LUNDS TEKNISKA HÖGSKOLA LUNDS UNIVERSITET. Institutionen för Bygg- och Miljöteknologi Avdelningen för Byggnadsmaterial

Transkript

1 LUNDS TEKNISKA HÖGSKOLA LUNDS UNIVERSITET Institutionen för Bygg- och Miljöteknologi Avdelningen för Byggnadsmaterial Frysning av betong under inverkan av tvång En experimentell studie av frostens inverkan på betongkonstruktionerna i slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall efter en permafrost Freezing of concrete under the influence of constraint An experimental study of the impact of frost on the concrete structures in the final repository for short-lived radioactive waste after one permafrost Linus Pålbrink Olof Rydman TVBM-5091 Examensarbete Lund 2013

2 ISRN: LUTVDG/TVBM--13/5091--SE(1-122) ISSN: TVBM Lunds Tekniska Högskola Tel: Byggnadsmaterial Fax: Box LUND ii

3 Förord Detta examensarbete är den avslutande delen av civilingenjörsprogrammet Väg- och Vattenbyggnad vid Lunds Tekniska Högskola, LTH. Examensarbetet omfattar 30 högskolepoäng. Examensarbetet är utfört under vårterminen 2013 vid Institutionen för Bygg- och Miljöteknologi, Avdelningen för Byggnadsmaterial. Uppdragsgivare har varit Svensk Kärnbränslehantering AB, SKB. Katja Fridh har varit handledare för examensarbetet vid LTH och Per Mårtensson har varit beställare från SKB, dessa har varit väldigt delaktiga i diskussionerna kring försöken och bidragit med värdefulla kommentarer och funderingar, till dessa vill vi rikta ett stort tack. Vi vill även tacka Lars Wadsö som har varit examinator och delaktig i utformningen av försöken. Tack även till Tang Luping Chalmers, Institutionen för Bygg- och Miljöteknik, Avdelningen för Byggnadsteknologi för kommentarer och synpunkter under arbetets gång. Tack även till: Bo Johansson, Stefan Backe och Bengt Nilsson, Forskningsingenjörer, Avdelningen för Byggnadsmaterial, LTH, samt Per-Olof Rosenkvist, Forskningsingenjör, Avdelningen för Konstruktionsteknik, LTH Lund, juni 2013 Linus Pålbrink Olof Rydman iii

4 iv

5 Sammanfattning Titel: - En experimentell studie av frostens inverkan på betongkonstruktionerna i slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall efter en permafrost Författare: Handledare: Beställare: Examinator: Linus Pålbrink och Olof Rydman Katja Fridh, Avdelningen för Byggnadsmaterial, Institutionen för Bygg- och miljöteknologi, Lunds Tekniska Högskola, Lund Per Mårtensson, Svensk Kärnbränslehantering AB, Stockholm Lars Wadsö, Avdelningen för Byggnadsmaterial, Institutionen för Bygg- och miljöteknologi, Lunds Tekniska Högskola, Lund Problemställning: Vid en permafrost kommer slutförvaret för det kortlivade radioaktiva avfallet att nå temperaturer på uppskattningsvis ner till -10 C samtidigt som det är vattenmättat. När vatten fryser sker en volymexpansion på 9%. Denna expansion kommer fylla ut alla eventuella sprickor och hålrum i det omgivande berget och skapa en sluten behållare runt förvaret. När sedan betongen i förvaret fryser kommer inte expansionen från vattnet i betongen att ha fritt utrymme. Detta skapar spänningar som betongkonstruktionen måste ta upp. Svensk Kärnbränslehantering AB, SKB har tidigare låtit studera hur en framtida permafrost påverkar betongens mekaniska och strukturella egenskaper. Då resultaten i dessa studier till viss del varit motsägelsefulla fann SKB ett behov av en experimentell undersökning av hur vattenmättad betong fryser vid -5 C till -10 C i en instängd volym. Betongkonstruktionen som studerades i rapporten var den i Bergrum för Medelaktivt Avfall (1BMA). Syfte: Syftet med denna studie var att undersöka och öka förståelsen av hur betongen i slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall reagerar vid en framtida permafrost samt att utveckla metod och utrustning för studiens genomförande. Metod: Examensarbetet inleddes med en litteraturstudie som experimenten sedan utvecklades utifrån. Försöken som utfördes har genomförts vid avdelningen för Byggnadsmaterials laboratorium vid Lunds Tekniska Högskola. Försöken var utformade som en frysning i en stålbehållare för att simulera v

6 odränerade förhållanden vid en långsam frysning. Fryscykeln pågick under sju dygn med en långsam temperaturnedgång för temperaturer under 0 C. Den experimentella studien var uppdelad i tre olika försök där torktemperaturen och vattenmättnadsgraden var det som skiljde. Inledande testförsök låg till grund för utformningen av huvudförsöken. Resultaten från testkörningarna av provutrustningen låg till grund för utformningen av det första försöket, därefter anpassades försöken efter resultaten från det senaste försöket. Fukttillgången under frysningen visade sig vara en avgörande faktor för hur stor skadenivån blir. Tester som genomfördes på materialet var sättmått, lufthalt, våtdensitet, tryckhållfasthet, spräckkraft och kritisk vattenmättnadsgrad. Sättmåttet, lufthalten och våtdensiteten togs fram vid gjutningen av betongen medan tryckhållfastheten testades vid 28-dygns ålder. Spräckkraften testades vid 28- dygns ålder för prover från olika stadier av provningsskedet, dels spräcktes prover som enbart torkats till de temperaturer studien berörde, dels spräcktes prover som torkats och sedan vattenmättats. Slutligen spräcktes även prover som genomgått torkning, vattenmättning och frysning. Undersökning av kritisk vattenmättnadsgrad genomfördes för att få fram vid vilken fuktmängd som det blev skador på grund av frysning i det aktuella materialet. Skadenivån för provkropparna bedömdes genom okulär besiktning samt mätningar av egenfrekvens och gångtid med ultraljud. Slutsatser: Tvånget visade ge större skador vid frysning av betongen. Betongen uppvisade ingen strukturell kollaps efter avslutad frysning. Torktemperaturen innan vattenmättning visade sig påverka skadenivån vid frysning, torkning i 105 C gav mer skada än torkning i 50 C. Isbildningens varaktighet visade sig bero på torktemperaturen, högre torktemperatur gav kortare och intensivare isbildning. Ingen skillnad i spräckkraft kunde urskiljas mellan de olika stegen i processen för vattenmättning. Någon strukturell kollaps av CSH-gelen och inverkan på spräckkraften på grund av torkningen kunde inte detekteras. vi Den i försöken använda metoden med frysning i behållare visade sig fungera bra.

7 Enligt metoden i rapporten och den i försöken använda betongen kommer betongen i 1BMA efter en permafrost ej att uppvisa en strukturell kollaps utan endast begränsade hållfasthetsförluster. Nyckelord: Betong, SKB, SFR, silo, 1BMA, permafrost, åldring av betong, frostskademekanismer, frostskador, vattenmättning, uttorkning, vakuum vii

8 viii

9 Abstract Title: Freezing of concrete under the influence of constraint - An experimental study of the impact of frost on the concrete structures in the final repository for short-lived radioactive waste after one permafrost Authors: Supervisors: Procurer: Examiner: Questions: Purpose: Linus Pålbrink and Olof Rydman Katja Fridh, Division of Building Materials, Department of Building and Environmental technology, Faculty of Engineering, LTH Per Mårtensson, Swedish Nuclear Fuel and Waste Management Co, Stockholm Lars Wadsö, Division of Building Materials, Department of Building and Environmental technology, Faculty of Engineering, LTH During permafrost the repository for short-lived radioactive waste will reach an estimated temperature of about -10 C and at the same time be water saturated. When water freezes the volume of water will expand by 9%. This expansion will fill up the cracks and voids in the surrounding rock and create a confinement around the repository. When concrete in the repository freezes, the volume expansion of the water in the concrete will not have any room for expansion. This will create tensions that the concrete structure must distribute. The Swedish Nuclear Fuel and Waste Management Company (SKB) has in previous reports studied the effects of future permafrost on the mechanical and structural properties of the concrete barriers in the repository. However the results of the reports somewhat contradict each other. Therefore SKB found that an experimental study of how water saturated concrete freezes at -5 C to -10 C in a confined volume would be of interest. The concrete structure that was investigated in the study was a rock vault for intermediate level waste (1BMA). The aim of this study was to find out how the concrete in the repository for short-lived radioactive waste react during future permafrost, to develop a method to study this experimentally and to increase the understanding about freezing mechanisms in concrete. ix

10 Method: The master thesis began with a literature study, from which the experiments were evolved. The experiments were carried out at the Division of Building Materials laboratory, Faculty of Engineering, LTH. The experiments where designed as a freezing test in a steel container to simulate undrained conditions during a slow freezing. The freeze cycle continued for seven days with a slow temperature decrease for temperatures below 0 C. The experimental studies were divided into three different types of tests with different drying temperatures and different degree of saturation as the dividing factors. The results from the test runs formed the basis for designing the first experiment, and after each experiment the conditions for the next one was based on the previous results. The availability of moisture during freezing is a key factor for the level of damage in the concrete. The tests of material properties were slump test, air content, wet density, compressive strength, splitting force and critical degree of saturation. The slump test, air content and wet density was taken in the casting phase of the concrete while the compressive strength and the splitting force was measured after the concrete had at least the age of 28 days. The test of splitting force included samples from different stages of the testing phase. The different phases were: samples that had been dried to 20, 50 and 105 C, samples that had been dried and then water-saturated and finally samples that had been dried, water saturated and then frozen. The level of damage of the specimens was assessed by a visual check, measurement of the natural frequency and the runtime with ultrasound and splitting tests. Conclusions: The constraint was found to influence the level of damage negatively during freezing of the concrete. The concrete did not show any structural collapse after freezing. The drying temperature during water saturation influenced the level of damage after completed freezing, drying at 105 C showed greater damage than drying at 50 C. The duration of the ice formation was found to depend on the drying temperature, higher drying temperature resulted in shorter and more intensive ice formation. x

11 No differences in the splitting force could be distinguished between the different steps of the water saturation process. No structural collapse of the CSH due to the drying temperature was measured by the splitting force. The method used in the experiments with freezing in a container proved to work well. According to the method and concrete used in this report, the concrete in 1BMA will not show a structural collapse after one permafrost, only limited strength losses will occur. Keywords: Concrete, SKB, SFR, silo, 1BMA, permafrost, aging of concrete, frost damage mechanisms, frost damages, water saturation, dehydration, vacuum xi

