOOD, W. C. An Evaluation of Several Methods for Detecting Alkali-Carbonate Reaction In Progress Report No. 5, 71-R33, Virginia Highway Research Council, Charlottesville, Va., May, 1972, p.73.

NEWLON, H. H., Jr., SHERWOOD, W. C. and OZOL, M. A. Potentially Reactive Carbonate Rocks—A Strategy for Use and Control of Potentially Reactive Carbonate Rocks Including an Annotated Bibliography of Virginia Research In Progress Report No. 8, 71-R41, Virginia High-way Research Council, Charlottesville, Va., 1972, p. 18.

NIXON, P.J. Soukromé sdělení. Vídeň, zasedání TC RILEM AAR, květen 2001.NIXON,P.J. et al - (členové RILEM TC 106 - AAR). Alkali-aggregate reaction -

Recommendations - A-TC106-2 (nyní AAR-2) - Detection of potential alkali-reactivity of aggregates - The ultra -accelerated mortar-bar test. Mater. Struct., 2000, vol. 33, no. 229, p. 283-289.

NIXON, P.J. et al (členové RILEM TC 106 - AAR). Alkali-aggregate reaction - Recommendations - B-TC106-3 (nyní AAR-2) Detection of potential alkali-reactivity of aggregates - Method for aggregate combinations using concrete prisms. Mater. Struct., 2000, vol. 33, no. 229, p. 290-293.

NIXON, P. J. and PAGE, C. L. Pore Solution Chemistry and Alkali-Aggregate Reaction SP-100, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 1978, p. 1833.

NORDTEST. Alkali-Silica Reactivity Accelerated Test In Nordtest Building Method 295, Nordtest, Helsinki, Finland, 1985, p. 220-224.

OBERHOLSTER, R. E. Alkali Reactivity of Siliceous Rock Aggregates: Diagnosis of the Reaction, Testing of Cement and Aggregate, and Prescription of Preventive Measures In Proceedings, Sixth International Conference on Alkali in Concrete Research and Practice, G. M. Idorn and S. Rostam, eds., Copenhagen, Germany, 1983, p. 419-433.

OBERHOLSTER, R. E. and DAVIES, G. An Accelerated Method for Testing the Potential Alkali Reactivity of Siliceous Aggregates In Cement and Concrete Research, V. 16, 1986, p. 181-189.

OBERHOLSTER, R. E. Case Studies of the Practical and Economic Impact of Alkali-Silica Reaction in South Africa In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Melbourne, Australia, 1996, p. 123-132.

69

OHAMA, Y., KATSUNORI, D. and KAKEGAWA, M. Inhibiting Alkali-Aggregate Reaction with Chemical Admixtures In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 187-192.

OLAFSSON, H. AAR Problems in Iceland In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 65-70.

OZOL, M. A., and NEWLON, H. H., Jr. Bridge Deck Deterioration Promoted by Alkali-Carbonate Reaction: A Documented Example In Transportation Research Record No. 525, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, D. C., 1974, p. 55-63.

OZOL, M. A. Alkali-Silica Reaction of Concrete in Electrical Substation Piers Accelerated by Electrical Currents In Petrography Applied to Concrete and Concrete Aggregates, ASTM STP 1061, B. Erlin and D. Stark, eds., 1990, p. 106-120.

OZOL, M. A. and DUSENBERRY, D. O. Deterioration of Precast Panels with Crushed Quartz Coarse Aggregate Due to Alkali-Silica Reaction SP-131, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 1992, p. 407-415.

OZOL, M. A. Alkali Carbonate Rock Reaction In Significance of Tests and Properties of Concrete and Concrete-Making Materials, P. Klieger and J. Lamond, eds., ASTM STP 169 C, 1994, p. 372-387.

PETTERSSON, K. Effects of Silica Fume on Alkali-Silica Expansion in Mortar Specimens In Cement and Concrete Research, V. 22, 1992, p. 15-22.

PORTLAND CEMENT ASSOCIATION Maintenance of Joints and Cracks in Concrete Pavements IS188.01P, Portland Cement Association, Skokie, Ill., 1976a, p. 10.

PORTLAND CEMENT ASSOCIATION Patching Concrete Pavements IS189.01P, Portland Cement Association, Skokie, Ill., 1976b, p.15.