12 xii

13 Innehållsförteckning Förord... iii Sammanfattning... v Abstract... ix 1 Inledning Syfte Mål Avgränsningar Bakgrund Slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall Framtida klimatutveckling Referensrapporter - Säkerhetsanalyser SKB R (Emborg et al. 2007) SKB TR (Tang och Bager 2011) SKB P (Thorsell 2011) Teori Betongs sammansättning Vattencementtal Cement Ballast Blandningsvatten Tillsatsmaterial Tillsatsmedel Betongs beständighet Frostangrepp med och utan salt Karbonatisering Kloridinträngning Sulfatangrepp Saltangrepp Sura angrepp Urlakning Cement-ballastreaktioner Frostbeständighet Allmänt xiii

14 3.3.2 Hydrauliskt tryck Sluten behållare Mikroskopiska islinser Makroskopiska islinser Torkning av betong Frysnings inverkan på betongs hållfasthet Material och metoder Provkroppar Betongsammansättning Gjutningsförfarande Tillverkning av provkroppar Provutrustning Stålbehållare Temperaturskåp och temperaturloggning Materialundersökningar Standardtester Spräckkraft Egenfrekvens Gångtid med ultraljud Porositet Kritisk vattenmättnadsgrad Försök Förberedande försök Betong Stålbehållare Huvudförsök Vattenmättning av provkroppar Preparering av provkroppar Försöksuppställning Temperaturförloppet Försöksupplägg Upprepning av Vattenfalls försök Resultat Standardtester xiv

15 6.2 Huvudförsök Prover torkade i 20 C Egenfrekvens Gångtid med ultraljud Spräckkraft Frystemperatur Prover torkade i 50 C Egenfrekvens Gångtid med ultraljud Spräckkraft Frystemperatur Prover torkade i 105 C Egenfrekvens Gångtid med ultraljud Spräckkraft Frystemperaturer Upprepning av Vattenfalls försök Egenfrekvens Gångtid med ultraljud Spräckkraft Frystemperatur Porositet Vattenmättnadsgrad Kritisk vattenmättnadsgrad Spräckkraft Diskussion Skadepåverkan Material och metoder Isbildning Cyklings inverkan Upprepning av vattenfalls försök Slutsatser Referenser Bilaga A xv

16 Bilaga B Bilaga C Bilaga D xvi

17 1 Inledning I över 30 år har Sverigee producerat el med kärnkraft. Vid driften av kärnkraftverkenn uppkommer olika typer av avfall. Huvuddelen av radioaktiviteten i avfallet är det använda kärnbränslet som är både högaktivt och långlivat och måste isoleras i minst år. Vid producerandet av kärnkraft uppkommer dett även kort- och långlivat låg- och medelaktivt driftavfall. Det kortlivade låg- och medelaktiva avfallet består främst av material som kommit i kontakt med radioaktiva ämnen, såsom filter, kläder och verktyg. När kärnkraftindustrin enligt lag på 1970-talett var tvungna att ta hand som allt radioaktivt avfall, bildade ägarna till kärnkraftverken tillsammans Svensk Kärnbränslehantering AB, SKB (SKB, 2006). SKB:s uppgift är att organisera avfallshanteringen och ansvara för slutförvar av det kärntekniska avfallet. Slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall, SFR, ligger i Forsmark vid anslutning till kärnkraftverket. SFR är placerat cirka 50 meter under havsbotten som i sin tur är täckt medd fem meter vatten. I SFR förvaras det kortlivade låg- och medelaktiva kärnavfallet. I samma förvar slutförvaras även radioaktivt avfall från sjukvården och industrin. Nere i SFR placeras avfallet dels i fyra olika bergrum och dels i en betongsiloo (Figur 1). Det mest aktiva avfallet placeras i silon (SKB, 2006). Figur 1 - Illustration över SFR (SKB, 2013a). SKB:s referensglacialcykel beskriver en möjlig klimatutveckling för dee kommande åren. Cykeln baseras på hur de senastee åren varit tempererade och enligt denna uppskattas permafrosten nå ner tilll ett djup påå över 50 meter inom år (SKB, 2011a). Det innebär att det då uppskattas vara permafrostt på det djup SFR ligger. På detta djup uppskattass temperaturen som lägst vara -10 C (Vidstrand et al., 2007). Efter cirka 500 år kommer den största delen av radioaktiviter eten i avfallet vara borta, men för de långlivade l isotoper som är kvar i tiotusentals årr måste SKB visa att radionuklider från avfallet inte transporteras ut ur förvaret t i en sådan omfattning att det utgörr fara för kommande generationer. Detta D görs med hjälp av olika säkerhetsanalyser (SKB,( 2010) ). 17

18 SKB är intresserade av att veta hur betongen i förvaret beter sig vid frysning i samband med en framtida permafrost. Två tidigare teoretiska studier rörande ämnet har genomförts med motsägelsefulla resultat: Emborg et al (2007) och Tang och Bager (2011). Emborg et al. visar i sin studie att vatteninnehållet vid första permafrostcykeln överskrider det kritiska värdet för att undvika inre frostangrepp, vilket leder till att det kvarvarande materialet kommer att ha en barriärfunktion som liknar den hos sand/grus, vilket i sin tur innebär att betongens barriärfunktion till stor del upphör. Studien visar även att betongen inte uppvisar någon diffusionsspärr utöver den som finns i sand/grus-strukturer hos den söderfrysta betongen efter frysning och tining (Emborg et al., 2007). Tang och Bagers brottmekaniksteori har sitt ursprung i mekanisk teori från Coussy och Monteiro (2009) som innebär att när en skada sker så avlastas provet och processen (belastningsökningen) börjar om (Tang, 2013). Studien visar dels att sprickbildning i form av mikrosprickor kommer uppstå, dels att tryckhållfastheten kommer reduceras med mellan 1-4% i normalfallet. Normalfallet innebär att medelvärdet av materialparametrarna för de studerade materialen används. Studien slutsats är att en strukturell kollaps av betongkonstruktionerna ej kommer att ske på grund av reduktion av draghållfastheten (Tang och Bager, 2011). Tang och Bager menar också att vattenmättad betong skall klara frysning ner till mellan -5 C och - 10 C med enbart begränsade makroskador. Vattnets kompressabilitet anges som en viktig egenskap för skadenivån. De olika elasticitetsmodulerna för vatten (1,8 GPa), is (7,8 GPa) och cementpasta (10,0 GPa) innebär att vattnet trycks ihop när den första isen fryser och på så sätt undviks några större skador (Tang, 2013). En experimentell undersökning av frysegenskaperna hos betongen som borrats ut från Bergrum för Medelaktivt Avfall (1BMA) vid SFR har gjorts. Studien utfördes av Vattenfall Forskning och Utveckling (FoU) AB Syftet med studien var att fastställa vid vilken temperatur som vattenmättad betong (vilket betong bör vara vid permafrostens nedträngande både enligt Tang och Bager och Emborg et al.) fryser sönder genom inre nedbrytning. Enligt studien kommer betongen i 1BMA frysa sönder vid -5±2 C (Thorsell, 2011). Emborg et al. och Vattenfalls studier överensstämmer bra med varandra, medan Tang och Bagers kommer till en helt annan slutsats. Enligt Tang och Bager var inte Vattenfalls testmetod med torkning till +105 C innan vakuumsugning ändamålsenlig (Tang, 2013). Detta styrks även av Bager och Sellevolds rapport om torkning och vattenmättning av betong (Bager och Sellevold, 1986). Då dessa rapporter ej är helt eniga angående hur en permafrost påverkar förvaret behövs ytterligare en experimentell studie genomföras för att komplettera rapporterna. 18

19 1.1 Syfte Syftet med studien var att utreda och bedöma hur betongen i förvaret för kortlivat radioaktivt avfall reagerar vid en framtida permafrost. En experimentell studie över detta problem genomfördes genom att utveckla en testmetod. Metoden grundade sig i en teoretisk del rörande det framtida klimatet för förvaret och hur betongen i förvaret förändras med tiden. Metoden bedömdes också utifrån resultaten från försöken vilket ledde till förändringar av metoden under arbetets gång. 1.2 Mål Målet med studien var att kunna svara på frågan om vad som händer med betongen i SFR (främst betongen i 1BMA) vid en permafrost, detta erhölls genom att försöka uppnå följande delmål: Att experimentellt undersöka teorin i rapporten av Tang och Bager (2011) Att ta fram en fungerande experimentell modell för att simulera frysdelen av en permafrost i SFR som ett slutet system Att få en djupare förståelse för frostmekanismerna hos betong Genom utvärdering av delmålen och resultaten från de experimentella undersökningarna kunde en bedömning av hur SFR påverkas av en permafrost presenteras. 1.3 Avgränsningar Studien har begränsats till ett betongrecept. Antalet provkroppar för varje standardförsök för betong har begränsats till ett lägre antal än vad som rekommenderas för respektive standard. Tiden för varje fryscykel som proverna genomgick begränsades. En bedömning i förhållandet mellan tid för vare försök och antal försök fick göras för att kunna besvara frågeställningarna under projekttiden. Någon hänsyn till den radioaktiva strålningen från det medelaktiva avfallet har ej tagits i arbetet. Studien bygger på att makadam används som utfyllnadsmaterial i utrymmet mellan betongkonstruktionen och bergsalsväggen. Experimenten utfördes på betong med ett högre vattencementtal än det som betongen har i det befintliga förvaret för att motsvara en något urlakad/åldrad betong. Torktemperaturerna begränsades till 20 C (rumstemperatur), 50 C och 105 C. 19

20 20

21 2 Bakgrund 2.1 Slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall På 1970-talet blev kärnkraftindustrin enligt lag ansvarigg att ta hand om och slutförvara allt radioaktivt avfall från kärnkraftanläggningarna. Ägarna till kärnkraftverken gick då samman ochh bildade Svensk Kärnbränslehantering AB, SKB. SKB fick till uppgift att organisera arbetet med omhändertagandet av det radioaktivaa avfallet. Det avfall som är låg- och medelaktivt slutförvaras i Slutförvarett för kortlivat radioaktivt avfall, SFR, vilket är placerat i Forsmark, i anslutning till kärnkraftverket. Det låg- och medelaktiva avfallet kräver till skillnad från högaktiva avfallet ingenn kylning. Det låg- och medelaktiva avfallet kräver isolering i minst 500 år medan det högaktiva avfallet kräverr isolering i minst år. Avfallet som förvaras i SFR är till största del så kallat driftavfall och utgörs av jonbytarmassor, kläder r eller utbytta komponenter från Sveriges kärnkraftverk. SFR tar även hand om radioaktivt avfall från sjukvård och industrier (SKB, 2006). SFR var först i världen i sitt slag och togs i drift 1988 (SKB, 2010). SFR är placerat cirka 50 meter under havsbotten som i sin tur täcks avv 5-10 meter vatten. För att radionukliderna ska kunna transporterass ut ur förvaret krävs grundvatten som kan ombesörja transportenn antingen genom diffusion i ett stillaståendee grundvattenn eller genom advektion (vattentransp port med havsströmmar) i ett flödande grundvatten. I och med att det råderr jämnt grundvattentryck under havet, står grundvattnet i det omgivande berget i stort sett stilla och transportenn sker därför huvudsakligen genom diffusion i ett stillaståendee grundvattenn (SKB, 2006). Figur 2 Översikt över SFR (SKB, 2013a) ). 21

22 Två tunnlar leder ner tilll SFR, en drifttunnel och en byggtunnel. Själva förvaret består utav fyra 160 meter långa bergrum och en 50 meter hög betongsilo. I två av de fyra bergrummen förvaras betongtankar r med medelaktivt avfall, dessa bergrum kallas betongtankförvaren (1BTF och 2BTF). I det tredje bergrummet, bergrum m för lågaktivt avfall (1BLA), förvaras det minst farliga avfallet i containrar. Betongtankarna och containrarnaa hanteras med gaffeltruck. I det sista bergrummet, 1BMA, förvaras avfall som karakteriseras som medelaktivt. Detta avfalll gjuts in i betong i så kallade kokiller eller i bitumen i stålfat vilka placeras i bergrummet med en fjärrstyrd travers. I silon förvaras det farligaste avfallet, där avfallet är placerat i olika fack i silon med hjälp av en fjärrstyrd travers. Silon består av en betongcylinder som är ä uppdelad i fack och är omgiven av en barriär av bentonitt (SKB, 2006). I Figur 2 visas hurr förvaret är uppbyggt med de olika bergsalarna och silon. Denna rapport kommer främst handlaa om betongkonstruktionen i 1BMA (Figur 3). Figur 3 Vy över 1BMA och dess betongkonstruktion (SKB, 2013b). En utbyggnad av SFR väntar, då SFR i framtiden behöver en betydligt högre kapacitet för att ta hand om framtida avfall när Sveriges kärnkraftverk måste rivas. Utbyggnaden planeras starta 2017 och förväntas kunna vara v i drift och ta emot rivningsavfall 2023 (SKB, 2012). Berget som omsluter SFR består av kristallin berggrund, somm bildades förr mellan 1,89 och 1,85 miljarder år sedan s underr den svekokarelska bergskedjeveckningen. Det består i huvudsak av granit, som är en hård och tät bergart (SKB, 2011b).. När förvaret sedermera är fullt och ska slutas kommer utrymmet mellan betongkonstruktionerna i förvaret och det omslutande berget att fyllas med makadam. Därefter stängs dränagepumparna av vilket innebär att förvaret vattenfylls (SKB, 2008). I Figur 4 kan området mellan betongkonstruktionen i 1BMA och det omgivande berget som kommer fyllas med makadam och vatten ses. 22

23 Figur 4 Mellanrum mellan bergvägg ochh betongkonstruktion (Mårtensson, 2013). Den befintliga betongenn i SFR består av svenskt anläggningscement, som är ett portlandcement, CEM I (Se kapitel 3.1.2). Betongens egenskaper redovisas i Tabell 1. Tabell 1 Aktuella betongrecept i 1BMA och silo. Konstruktionn Vattencementtal [-] Cementinnehåll [kg/m 3 ] 1BMA Silo 0,62±0,07 0,47±0, (Tang och Bager, 2011) Tryckhållfasthet [MPa] 40±5 48±5 23

24 2.2 Framtida klimatutveckling 24 När marktemperaturen kontinuerligt ligger under 0 C i mer än ett år kallas det för permafrost. Permafrost uppstår då den genomsnittliga lufttemperaturen för ett år är lägre än mellan -9 och -1 C, beroende på vilken typ av yta marken har. Permafrost bildas vid markytan och sprider sig därefter neråt. Referensglaciationscykeln är framtagen av SKB och är ett relevant exempel över hur klimatutvecklingen för nästkommande år sker för marken som omger Forsmark. Cykeln är skapad utifrån olika referensförhållanden vilka förutsätter att den senaste glaciationscykeln (även kallad Weichselglaciation) på år upprepas. I denna studie baseras endast underlaget för klimatförändring på referensglaciationscykeln. I referensglaciationscykeln figurerar permafrost både i delar av det glaciala tillståndet, då en befintlig glaciär finns över marken, samt under det periglaciala klimattillståndet. Det periglaciala klimattillståndet är det område som finns i utkanterna av glaciären och karakteriseras av permanent frusen jord. En glaciär definieras som en årligen ackumulerad massa av snö och is, som rör sig av sin egen tyngd. En eventuell glaciär isolerar marken från luften och förhindrar därmed tillväxt av permafrosten och en inlandsis kan i de flesta fall även bidra till att permafrosten går tillbaka något eller helt. Faktorer som påverkar tillväxt av permafrost är exempelvis: rådande klimatförhållande, topografi, eventuellt jordtäcke samt dess beskaffenheter, förekomsten av vegetation, förekomsten av större vattensamlingar och berggrundens termiska egenskaper (SKB, 2011a). En glaciationscykel har under de senaste åren varit omkring år lång och haft stor betydelse för hur klimatet varierat. En cykel består generellt av en lång period där klimatet blir kallare och kallare. Efter denna långa period växlar klimatet snabbt till ett varmare klimat då inlandsisarna smälter undan. Den senaste inlandsisen i norra Europa bildades genom att dalglaciärer i den skandinaviska fjällkedjan utvidgade sig och nådde sitt utbredningsmaximum för omkring år sedan. Vikten av inlandsisen ger en nedpressning av jordskorpan medan den globala havsnivån sänks då vatten förflyttar sig från haven till inlandsisarna. Resultatet av dessa höjningar och sänkningar bidrar till att strandlinjens position förändras. Exempelvis har Östersjön under årens lopp varierat mellan att vara en insjö och ett hav flertalet gånger (SKB, 2011b). 2.3 Referensrapporter - Säkerhetsanalyser Tre rapporter har skrivits på uppdrag från SKB om hur betongen i SFR reagerar vid en framtida frysning på grund av permafrost. Två rapporter är baserade på teoretiska studier och en på experimentella försök SKB R (Emborg et al. 2007) Mats Emborg, Jan-Erik Jonasson och Sven Knutsson vid Luleå Tekniska Universitet fick av SKB i uppdrag att utreda hur betongkonstruktionerna och silons omgivande bentonit vid SFR kan uppfylla önskade krav vid tusenåriga permafrostcykler. Kravet innebär att betongen och bentoniten ska ha en barriärfunktion efter frysning och

25 tining. Samtliga analyser i rapporten var helt teoretiska. För att uppskatta det klimat som kommer råda i framtiden har SKB:s olika rapporter legat som grund för bedömningarna. I dessa konstaterades det att SFR på djupet meter kommer utsättas för temperaturer ned mot -5 C till -10 C. I rapporten har författarna nämnt faktorer som påverkar betong vid dess åldrande, dock har det verkliga betongreceptet för silons betong använts vid beräkningarna och någon hänsyn har ej tagits till åldringens faktorer, som exempelvis urlakning och omkristallisation av CSH-gelen. Enligt Emborg et al. kommer betongen i silon redan vid första permafrostcykeln ha ett vatteninnehåll som överskrider det kritiska värdet för att undvika inre frysning. Vid den första frysningen kommer betongen få så stora inre frostangrepp att det kommer bryta upp materialet så att dess barriärfunktion till stor del upphör. Rapporten säger även att efter frysning och tining så kan inte någon funktion som diffusionsspärr tillgodoräknas utöver den som finns i sand/grus-strukturer hos den sönderfrysta betongen. Betongen kommer ha en struktur liknande sand/grus SKB TR (Tang och Bager 2011) Tang Luping från Chalmers tekniska högskola och Dirch H. Bager från DHB-Consult genomförde på uppdrag av SKB en teoretisk studie på hur betongen i SFR skulle reagera vid en framtida permafrost. I rapporten beräknas konsekvenserna för cykler av frysning och tining ner till -5 och -10 C. Parametrar för betongens egenskaper i beräkningarna hämtades från experimentella mätningar på 20 år gammal betong. I övrigt användes betongrecepten från 1BMA och silon i SFR. Tang och Bagers brottmekaniksteori har sitt ursprung i mekanisk teori från Coussy och Monteiro (2009) som bygger på att när en skada sker så avlastas provet och processen (belastningsökningen) börjar om. Vattnets kompressibilitet är en viktig egenskap som påverkar skadenivån. De olika elasticitetsmodulerna för vatten (1,8 GPa), is (7,8 GPa) och cementpasta (10,0 GPa) innebär att vattnet trycks ihop när den första isen fryser. Tang säger också att vattenmättad betong klarar frysning till cirka - 10 C med enbart vissa makroskador (Tang, 2013). Enligt Tang och Bager kommer inte betongen frysa sönder utan istället kommer det endast bli en viss sprickbildning i betongen som ger en lägre hållfasthet. Betongen kommer att belastas med spänningar då vattnet i betongen fryser fram tills då det uppkommer en spricka, för att då avlastas. Därefter kommer det återigen bildas spänningar, för att återigen avlastas vid nästa sprickbildning. Detta kommer sedan fortlöpa med sprickbildningar och avlastningar. Enligt Tang och Bager kommer det första sprickorna vid normala förhållanden uppstå mellan -1,8 C och -2,3 C för betongen i silon och mellan -1,3 C och -1,7 C för betongen i 1BMA. Normalfallet är baserat på ett medelvärde av materialparametrarna medan det mest ogynnsamma fallet är baserat på de mest ogynnsamma materialparametrarna. Då fryshastigheten är mycket låg anser författarna baserat på rapport R av Vidstrand et al. (2007) att omgivningen kommer frysa innan betongen fryser. Detta 25