PORTLAND CEMENT ASSOCIATION Guide to Concrete Resurfacing Designs and Selection Criteria EB087, Portland Cement Association, Skokie, Ill., 1981, p.12.

PORTLAND CEMENT ASSOCIATION. “Guide Specifications for Concrete Subject to Alkali-Silica Reactions IS415, Portland Cement Association, Skokie, Ill., Jan., 1994, p. 7.

POWERS, T. C. and STEINOUR, H. H. An Interpretation of Published Researches on the Alkali-Aggregate Reaction In ACI JOURNAL, Proceedings V. 51, 1955, p. 497-516 and 785-812.

PREZZI, M. et al., Alkali-silica reaction. Part 2: The effect of chemical admixtures., ACI Mater. J., 1998, vol. 95, no. 1, p.3-10.

QINGHAN, B. et al. Preliminary study of effect of LiNO2 on expansion of mortars subjected to alkali-silica reaction. Cem. Concr. Res., 1995, V. 25, No. 8, p. 1647-1654.

RAMACHANDRAN, V.S. Alkali-aggregate expansion inhibiting admixtures. Cement Concrete Composites, 1998, vol. 20, no. 2/3, p. 149-161.

REGOURD, M., HORNAIN, H. and POITEVIN, P. The Alkali-Aggregate Reaction-Concrete Microstructural Evolution In Proceedings, Fifth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, Capetown, South Africa, 1981, p.12.

REPORT OF CONCRETE SOCIETY SUBCOMITTEE Investigation of structures affected by ASR concrete, 1997, vol. 31, no. 3, p. 25-27.

RILEM Recommended Test Method TC-106-1 (nyní AAR-1). Detection of potential alkali-reactivity of aggregates: Petrografic method. Final Committee Draft

ROBERT, E. C. The Influence of Pulverized Fuel Ash on ASR: Behavioral Differences between Mortars Containing Pyrex Glass and Beltane Opal In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1986, p. 98-103.

ROGERS, C. A. Alkali-Aggregate Reaction in Ontario In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, Ottawa, Ontario, Canada, 1987, p. 5-9.

70

ROGERS, C. A. Alkali-Aggregate Reactions in Canada In Canadian Developments in Testing Aggregates for Alkali-Aggregate Reactivity, Report EM-92, Ministry of Transportation, Ontario, Canada, Mar., 1990, p. 1-9.

ROGERS, C. A., and HOOTON, R. D. Leaching of Alkalies in Alkali-Aggregate Reaction Testing In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, July, 1989, p. 327-332.

ROGERS, C. A., and HOOTON, R. D. Comparison between Laboratory and Field Expansion of Alkali-Carbonate Reactive Concrete In Proceedings, Ninth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, London, England, 1992, p. 877-884.

RYELL, J., CHOJNACKI, B., WODA, G. and KOGNUSZY, Z. D. The Uthoff Quarry Alkali-Carbonate Rock Reaction—A Laboratory and Field Performance Study In Transportation Research Record No. 525, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, D. C., 1974, p. 43-53.

SAKAGUCHI, Y., TAKAKURA, M., KITAGAWA, A., A, T., TOMOSAWA, F. and ABE, M. The Inhibiting Effect of Lithium Compounds on Alkali-Silica Reaction In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 229-234.

SALOMON, M. and GALLIAS, L. Rapid Test Method for Evaluating Potential Alkali-Aggregate Reactivity of Aggregates by Autoclaving Treatment In Proceedings, Ninth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, The Concrete Society, London, England, 1992, p. 933-952.

SHERWOOD, W. C. and NEWLON, H. H., Jr. A Survey for Reactive Carbonate Aggregates in Virginia In Highway Research Record No. 45, Highway Research Board, Washington, D. C., 1964, p. 222.

SIMS, I. The Application and Reliability of Standard Testing Procedures for Potential Alkali-Aggregate Reactivity In Proceedings, Fifth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, S252/13, Capetown, South Africa, 1981, p.11.

SIMS, I. and NIXON, P. Alkali-reactivity - A new international scheme for assessing aggregates. Concrete, 2001, vol. 35, no. 1, p. 36-36.

SMITH, P. Learning to Live With a Reactive Carbonate Rock In Highway Research Record No. 45, Highway Research Board, Washington, D. C., 1964, p. 23-27.