26 innebär att betongen fryser odränerat (vattnets rörelser vid frysningen i betongen tillåts ej). Tryckökningen vid isbildningen kommer inte leda till ett vattenflöde då betongen är odränerad, istället leder den till ett ökat tryck. Tang och Bager har i sina teoretiska studier dragit slutsatserna att efter en cykel av frysning-tining till -10 C kommer det tryck som uppstår i 1BMA reducera tryckhållfastheten i det mest ogynnsamma fallet med 20%, och under normala förhållanden med 1-4%. Draghållfastheten försämras vid samma förhållanden med 51% i det mest ogynnsamma fallet, och under normala förhållanden med 11-22% SKB P (Thorsell 2011) Vattenfall FoU har gjort en experimentell undersökning av frysegenskaperna hos en betong tagen från 1BMA i SFR. Syftet med undersökningen var att fastställa när den riktiga betongen från 1BMA, som sedan vattenmättades, fryser sönder genom inre frostsprängning. Den betong som undersöktes borrades ut ur 1BMA i september Provkropparnas nedbrytning bestämdes genom att mäta egenfrekvensen med hjälp av en Grindosonic, samt genom okulär besiktning. Vattenfall ansåg att proverna var sönder då egenfrekvensen sjönk markant eller okulärt föll sönder. För att vattenmätta proverna torkades provkropparna till konstant vikt i 105 C, för att sedan ligga i vakuum i en tunna under 48 timmar, följt av att tunnan fylldes med vatten i vilket provkropparna fick ligga i ytterligare 48 timmar. Samtliga provkroppar förvarades i plastbägare med vatten som sedan placerades i en frysbox med temperaturövervakning. Proverna förvarades konstant i vatten från SFR. Frysprovning utfördes enligt två olika förfaranden. Provernas egenfrekvenser mättes vid 20 C för att ha ett utgångsvärde för var och en av provkropparna. I första metoden kyldes 10 provkroppar till 0 C under 48 timmar, för att sedan tinas upp till +20 C under 24 timmar, då provernas egenfrekvens kontrollerades. Proverna placerades sedan åter i frysboxen vid -1 C, efter 48 timmar tinades proverna upp till 20 C och egenfrekvens kontrollerades. Samma arbetsgång fortsatte sedan till -2 C, - 3 C och så vidare tills en temperatur då betongproven bedömdes ha frusit sönder. I den andra metoden kyldes 11 stycken prover till 0 C, ett prov tinades upp till 20 C och egenfrekvens kontrollerades. Övriga provkroppar låg kvar i frysboxen, temperaturen sänktes i frysboxen till -1 C, efter 48 timmar tinades en provkropp upp till 20 C under 24 timmar och egenfrekvens kontrollerades. Därefter sänktes de kvarvarande proverna till temperaturen -2 C, -3 C och så vidare tills temperaturen var nere på -10 C. Resultaten för de två metoderna var likvärdiga och enligt studien fryser betongen från 1BMA då den är vattenmättad vid temperaturen -5±2 C och får en struktur liknande den hos sand/grus. 26

27 3 Teori 3.1 Betongs sammansättning Materialet betong kännetecknas främst av god beständighet, formbarhet och hög hållfasthet. Betong används i huvudsak som stommaterial och är ett av nutidens viktigaste byggnadsmaterial. Betong står bra emot fukt och nötning och används till exempel vid husgrunder, broar och vägar. Betong består huvudsakligen av cement, vatten och ballast, men även tillsatsmedel och tillsatsmaterial används frekvent för att förändra egenskaperna hos betongen. Cement tillsammans med vatten är betongens bindemedel och brukar benämnas cementpasta (Burström, 2007). Betong kan ses som ett kompositmaterial uppbyggt av ballast och cementpasta. Ballastkornen tillhör partikelfasen och är fullständigt omgivna av cementpasta som tillhör den kontinuerliga fasen (Fagerlund, 1994b). Betongens egenskaper påverkas av ballasten huvudsakligen på två sätt, dels genom ballastens egenskaper inom partikelgränsen, dels genom ballastens egenskaper i fasgränsen till cementpastan (Johansson, 1994a). Normalt är ballasten starkare än cementpastan även om motsatsen ej är ovanlig. En ökning av ballasthalten medför en viss hållfasthetsökning för betongen. Denna inverkan är dock av relativt liten betydelse för en vanlig betongsammansättning (Möller och Petersons, 1994) Vattencementtal Av cement och vatten bildas cementpasta, vilken binder ihop ballastkornen. Egenskaperna för cementpastan avgörs av viktförhållandet mellan vatten och cement, även kallat vattencementtalet, vct. Exempelvis ger ett högt vattencementtal lägre hållfasthet och bättre arbetbarhet (Burström, 2007). Vattencementtalet beräknas enligt (Burström, 2007): där: vct är vattencementtalet [-] W är mängden blandningsvatten [kg/m 3 ] C är mängden cement [kg/m 3 ] 27

28 3.1.2 Cement Cement är ett hydrauliskt bindemedel vilket innebär att det stelnar vid kontakt med vatten och bildar en vattenbeständig produkt. Reaktionen kan ske både i luft och i vatten. Betongens egenskaper beror till stor del på cementet, exempelvis kan betongens hållfasthet, utseende, hanterbarhet, värmeutveckling och beständighet influeras genom att justera cementvalet (Johansson, 1994c). I Europa finns det tre olika typer av cement enligt standard: CEM I, CEM II och CEM III. CEM I består minst av 95% portlandklinker, anläggningscement är ett cement av typ CEM I. CEM II består av minst 65% portlandklinker och kallas portlandkompositcement, byggcement är ett cement av typ CEM II. CEM III kallas slaggcement och består av mellan 20 och 65% portlandklinker. CEM I har tidigare varit den dominerande typen i Sverige, men har till stor del ersatts av byggcement på grund av att CEM II innehåller mer kalkstensfiller än CEM I, vilket minskar miljöpåverkan (Burström, 2007). Under 2013 lanserades bascementet i Sverige som är ett cement av typ CEM II. Bascementet har en reducerad klinkerandel och ger därför en lägre koldioxidbelastning. Bascementet är ett portland-flygaskecement med ett innehåll på cirka 16% flygaska (Cementa, 2013). De mineraler som är huvudbeståndsdelarna i portlandcement redovisas som klinkerkomponenter i Tabell 2. Tabell 2 Förkortade skrivsätt inom betongkemin. Beteckning Förkortat Förklaring Beskrivning skrivsätt CaO C Kalciumoxid Bränd kalk, beståndsdel i portlandcement SiO2 S Kieseldioxid Vanligt förekommande i tillsatsmaterial Al 2 O 3 A Aluminiumoxid Beståndsdel i portlandcement H 2 O H Diväteoxid Vatten Fe 2 O 3 F Järnoxid Beståndsdel i portlandcement Ca(OH) 2 CH Kalciumhydroxid Upprätthåller ph-nivån, kallas även portlandit 3CaO SiO 2 C 3 S Trikalciumsilikat Klinkerkomponent 2CaO SiO 2 C 2 S Dikalciumsilikat Klinkerkomponent 3CaO Al 2 O 3 C 3 A Trikalciumaluminat Klinkerkomponent 4CaO Al 2 O 3 Fe 2 O 3 C 4 AF Tetrakalciumaluminatferrit Klinkerkomponent 3CaO 2SiO 2 3H 2 O C 3 S 2 H 3 Kalciumsilikathydrat CSH-gel, kallas även CSH (Fagerlund, 2002a) 28

29 Klinkerkomponenterna bildas under bränningsprocessen vid framställandet av cement. C 3 S är viktigast för hållfasthetsutveckling upp till 28 dygn. C 2 S når dock ett högre hållfasthetsvärde efter lång tid. Förhållandet dem emellan justeras om långsamhärdande eller snabbhärdande cement eftersträvas. C 3 A och C 4 AF begränsas av tekniska skäl då de sänker hållfastheten samt att de gör betongen känslig för kemiska angrepp. Kalciumoxid förekommer i små mängder i portlandcement, andelen kalciumoxid påverkar volymbeständigheten då den kan reagera med vatten och bilda kalciumhydroxid, vilket har större volym än kalciumoxid. Halten kalciumoxid bör därför understiga 1%. Aluminiumoxid och järnoxid är två väsentliga kemiska beståndsdelar i råmaterialet vid framställning av portlandcement. De bildar tillsammans med kalciumoxid och vatten de olika klinkerkomponenterna (Fagerlund, 2002b) Ballast Betongens ballast utgörs av sten, grus och sand. Stenfasen kan utgöras av antingen ett krossmaterial (makadam) eller av natursten, vilken har en rundare form (singel). Stenfasen kan även utgöras av en blandning av krossmaterial och natursten. Se Tabell 3 för kornstorleksgränser (Johansson, 1994a). Sammansättningen hos betongen kan påverkas på flera sätt genom att justera olika egenskaper hos ballasten. De egenskaper som utmärker sig är gradering, fillerhalt, slamhalt, maximal kornstorlek, kornform och ytbeskaffenhet (Johansson, 1994a). Tabell 3 Definitioner av olika beståndsdelar i ballast. Beteckning Kornstorlek [mm] Sten > 8* Fingrus 8 Sand 4 Filler 0,125 *Vid proportionering av betong kan den undre gränsen för sten sättas till 4 mm (Burström, 2007) Blandningsvatten Det vatten som ska användas till betongtillverkning skall vara av sådan kvalitet att en betong av god karaktär erhålls. Dricksvatten kan i allmänhet användas som blandningsvatten. Vattenkvaliteten kan påverka hållfastheten och beständigheten (Klingstedt, 1994). Vatten med hög salthalt bör ej användas (Burström, 2007) Tillsatsmaterial De vanligaste tillsatsmaterialen är silikastoft, flygaska och masugnsslagg. Silikastoft är ett reaktivt puzzolant (kräver kalk för att reagera) ämne som består av finkorniga partiklar. Silikastoft påverkar betongen genom att öka stabiliteten och förbättra betongens sammanhållning. Flygaska består till största delen av aluminiumsilikatglas 29

30 och är en restprodukt från kraftverk som är kolpulvereldade och värmeverk. Flygaska är även det ett puzzolant tillsatsmaterial (Burström, 2007). Granulerad masugnslagg är en grusliknande restprodukt från järnframställning som malts ner till en cementliknande produkt. Granulerad masugnslagg är ett latent hydrauliskt material, vilket innebär att det kräver vatten samt ett aktiveringsämne för att reagera. Aktiveringsämnet kan exempelvis vara CH (Johansson, 1994b) Tillsatsmedel Betongens egenskaper kan justeras genom att använda tillsatsmedel. Exempelvis kan accelererande eller retarderande medel användas för att modifiera hastigheten för hållfasthetstillväxten. Luftporbildande tillsatsmedel används för att få ett tillfredsställande porsystem som bidrar till frostbeständigheten hos betongen. Flyttillsatsmedel används för att få en bättre arbetbarhet för betongen utan att justera vattencementtalet. Om betongens flytförmåga behöver förbättras och högre användningsgrad av cementet kan vattenreducerande tillsatsmedel användas (Byfors, 1994). 3.2 Betongs beständighet Bland de äldre byggnadsverk som fortfarande står i gott tillstånd och är byggda utav hydrauliska bindemedel utmärker sig främst Pantheon, Colosseum och Pont du Gard. Från beskrivningar och moderna analyser av byggnaderna framgår det att noggrannheten vid packning och bearbetning av betongen varit mycket hög. Packningen och bearbetningen samt att konstruktionerna är oarmerade kan vara bidragande faktorer till varför byggnadsverken har haft en bra beständighet. De antika hydrauliska bindemedlen kan dock ej helt likställas med dagens cement. De egenskaper som mest skiljer sig åt är att förhållandet mellan kalciumhydroxid och kalciumsilikater oftast var högre i de antika bindemedlen samt att temperaturen vid framställningen av cementet som högst uppgick till 1000 C för de antika bindemedlen. Detta innebär att de antika bindemedlen mer påminner om lufthärdade cement än hydrauliska cement (Bergström et al., 1977). De antika byggnadsverken i betong är dock utmärkta referenser vid undersökningar om hur betong åldras, detta på grund av att vissa reaktionsprodukter från de hydrauliska reaktionerna är liknande de vid en normal modern cementhydratation. Sannolikt torde omkristallisationer förekomma även i modern cementpasta då långtidsperspektivet beaktas. Cementpastan kommer då få större kristaller och ökad porositet (Bergström et al., 1977) Frostangrepp med och utan salt Frostangrepp utan inverkan av salthaltigt vatten behandlas i avsnitt 3.3. Frostangrepp med inverkan av salthaltigt vatten ökar frostpåkänningarna kraftigt för betongen. Skadorna består huvudsakligen av en ökande avskalning av betongens ytskikt till skillnad från frysning med ej salthaltigt vatten då skadorna ofta sker i betongens inre delar (Fagerlund, 1992). 30

31 3.2.2 Karbonatisering Karbonatisering sker genom att den omgivande luftens koldioxid långsamt tränger in i betongen och reagerar med kalciumföreningar. Denna inträngning sker jämnt utmed hela den luftexponerade betongytan och bildar en inträngningsfront i betongen. Fronten avgränsar en yttre zon där betongen är karbonatiserad och harr ett lågt ph- värde (Figur 5). Den inre zonen behåller sitt höga ph-värde. Armeringsstålet aktiveras på grund av det låga ph-värdet, som främst bestäms av inträngningshastigheten av syre (Fagerlund, när fronten når stålet. Stålet korroderar sedan med en hastighet 1992). Figur 5 Inträngningsdjup i karbonatiserad betong (Fridh, 2013) Kloridinträngning Klorider kan komma från till exempel havsvatten eller tösalter och tränger in gradvis i betongen till skillnad från karbonatiseringens inträngningsfront. När koncentrationenn av klorider överstiger ett visst tröskelvärde initieras armeringskorrosionen (Figur 6) ). Tre villkor skall vara uppfyllda för att korrosion skall ske, dels måste stålet depassiveras, dels måste betongen ha tillräckligt hög elektrolytisk ledningsförmåga dels så måste stålet ha en konstant tillförsel av syre (Fagerlund, 1992). Figur 6 Kloridinitierad armeringskorrosion (Burström, 2007). 31

32 3.2.4 Sulfatangreppp När vattenlösliga sulfater från jord eller vatten reagerar medd betongens aluminatföreningar bildas starkt svällande kemiska föreningar, dessa svällande föreningar (exempelvis ettringit) kan leda till sprickbildning och makroskador. Aluminatföreningarna kan exempelvis vara cementets C 3 A och C 4 AFF (Fagerlund, 1992) Saltangrepp Salter, exempelvis ammoniumföreningar, magnesiumföreningar och vissa klorider, kan reagera med betong. Salterna kan exempelvis komma ifrån konstgödning. Vissa av salternass reaktioner med betongen använder hydroxidjoner från cementpastann vilket medför en försurning av miljön i betongen. Angreppen från kloriderna blir av mer sprängande karaktärr då de reagerar med cementets trikalciumaluminat och bildar svällande föreningar (Fagerlund, 1992) Sura angrepp Kolsyra som ofta kan hittas i grundvattnet kan i vissa fall vara aggressiv v och är en av de vanligaste syrorna som angriper betongkonstruktioner. Gemensamt för syror är att angreppshastigheten avtar med tidenn då syran skall vandra inåt i betongenn (Fagerlund, 1992) Urlakning När vatten tar sig fram genom betong eller sprickor i betongen så löser vattnet ut kalciumhydroxid (portlandit). Kalciumhydroxiden har bildats vid cementreaktionen. Om vattnet som strömmar igenom betongen är rent (mjukt) så kan stora mängder kalciumhydroxid lösas ut i vattnet. När portlanditen är slut kan k kalciumhydroxiden ej längre kan lösas ut och cementgelen bryts ner (Figur 7) (Fagerlund, 1992) ). Figur 7 Urlakning av betong (Hassanzadeh, 2013). 32

33 Urlakning leder till både kemiska och mekaniska förändringar av egenskaperna för betongen. De egenskaperna som påverkas är betongens absorptionsförmåga (fuktupptagningsförmåga), diffusiviteten och hydrauliska konduktiviteten. Urlakning förbrukar den fria portlanditen och kommer därefter lösa uppp CSH-gelenn vilket leder till hållfasthetsförluster (Höglund( ochh Bengtsson, 1991). Statiska lakningsförsök har visat att SFR:s betongkonstruktioner under hundratusentals år kommer att bidraa till en stabil kemisk miljö m i närområdet. Under livstiden förväntas ph-värdet samt för de flesta av radionukliderna (radioaktivaa atomkärnor) i förvaret (Engkvist et al., 1996). överstiga 12. Detta gäller både b för salta och söta grundvattensförhållandenn En konceptuell modell för betonglakning i salthaltigt grundvatten är framtagen för SFR. Ur denna modell är en numerisk modell framtagen somm visar att olika kemiska reaktioner kan förekomma stegvis i betongen. Beräkningarna a visar även att betongenn kommer uppvisa alkaliska beteendenn och en höggradig urlakning är att förvänta i de mest utsatta delarna av betongen (Höglund, 2001) Cement-ballastreaktioner Alkalikiselsyragel bildas då alkalilöslig kiselsyra från ballasten reagerar med alkalirikt porvatten från cementpastan. Gelen tar upp stora mängder vatten i fuktiga miljöer och är svällande. Vanliga skadetyper vid cement-ballastreaktioner är map- cracking och pop-out. Map-cracking g (Figur 8) är ett typiskt sprickmönster vid inre angrepp och pop-out är en utsprängning i betongytan (Fagerlund, 1992). Figur 8 Map-cracking på grund g av cement-ballastreaktioner (Nilsson, 2013). 333

34 3.3 Frostbeständighet Allmänt I länder med kallt klimat, exempelvis de skandinaviska länderna, är frostskador på byggnader ett stort problem. Frostskador uppträder i de flesta porösa mineralbaserade byggnadsmaterial, så som tegel, murbruk och betong. I Sverige upptäcktes de första frostskadorna på betong i början på 1900-talet (Fridh, 2005). Porositeten hos hårdnad betong är mellan ca 12% och 20%. Porsystemet utgörs främst av fina gelporer och kapillärporer (Fagerlund, 1994a). Om porerna utsätts för fritt vatten under längre eller kortare tid vattenfylls dessa. Då det råder kallt klimat kan vattnet i porerna frysa till is. Vid frysning av vatten utvidgas det med ca 9%. Denna volymökning gör att överskottsvattnet (den nioprocentiga ökningen) vill ta vägen någonstans. Om denna transport förhindras eller av någon anledning ej kan ske kommer höra tryck att uppstå inne i betongen (Fagerlund, 2002c). Vatten som är kapillärkondenserat fryser vid temperaturer under 0 C på grund av att det är utsatt för ett kapillärt undertryck. En mindre por ger ett större undertryck och en lägre fryspunkt. Huvuddelen av alla byggnadsmaterial innehåller porer som är större än 70 Å, betong skiljer sig från dessa med huvuddelen av alla porer mindre än 70 Å. Vilket ger att de porerna inte har något frysbart vatten förrän temperaturer lägre än -20 C. I Tabell 4 visas vid vilken temperatur porvattnet fryser beroende på porstorlek (Fagerlund, 2002c). Tabell 4 Fryspunkt för vatten i porer av olika storlekar Porradie [Å] Fryspunkt [ C] (Fagerlund, 2002c) Vid bedömning av risken för frostskador på betong finns det två olika fall som bör beaktas. Det ena är att frysningen sker med rent vatten inuti konstruktionen, så kallat frostangrepp (Figur 9). Det andra är att frysningen sker med salthaltigt vatten eller med på något sätt förorenat vatten, så kallat saltfrostangrepp (Fagerlund, 1994a). I denna rapport behandlas endast frostangrepp. 34

35 Figur 9 Inre frostskador (Hassanzadeh, 2013) Hydrauliskt tryck Då vattnet i en luftpor fryser, expanderar detta med 9%. Expansionen leder till att det vatten som inte får plats, måste ta vägen någonstans. Då det d inte får plats i poren måste det förflyttas till något annat luftfyllt utrymme, till exempel en luftpor. För att detta inte skall ge upphov till skador krävs en god porositet p hos betongen. Vattentransporten mellan betongens porer sker genom ett trångt och delvis isfyllt nät av gel- och kapillärporer. På grundd av denna svåra transport för vattnet bildas mycket höga vätsketryck, så kallade hydrauliska tryck. Dessa tryck fortplantas till betongens porväggar, när trycken blir högre än betongens draghållfasthet brister betongen (Fagerlund, 1994a). Figur 10 visar hur hydrauliskt tryck t uppstår. Följande allmänna uttryck beskriver det hydrauliska tryck (Fagerlund, 1994a): som uppstår i betongenn där: 0,09 1 är hydrauliskt tryck [Pa] är isbildningshastighet [m/s]] är frysbart vattenn 35

36 är permeabilitet [m 2 /Pa s] är medeltranspo rtavståndet från platsen för isbildning till närmaste lyftfyllda utrymme är en funktion som beror på det luftfyllda porsystemets geometri [m] Figur 10 Tryckfördelning då vattnet flyttas mellan kapillärpor och luftpor. En komplikation med teorin t för hydrauliskt tryck är svårigheten med att avgöraa avståndet mellan porerna, alltså det avstånd som vattnet måste vandra. Ett betongmaterial har i verkligheten enn komplicerad geometri som s gör det svårt att veta storlek på porerna och avståndet mellan dessa. För att lösa detta d problemm används ett genomsnittligt poravstånd, och med detta beräknas en kritisk k vattenhalt. Denna kritiska vattenhalt får inte överstigas för att materialet ska vara frostbeständigt (Fagerlund, 2002c). Om volymandelen luftporer i betongen och storleken på p porerna är känt kan betongens genomsnittliga poravståndd L beräknas enligt (Fagerlund, 2002c): 1,4 1 1 där: är genomsnittlig g poravstånd [m] är medelradien hos h porerna [m] är volymandelen luftfyllda porer betongen [m 3 /m 3 ] i 36