SMITH, P. 15 Years of Living at Kingston with a Reactive Carbonate Rock In Transportation Research Record No. 525, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, D. C., 1974, p. 23-27.

SORRENTINO, D., CLEMENT, J. Y. and GOLBERG, J. M. A New Approach to Characterize the Chemical Reactivity of the Aggregates In Ninth International Conference on AAR in Concrete, The Concrete Society, London, England, 1992, p. 934-943.

STANTON, T. E. Expansion of Concrete through Reaction between Cement and Aggregate In Proceedings, American Society of Civil Engineers, 1940, p. 1781-1811. (Reprinted with discussion and closure in Transaction, ASCE, V. 107, p. 54-126)

STANTON, T. E. California Experience with the Expansion of Concrete through Reaction between Cement and Aggregate In ACI JOURNAL, Proceedings V. 38, 1942, p. 209.

STANTON, T. E. Studies of Use of Pozzolans for Counteracting Excessive Concrete Expansion from Reaction between Aggregates and Alkalis in Cement In Pozzolanic Materials in Mortars and Concretes, ASTM STP 99, ASTM, Philadelphia, Pa., 1950, p. 178-203.

STARK, D. C. Alkali-Silica Reactivity in the Rocky Mountain Region In Proceedings, Fourth International Conference of the Effects of Alkalies in Cement & Concrete, Purdue University, June, 1978, p. 235-243.

STARK, D. C. Alkali-Silica Reactivity: Some Reconsiderations In Cement, Concrete, and Aggregates, V. 2, No. 2, Winter, 1980, p. 92-94.

71

STARK, D. C. Alkali-Silica Reactivity in Five Dams in South-western United States In Report REC-ERC-85-10, U. S. Bureau of Reclamation, Denver, Colo., 1985, p. 64.

STARK, D. C. and BHATTY, M. S. Y. Alkali-Silica Reactivity: Effect of Alkali in Aggregate on Expansion In Alkalies in Concrete, ASTM STP 930, 1986, p. 16-30.

STARK, D. C. The Moisture Condition of Field Concrete Exhibiting Alkali-Silica Reactivity SP-126, American Concrete Institute, Farming-ton Hills, Mich., 1991a, p. 973-987.

STARK, D. C. How to Evaluate the State of Alkali-Silica Reactivity (ASR) in Concrete In Concrete Repair Digest, Aug.-Sept., 1991b, p. 104-107.

STARK, D. C. Handbook for Identification of Alkali-Silica Reactivity in Highway Structures SHRP-C/FR-91-101, Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington, D. C., 1991c , p.49.

STARK, D. C., MORGAN, B., OKAMOTO, P. and DIAMOND, S. Eliminating or Minimizing Alkali-Silica Reactivity SHRP-C-343, Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington, D. C., 1993, p. 266.

STARK, D. C. Alkali-Silica Reaction in Concrete In Significance of Tests and Properties of Concrete and Concrete-Making Materials, ASTM STP 169 C, P. Klieger and J. Lamind, eds., 1994, p. 365-371.

STOKES, D. Use of Lithium to Control Alkali-Silica Reactivity In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Melbourne, Australia, 1996, p. 862-867.

SWAMY, R. N., ed. The Alkali-Silica Reaction in Concrete, Van Nostrand Reinhold, New York, N. Y., 1992, p. 336.

SWENSON, E. G. A Reactive Aggregate Undetected by ASTM Tests In Bulletin No. 266, ASTM, Philadelphia, Pa., 1957, p. 48-51.

SWENSON, E. G. and GILLOTT, J. E. Characteristics of Kingston Carbonate Rock Reaction: Concrete Quality Control, Aggregate Characteristics and the Cement Aggregate Reaction In Highway Research Bulletin No. 275, Highway Research Board, Washington, D. C., 1960, p. 18-31.

TANG, M. S., DENG, M., XU, Z., LAN, X. and HAN, S. F. Alkali-Aggregate Reactions in China In Proceedings, Tenth International Conference on AAR in Concrete, Melbourne, Australia, 1996, p. 195-201.

TANG, M. S., LIU, Z. and HAN, S. F. Mechanism of Alkali-Carbonate Reaction In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1987, p. 275-279.

TANG, M. S. and LU, Y. N. Rapid Method of Determining the Alkali-Reactivity of Carbonate Rock In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1987, p. 286-287.