37 3.3.3 Sluten behållare Teorin kring sluten behållare bygger på ett specialfall frånn mekanismen som gäller vid hydrauliskt tryck. Teorin byggerr på att permeabiliteten och o töjningenn i materialet är noll (Fridh, 2005). När vattnet i en por fryser till is och får sin volymökning på ca c 9%, har det vatten som inte får plats i poren inte någonstans att ta vägen och vattentransport från poren är omöjlig. Det tvingar det vatten som fryser att stanna i utrymmet kringg den bildade iskroppen. Om luftporen är mindre än den frysta vattenmängden kommer materialet utsättas för så stora dragspänningar att det sprängs sönder. Figur F 11 visar hur en por utsätts för tryck (Fagerlund, 1994a). Figur 11 Isbildning i en sluten behållare.. För att undvika denna skademekanism, är den absolut lägsta tillåtnaa lufthalten i betong 9% av det frysbara vattnets volym. Detta brukar förklaras med d den kritiska vattenmättnadsgraden, S f,kr, vilket är volymen vatten som kan k vara i förhållande till porvolymen i betongen.. Ett poröst-sprött om vattenmättnadsgraden (se avsnitt 4.3.6) är större än 0,916. Denna siffra är baserad på isens volymökning vid frysning (Fagerlund, 2002c). material som betong kan aldrig klara att vattnet i betongen fryser Mikroskopiska islinser Iskristalltillväxt är en förstörelsemekanism som under vissa förhållanden kan varaa mer betydelsefull än hydrauliskt tryck. I porösa material somm betong, därr det finns en stor mängd frysbart vatten, kommer det finnas iskroppar i dee större porerna samtidigt som det finns ofruset vatten i de små porerna (se avsnitt 3.3.1). 3 Det kalla ofrusna vattnet har högre energiinnehåll än isen som finns i betongporerna, vilket leder till att det ofrusna vattnet kommer vandraa till iskropparna. Det ofrusna vattnet kommer vandra både till helt isfyllda porer och till delvis fyllda porer. Att vattnet vandrar till delvis fyllda porer är ofarligt, då det där finns plats för vattnet att expandera. Att vattnet vandrar till redan fyllda porer är mer riskfyllt för materialet, de porerna som får ytterligare vatten kommer utöva ett tryck mot porväggarna och materialet tvingas expandera (Fagerlund, 2002c). 37

38 Till en början kommer det fria ofrusna vattnet vandra både till den isfyllda poren och till den tomma luftporen (Figur 12). Då iskroppen i den fyllda poren får r ett mottryck från materialet, får iskroppen ett ökat energiinnehå åll, vilket medför att vattentransporten så småningom upphör. I och med detta kommer vattnet endast gå till iskroppar som växer spänningslöst (Figur 13). Med ett ökat avstånd mellan porerna så ökar det uppbyggda trycket innan processen vänder (Fagerlund, 2002c). Figur 12 Vattentransport till t både luftpor och kapillärpor. Figur 13 Vattentransport till t luftpor Makroskopiska islinser Makroskopiska islinser bildas genom samma mekanism som vanlig tjälbildning i marken. Mekanismen kan endast uppkomma i porösa material som utsätts för fuktig miljö (Fagerlund, 2002c). En förutsättning för att makroskopiska islinser ska uppstå är att det finns en temperaturfördelning i betongen sådan att vattnets fryspunkt uppkommer vid djupett z 0 (Figur 14). Temperaturen måste även vara konstant tillräckligt länge på nivån z 0 för att en islins ska kunna bildas och bli tillräckligt stor för att göra skada. En annan faktor är att betongens permeabilitet måstee vara så stor att den kan förse islinsenn med vatten (Fridh, 2005). Drivkraften för mekanismen är skillnaden i energiinnehåll mellan vattenmagasinet och isen. Energiskillnaden är betydligt större vid den makroskopiska mekanismen än den vid den mikroskopiska, detta eftersom vattnet i vattenmagasinet ärr varmare än isen i fryszonen (Fagerlund, 2002c). 38

39 Figur 14 Temperatur- och vattenförhållanden vid islinsbildning. 3.4 Torkning av betong Vid vattenmättning av betong torkas först vattnet i betongens porer ut, det görs vanligtvis i någon typ av ugn. Betongen utsättss sedan för ett undertryck i form av vakuumsugning. Efter att betongen utsatts för vakuum under en bestämd tid påförs vatten till proverna samtidigt som vakuumsugningen fortfarande pågår, när proverna är helt täckta med vatten avslutas vakuumsugningen och proverna p får ligga kvar i vatten. Tiderna för hur lång tid de olika processerna tar beror på betongprovets storlek (Fagerlund, 1972). Den mest kritiska delen i processen för vattenmättning av betong b är då uttorkningenn av porerna sker. Det råder delade meningar om vid vilkenn temperatur det bör ske. Enligt byggnadsmaterialavdelningenn vid LTH bör proverna torkas till 105 C för att torka ut allt vatten i porerna (Fagerlund, 1972). Dock medför m en torkning och vattenmättning av proverna att antalet stora porer och deras kontinuitett ökar, vilket beror på attt de små porerna kollapsar (Bager och Sellevold, 1986). Om betongenn torkas till höga temperaturer (över 60 C) kommer dess struktur att kollapsa mot en tätare och mer stabil sammansättning. Det blir även en bildning av färre stora gelporer vilket resulterar i fler kapillärporer (Jennings et al., 2005). Temperaturen för torkningen bör inte överstiga 50 CC för att inte ändra CSH-gelens struktur (Tang, 2013). 39

40 3.5 Frysnings inverkan på betongs hållfasthet. Det har visat sig att frostskador på vattenmättad betong försämrar materialets hållfastegenskaper och reducerar betongens tryckhållfasthet, draghållfasthet och elasticitetsmodul (Hanjari et al., 2010). Förlusterna i tryckhållfasthet för frostskadad betong i förhållande till oskadad är förhållandevis liten. Samma relation visar dock att draghållfastheten går ner avsevärt mycket för materialet. Även betongens elasticitetsmodul har visat sig försämrats avsevärt i förhållandet mellan frostskadad och oskadad betong (CONTECVET, 2001). 40

41 4 Material och metoder 4.1 Provkroppar Provkroppar göts för att kunna genomföra försöken. Provkropparnas framtagningsprocedur gås igenom i avsnitt Betongsammansättning Betongen som användes göts vid betongstationen i V-huset på Lunds tekniska högskola. Delmaterialen tillsattes i följande blandningsordning: 1. Grus 2. Cement 3. Makadam 4. Vatten 5. Flyttillsats Blandaren startades innan flyttillsatsen hälldes i och gick då i tre minuter, efter att flyttillsatsen adderats så gick återigen blandaren under tre minuter. Vid valet av recept var den aktuella betongen i 1BMA utgångspunkt med vattencementtal 0,62. Denna betong justerades därefter till vattencementtal 0,7. Det högre vattencementtalet var en uppskattning och är tänkt att simulera den försämring av betongen som anses ske under tiotusentals år. Till grund för valet låg teoriavsnittet om betongs beständighet (avsnitt 3.2). Receptet som användes var för en betong med vattencementtal 0,7. Receptet justerades från ett förhållande mellan grus/makadam på 50/50% till 45/55% för att erhålla bättre arbetbarhet för betongen. Flyttillsats tillsattes efter att testgjutningar av betongen utförts, där det visade sig att betongen hade för dålig arbetbarhet. Receptet redovisas i Tabell 5. Tabell 5 Betongrecept. Komponent Grundrecept [kg/m 3 ] Cement: CEM I Anläggningscement Vatten Grus: 0-8 mm 934,5 841 Makadam: 8-12 mm 934, Flyttillsats: - 0,6 Justerat recept [kg/m 3 ] Fuktkvoten uppmättes genom att dränka en känd med grus med t-sprit för att sedan elda detta tills gruset är helt torrt. Mängden fukt erhölls genom att ta skillnaden i vikt före och efter eldningen. Mängden fukt dividerades sedan med torrvikten och fuktkvoten erhölls. Fuktkvoten i gruset uppmättes efter två eldningar och medelvärdet var 5,55%. Vatten- och grusinnehållet i det justerade receptet reviderades för att ta hänsyn till denna fukt. Blandningen var på 120 liter varför de mängder som användes till blandningen redovisas i Tabell 6. 41

42 Tabell 6 Betongrecept anpassat efter mängd. Komponent Använt recept [kg] Cement: CEM I Anläggningscement t 33,48 Vatten 17,80 Grus: 0-8 mmm 106,52 Makadam: 8-12 mm 123,36 Flyttillsats: 0, Gjutningsförfarande Tre kuber med storlek 150x150x150 mm 3 göts för tryckhållfasthetstest. Kuberna fylldes till häften sedan vibrerades de på ett vibratorbord förr att sedan fyllas helt och vibreras igen innan ytan glättades. Figur 15 Gjutform. En form för gjutningen av den 1000x800x100 stora plattann skruvades ihop med 12 mm tjock formplywood (Figur 15). Gjutningen av huvudformen skedde i tre omgångar av påfyllnad med vibration mellan. Därefter glättades ytan n och formen täcktes med plast för härdning. Efter ett dygns härdning avformades plattan. Plattan vattnades kontinuerligt under de första sju dygnen. Betongplattan förvarades i rumstemperatur (20 C). Se Figur 166 för den avformade betongplattan. 42

43 Figur 16 Betongplatta Tillverkning av provkroppar Provkropparna som användes i försöken borrades ut ur betongplattan. Provkropparnas diameter var 95 mm och höjden 1000 mm. 63 provkroppar borrades ut efter att plattan härdat i 28 dygn (Figur 17). Varje provkropp markerades efter urborrning med unikt nummer. Provkropparnaa förvarades därefter i rumstemperaturr (20 C). Figur 17 Urborrning av betongkärnor. 43

44 4.2 Provutrustning Stålbehållare Till försöken användes två stålbehållare i form av cylindrarr med innerdiameter 147 mm, godstjocklek 28 mmm samt lock och botten med diameterr 203 mm ochh tjocklek 30 mm. Varje cylinders botten är svetsad in- och utvändigt till behållaren medan locket fästs med 8 stycken M10-bultar. Locket har 9 stycken mindre hål med d diametern 5 mm jämt utspridda (Figur 18). Dessa mindre hål används till termoelement samt för att vattnet som fryser skall kunna expandera, på så sätt studeras inte det tryck som isbildning ger på betongen utan endast det tryck som uppstår när vattnet i betongenn fryser. Figur 18 Översiktbild överr testbehållaree med lock. Utformningen av cylindern togs fram efter långa diskussioner och i samråd med handledare. Bakgrundstanken var att provet skulle frysas helt omgärdadd av is vilket innebar att vattnet frös utifrån och in. Hålen i locket skullee leda ut överskottvattnet som uppstår vid frysningen. Då det var okänt vilka krafter som behållaren var tvungen att motstå valdes väll tilltagna dimensioner (Figur 19). Enkla överslagsräkningar gjordes för att kontrollera dimensionerna. Ritningar på den tänkta behållaren togs fram och skickades till ett företag som sedan tillverkade behållaren. Framtagningen av cylindern samt cylinderns användningsområden behandlas vidare i avsnitt 5. 44

45 Figur 19 Översiktsbild över stålbehållaree utan lock Temperaturskåp och temperaturloggning För mätning av temperaturen i provkropparna användes termoelement. Termoelementen var kopplade till enn logger (Figur 20) som i sin tur skickade data till en server där all data sparades. När isbildning sker så avges det energi, denna energi återges som värme. Detta innebär att en eventuell isbildning utmärker sig som värmeutveckling, denna värmeutveckling registreras i termoelementen och i loggarna. På detta sätt kan en eventuell isbildning samt dess varaktighett registreras. Termoelementen hade en uppskattad noggrannhet på 0,22 C och kalibrerades i isvatten innan frysprovningarna inleddes. Figur 20 Logger för datalagring. 45

46 Temperaturskåp (Figur 21) användes för att reglera temperaturen. Temperaturskåpen kan programmeras med en temperaturvariation från -80 C till 180 C.. Skåpen kan även programmeras till att hålla en konstant temperatur eller att ha en konstant temperaturförändring under en bestämd tid. Skåpen kan även cykla en bestämd temperaturvariation. Temperaturskåpen hade en uppskattad noggrannhet n på 0,1 C. Figur 21 Temperaturskåpen som användes vid försöken. 4.3 Materialundersökningarr Skadenivån för provkropparna bedömdes genom okulär besiktning samt mätningar av egenfrekvens och gångtid med ultraljud. Övriga tester som s genomfördes under försöken var sättmått, lufthalt, l våtdensitet, tryckhållfasthet, spräckkraft och kritiskk vattenmättnadsgrad. Sättmåttet, lufthalten och våtdensiteten togs fram vid gjutningenn av betongenn medan tryckhållfastheten testadess vid 28-dygns ålder. Spräckkraften testades efter avslutade frystester för olika skadenivåer i betongen, vissa kroppar vattenlagrades upp till två veckor innan spräckkraften testades. Den aktuellaa vattenmättnadsgraden beräknades förr varje provkropp, dennaa baserades på porositeten för betongen Standardtester Standardtester som utfördes: Sättmått, färsk betong Enligt SS-EN Sättmåttet togs fram direkt i anslutning till blandningen av betongen. 46

47 Densitet, färsk betong Enligt SS-EN Densiteten erhölls i samband med mätningen av lufthalten för den färskaa betongen då volymen för behållaren var känd. Lufthalt, färsk betong Enligt SS-EN Lufthalten togs fram genom att fyllaa en behållare med färsk betong och därefter fylla upp luften i betongen med vatten, mängden vatten motsvarade hur mycket luft betongen innehöll. Tryckhållfasthet, hårdnad betong Enligt SS-EN Tryckhållfastheten erhölls genom att trycktesta standardkuber. Kraften ökades med konstant hastighet och då arean för standardkuberna var känd kunde tryckhållfastheten beräknas. Provkropparna för tryckhållfasth hetsprovningen uppfyller kraven enligt standard SS-EN och SS-EN Siktkurva för grus togs fram f enligt Protokoll för ballastundersökning, Cement- och Betonginstitutet Spräckkraft För att kunna bekräfta att betongproverna hade tappat hållfasthet under frysprovningarna undersöktes samtliga provers spräckkraft (Figur 22). Tester utfördes även för att se hur mycket torkningstemperaturerna och vattenmättningen påverkadee provernas spräckkraft. Opåverkade prover testades som eferens. De behandlingar som de övriga referensproverna genomgått var: torkning i 50 C, torkningg i 50 C och därefter vattenmättning (se avsnitt 5.2.1), torkning i 105 CC samt torkning i 105 C och vattenmättning (se avsnitt 5.2.1). Testerna utfördes enligtt SS-EN Figur 22 Uppställning vid spräckkraftstest. 47

48 4.3.3 Egenfrekvens För varje provkropp som genomgickk frystester mättes egenfrekvensen före och efter provningen med en Grindosonic. Enn Grindosonic ger frekvensen i enheten Hertz, Hz. Egenfrekvensen användes för att avgöra om provkropparna gick sönder under frystesterna. En lägre frekvens ger att provkroppens hållfasthet harr försämrats. Mätningarnaa skedde vid 20 C och provkroppen var våt. Provkropparna sätts i svängning genom att slå till dem påå deras ena sida med ett metallföremål, samtidigt som en sensor hålls mot provkroppens andra sida vilken registrerar provkroppens egenfrekvens. Mätningen skedde i kroppens längdriktning, 10 mm in från var sida. Provningen utfördes enligt Figur 23 och Figur 24. Figur 23 Testuppställning vid mätning av egenfrekvens. Figur 24 Testuppställning vid mätning av egenfrekvens. 48

49 Egenfrekvensen hos provkroppen n kan kopplas till provkroppens s dynamiskaa elasticitetsmodul enligt (Fagerlund,( 1977): där: är egenfrekvens innan frysprovning [khz] är egenfrekvens efter frysprovning [khz] är dynamisk E-modul innan Frysprovning [GPa] är dynamisk E-modul efter frysprovning [GPa] Gångtid med ultraljud För varje provkropp som s genomgick frystes mättes gångtiden med ultraljud. Gångtiden mäts i mikrosekunder, μs. Mätningarna skedde före och efterr provningenn vid 20 C och provkroppen var våt. Gångtiden användes för att avgöra om provkroppen påverkats under frystestet. Längre gångtid visarr att provkroppen har fått fler sprickorr under testett då det går fortare för ljudet att passera en hel provkropp än en provkropp som innehåller sprickor. Innan varje mätning kalibreradess utrusningenn mot en referenskropp i metall, för den skulle gångtiden alltid vara 26,3 μs. Provningen utfördes enligt Figur 25 och Figur 26. Figur 25 Kalibrering av gångtid med ultraljud. 49

50 Figur 26 Försöksuppställning vid mätning av gångtid med ultraljud Porositet För att kunna bestämma porositeten behövdes provkropparnaa torkas till 105 C, vägas och sedan vattenmättats. Provkropparnas torrvikt användes för att beräkna mängdenn vatten som trängde in i betongproven. Vattenmättningen utfördes u enligt Fagerlund (1972). För att beräkna betongens porositet användes följande ekvationn (Burström, 2007): där: är betongens porositet [%] är porvolymen [m[ 3 ] är totala volymen [m 3 ] Porvolymen erhölls genom mängden vatten som trängde in i betongproven efter vattenmättning. Totala volymen erhölls genom följande ekvation, somm baseras på Arkimedes princip (Burström, 2007) ): där: är betongens volym [m 3 ] är provkroppens s vikt i luft [kg] är provkroppens s vikt i vattenn [kg]

51 Provkroppens vikt i vatten erhöllss genom undervattensvägning. Se Figur 27 för mätuppställning. Porositeten beräknades för alla provkropparr som torkades till 105 C och redovisas som medelvärdet av alla kropparna. Porositeten för betongen användes därefter för att beräkna aktuell vattenmättnadsgrad i betongproverna. Den teoretiska porositeten i betongen beräknas enligt (Fagerlund, 2002b): där: α L 0,19 α 1000 är betongens porositet [-] är betongens cementhalt [kg/m 3 ] är betongens vattencementtal [-] är betongens hydratationsgrad [-] är betongens lufthalt [kg/m 3 ] Figur 27 Uppställning för undervattensvägning. 51

52 4.3.6 Kritisk vattenmättnadsgrad En undersökning av provkropparnas kritiska vattenmättnadsgrad utfördes enligt Fagerlund (1977), i vilken ett antal provkroppar konditioneras till olika vattenmättnadsgrader för att sedan frysas. Ett mått på hur vattenmättnadsgraden påverkar skadenivån för provkropparna erhölls genom kvoten av den dynamiska E- modulen före och efter frysning. Vattenmättnadsgrad S definieras (Fagerlund, 2002c): där: är vattenmättnadsgraden [-] är mängden vatten i provet [kg] är porvattnets densitet [kg/m 3 ] är totala porvolymen i materialet [m 3 ] Då den frysbara mängden vatten fryser och expanderar med 9% skall expansionen tas upp av luftvolymen. Den maximala kritiska vattenmättnadsgraden kan då beskrivas enligt: där:, 0,09 0,917, är kritiska vattenmättnadsgraden [-] är mängden frysbart vatten [m 3 /m 3 ] Den teoretiskt högsta möjliga vattenmättnadsgraden blir därför 0,917, om den är högre kommer inte materialet kunna ta hand om expansionen från vattnet. Ju högre vattenmättnadsgrad, ju större expansion (Fridh, 2005). 52

53 5 Försök Försöken har utförts vid Avdelningen för Byggnadsmaterials laboratorium vid Lunds Tekniska Högskola. I avsnitt anser Tang och Bager att betongen nere i 1BMA endast skulle få begränsade skador, detta eftersom när betongen belastas med spänningar och således spricker efter en viss spänning, då bildas sprickor och avlastas betongen. Därefter kommer det återigen att bildas spänningar för att sedan avlastas vid nästa sprickbildning. Denna rapport motsäger Vattenfalls frystester (avsnitt 2.3.3) och rapporten från Emborg et al. (avsnitt 2.3.1) vilka säger att betongen helt går sönder. Försöken utformades utefter tankegångar kring bergets påverkan på frysningen av betongen. Efter diskussioner med handledare och beställare valdes en försöksmetod där en stålbehållare skulle simulera det oeftergivliga berget med odränerade förhållanden. För referenser till denna metod valdes en försöksmetod med plastpåsar istället för stålbehållare. Plastpåsarna ansågs simulera enbart odränerade förhållanden och skulle kunna representera svaghetszoner i det hårda berget. För att efterlikna förhållandena vid 1BMA där det mellan betongkonstruktion och berget kommer fyllas upp med makadam och vatten gjordes detta även i försöket. Sammanfattningsvis innebär det att betongproven placerades mitt i stålcylindern med vatten och makadam runt sig. Med frysning i stålbehållaren undersöktes förutom odränerade förhållanden även det tryck som bildas då vattnet inte kan expandera fritt vid frysning (avsnitt 3.3.3), samt om detta tryck har någon inverkan på betongens hållfasthet. De provkroppar som var placerade i plastpåsar, där de täcks med lika mycket makadam och vatten som de provkropparna som placerats i stålcylindern användes även som referensobjekt vid undersökningen av tvånget. De experimentella studierna var uppdelade efter de tre olika torkningstemperaturer. Även kontinuerlig fukttillgång under frysningen analyserades. För att undersöka detta plastades en av provkropparna som frystes i stålbehållaren in i plastfolie. Kontinuerlig fukttillgång undersöktes endast under de tre första försöksomgångarna. I det sista försöket cyklades temperaturförloppet tre gånger. Detta gjordes för att studera cyklingens inverkan på skadenivån. 5.1 Förberedande försök En frysning där allt innehåll (betongprov, makadam och vatten) i stålbehållaren frös säkerställdes genom att utföra olika förberedande försök Betong För att få inblick i hur den för försöken framtagna betongen betedde sig vid vattenmättning och frysning, gjordes några inledande försök. Först torkades fyra stycken prover till 105 C för att sedan vattenmättas, proverna utsattes då för vakuum 53