THAULOW, N., HOLM, J. and ANDERSEN, K. T. Petrographic Examination and Chemical Analyses of the Lucinda Jetty Prestressed Concrete Roadway In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 573-581.

THOMAS, M. Fly-ash and alkali-aggregate reaction. Adv. Cem. Concr., Proc. Engn. Found. Conf., July 24-29, 1994. Eds. M.W. Grutzek and S.L. Larkar, N. York: ASCE 1994, p. 362-376.

THOMAS, M. D. A. The Role of Fly Ash and Slag Alkalis in Alkali-Silica Reactions in Concrete In Proceedings, CANMET/ACI Inter-national Workshop on AAR in Concrete, Dartmouth, Nova Scotia, Canada, Oct., 1995, p. 181-204.

THOMPSON, M. L., GRATTAN-BELLEW, P. E. and WHITE, J. C. Application of Microscopic and XRD Techniques to Investigate Alkali-Silica Reactivity Potential of Rocks and Minerals In Proceedings, Sixteenth International Conference on Cement Microscopy, Duncanville, Tex., 1994, p. 174-192.

72

THOMPSON, G. A. Alkali-Aggregate Reaction at Mactaquac Generating Station Remedial Measures Progress Report International Conference on Concrete Alkali-Aggregate Reactions in Hydroelectric Plants and Dams, Canadian Electrical Association & Canadian National Committee of the Inter-national Commission on Large Dams, Sept. 28-Oct. 2, 1992, 1992, p. 15.

THOMPSON, G. A., STEELE, R. R. and COULSON, D. M. Management of Concrete Growth at the Mactaquac Generating Station USCOLD Second International Conference on Alkali-Aggregate Reactions in Large Dams, Chattanooga, Tenn., Oct. 1995, 1995, p. 147-159.

TUTHILL, L. H. Performance Failures of Concrete Materials and of Concrete as a Material In ACI Concrete International, V. 2, No. 1, 1980, p. 33-39.

TUTHILL, L. H. Alkali-Silica Reaction—40 Years Later In ACI Concrete International, V. 4, No. 4, 1982, p. 32-36.

U.S. ARMY CORPS OF ENGINEERS. Alkali-Silica Aggregate Reactions In Standard Practice for Concrete for Civil Works, EM 1110-2-2000, Appendix D, U.S. Army Corps of Engineers Headquarters, Washington, D. C., 1994.

VANDERSTRAETEN, A. T. Repair of Alkali-Aggregate Reaction Damage to the Motorway Structures of the Pall Street Interchange, Port Elizabeth, Republic of South Africa In Proceedings, Seventh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Ottawa, Ontario, Canada, 1986, p. 194-198.

VAN DER WALT, N., STRAUSS, P. J. and SCHNEIDER, O. Rehabilitation Analysis of a Road Pavement Cracked by Alkali-Aggregate Reaction In Proceedings, Fifth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, S252/21, Capetown, South Africa, 1981, p. 10.

WALKER, H. N. (1978). “Chemical Reactions of Carbonate Aggregates in Cement Paste,” Special Technical Publication 169-B, ASTM, Philadelphia, Pa., p. 722-743.

WANG, H. and GILLOTT, J. E. The Effect of Superplasticizers on Alkali-Silica Reactivity In Proceedings, Eighth International Conference on Alkali-Aggregate Reaction, Kyoto, Japan, 1989, p. 187-192.

WANG, H. and GILLOTT, J.E. Effect of Three Zeolite-Containing Natural Pozzolanic Materials on Alkali-Silica Reaction. Cem. Concr. and Aggregates, 1993, V. 15, No. 1, p. 24-30.

West, G. A note on undulatory extinction of quartz in granite. Quarterly Journ. Engineering Geology, V. 24, No. 1, 1991, p. 159-165.

WILLIAMS, H., TURNER, F. J. and GILBERT, C. M. Petrography: An Introduction to the Study of Rocks in Thin Sections W. H. Freeman and Company, San Francisco, Calif., 1954, p. 406.

WOOLF, D. O. Reaction of Aggregate with Low-Alkali Cement In Public Roads, V. 27, No. 3, 1952, p. 50.

XU, Z., and HOOTON, R. D. Migration of Alkali Ions in Mortar Due to Several Mechanisms In Cement and Concrete Research, V. 23, 1993, p. 951-961.

73