54 i 24 timmar för att avslutningsvis ligga i vatten i 48 timmar. Proverna preparerades med termoelement både mitt i proven och på utsidan av proven, detta för att se när isbildningenn i betongenn startar samt hur isbildningen rör sig inåt eller utåt. När proverna var vattenmättade och preparerade med termoelement placerades de fritt stående i plastbägare i ett klimatskåpp och utsattess för en frysning, uppställning kan ses i Figur 28. Klimatskåpett programmerades till attt gå direkt ner till -2 C för att sedan hålla sig på -2 C konstant i ett dygn. Därefter gick temperaturen ner med konstant hastighet tilll -10 C under nästkommande dygn, skåpet höll sedan s -10 CC i två timmar för att avslutningsvis tinas upp till 20 C under 2 timmar. När N skåpet nådde 20 C, togs proverna ut och studerades. Inga skador på betongen upptäcktes. Denna cykel valdes för att temperaturen för betongen och övrig utrustningg skulle stabilisera sig vid -2 C innann temperaturen sänktes för att få reda på vidd vilken temperatur som betongen frös. Betongens frystemperatur antogs vara liknande den som togs fram vid den studie Emborg et al utförde (avsnitt 2.3.1) Figur 28 Försöksuppställning vid förberedelseförsök. Då skadornaa var obefintliga på betongproverna, väcktes en teori om attt vatten hade avdunstat från proverna och på så sätt hade inte provernaa haft tillräckligt mycket frysbart vatten för att få en sönderfrysning av betongproverna. Därför gjordes ett nytt försök där tre stycken provkroppar r vattenmättades och preparerades identiskt med den tidigare provningen,, dock med den modifikationen att proverna slöts s in i plast för att inget vatten skulle får chansen att avdunsta, försöksuppställning enligt Figur 29. Proverna utsattes för samma temperaturvariation som den tidigare t provningen. När försöket avslutades visade det sig att även dessa betongprover inte hade fått några makroskador. 54

55 Figur 29 Försöksuppställning vid förberedelseförsök, inplastade. Då de inplastade proverna inte heller visade några tendenserr till makroskador ansågs fukttillgången under frysförloppet spela en avgörande roll för skadepåverkan. Slutsatsen av dessa förberedande tester innebar att försöken utformades med två provkropparr i var sin stålcylinderr samt två provkropparr i plastpåsar för varje provomgång. Samtliga provkroppar var omslutna av makadam och vatten, detta för att efterlikna den tänka miljön och för att säkerställa kontinuerlig fukttillgång under frysningen Stålbehållare För att säkerställa att frysningen i stålbehållaren skedde på ett sätt så allt innehåll i stålbehållaren frös genomfördes det testförsök av frysningenn innan skarpa test. Först utfördes ett försök där behållaren helt fylldes med vatten. I centrum c av stålbehållaren placerades en liten stege (Figurr 30) som termoelement fästes i. Ett element placerades 3 cm upp från botten, ett placerades 3 cm ner från locket och ett placerades mitt i behållaren. Med hjälp av termoelementen kundee frysningenn av vattnet observeras. Figur 30 Försöksuppställning vid testförsök av behållare. 555

56 Klimatskåpet programmerades till att gå direkt ner till 2 C för att sedan hålla sig på 2 C konstant i ett dygn. På så sätt kunde allt i skåpet få samma temperatur. Sedan gick temperaturen med konstant hastighet ner till -10 C under nästkommande dygn, skåpet höll sedan -10 C i två timmar för att avslutningsvis tinas t upp till l 20 C under 2 timmar. När temperaturen i skåpet var 0 C avslutades försöket och behållaren öppnades. Stålbehållarens goda värmeledningsförmåga bidrog till att isen började bildas utmed insidan av behållaren för att sedan växa in mot centrum av behållaren, detta innebar att det till slut fanns kvar ofruset vatten i mitten av behållaren som inte kunde frysa då det ej fanns något expansionsutrymme (Figur 31). Figur 31 Ofruset vattnet omgivet av frusen is. Under dessa försök observerades is som hade pressats ut genom de små hålen i locket (Fel! Hittar inte referenskälla. och Figur 32) ). Detta innebar att hålen fyllde sin funktion väl och kunde leda ut is ochh vatten istället för att isen skulle blockera hålen. Figur 32 Isbildning på locket. 56

57 I nästa försök fylldes behållaren först med makadam (Figur 33) 3 och sedan med vatten för att fylla upp tomrummen. Samma stege som användes i förra försöket för att placera termoelementenn på olika höjder i behållen, användes även i detta försök. Samma temperaturvariation som för försöket med endast vatten i behållaren användes för detta försök. När försöket avlutades och behållen öppnades visade det sig att nästan allt vatten hade frusit. Det fanns endast lite ofruset vatten mitt i provet. Figur 33 Försöksuppställning vid testförsök av behållare, med makadam. Då det i försöket med makadam ochh vatten frös i nästan hela behållaren, gjordes ett försök med att frysa en provkropp. Temperatur-programmett När försöket avslutades och behållaren öppnades visade det sig att det frusit hela vägen in till betongprovet (Figur var likadant som för de två tidigare försöken med stålbehållaren. 34). Figur 34 Avslutning av testförsök. 57

58 5.2 Huvudförsök Vattenmättning av provkroppar Då betongkonstruktionen ligger under grundvattennivån krävs bortpumpning av grundvattnet för att förvaret ej skall vara vattenfyllt. När SFR stängs kommer bortpumpningen av grundvattnet att upphöra och grundvattennivån kommer återställas. Enligt teoristudierna kommer betongen i 1BMA vara helt vattenmättad då permafrost inträder om cirka år (avsnitt 1 och 0 ). Då naturlig vattenmättnad för så stora betongkonstruktioner uppstår först efter lång tid, var det tvunget att påskynda denna process. För att påskynda vattenmättnaden av proverna torkades först det vatten som fanns i porerna ut i en ugn. Proverna utsattes sedan för vakuumsugning för att sedermera kunna fylla upp sina porer när de placerades i vatten. Under vakuumsugningen var trycket i vakuumklockan mellan 1 mbar och 5 mbar. Efter att betongen härdats i minst 28 dygn så borrades betongkroppar ut. Dessa torkades sedan under olika förhållanden, för att få bort vattnet i betongens porer. Vägning av kropparna skedde kontinuerlig för att se när uttorkningen började avstanna för respektive temperatur. Provkropparna torkades i dels 50 C och dels i 105 C. Torktider redovisas i Bilaga A. Efter att torkningen avslutats placerades provkropparna i vakuumklocka (Figur 35) och vakuumsugning påbörjades. Mättningen fortgick i minst 24 timmar, därefter fylldes vatten på samtidigt som vakuumpumpen fortfarande gick, när vattennivån översteg provkropparna med god marginal stängdes pumpen av och vattenlagring i minst 24 timmar inleddes (Figur 36). För provkropparna som var lagrade i rumstemperatur (20 C) skedde ingen vakuumsugning utan de vattenlagrades istället i minst 24 timmar. 58

59 Figur 35 Pågående vakuumsugning. Figur 36 Pågående vattenlagring efter vakuumsugning. 59

60 5.2.2 Preparering av provkroppar I varje provkropp borrades ett 4 mmm stort hål in till mitten avv provkroppen innan den vattenmättades. Innan provkropparn na skulle utsättas för ett e frystest preparerades provkropparna med termoelement mitt i och på ytan. Termoelementett som skulle logga temperaturen i mitten av provkroppen sattes på plats med m tvåkomponents epoxy för att täta hålet så att luft och vattenn ej kunde tränga in. Mot hålet där termoelementet placerades sattes en liten bit cellplast för att isolera. Termoelementet somm skulle mäta temperaturen på provkroppens yta, placerades rakt mot provets yta medd en liten bit cellplast utanför. Båda cellplastbitarn na som placerades på betongprovet hölls på plats av en tunn ståltråd (skylttråd) som virades runt provet (Figur 37). Figur 37 Preparerad provkropp Försöksuppställning Varje försök omfattade fyra provkroppar. Två stycken prover i varsin behållare och två stycken prover i plastpåsar ute i frysen. Behållarnas totala volym var 2,7 liter. I behållarna placerades proverna vilka redan preparerats medd termoelement på en 30 mm tjock bädd av makadam med fraktionerna 4-8 mm. Provet placerades centralt i behållaren (Figur 38), hela behållaren fylldes sedan upp med makadam. Vatten hälldes sedan på tills även det nådde ovankant på behållaren (Figur 39). Locket placerades på behållaren och termoelementenn leddes ut genom hålen i locket. Bultarna drogs åt korsviss tills alla bultar var helt spända. 60

61 Figur 38 Försöksuppställning med betongprov i behållare. Figur 39 Försöksuppställning med grus och vatten ovanför betongprovet. Fram till och med den tredje försöksomgången plastades en av de två provkropparnaa som frystes i cylinder in i med plastfolie (Figur 40). Detta gjordes för r att visa hur frysningen beror på fuktupptagningg under försökets gång. Efter det tredje försöket hade alla provkroppar frii tillgång till l vatten under frysförsöken. 61

62 Figur 40 Inplastad betongprov. Två av de fyra proverna frystes i tre-liters under tvång. Plastpåsarna fylldes med samma mängd makadam och vatten som i behållarna. Överst i påsen lämnades utrymme för isens expansion. Påsen slöts i öppningen för att undvika avdunstning av vattnet. I Figur 41 och Figur 42 visas hur försöket medd betongprovet i plastpåsen var utformat och även hur hela provuppställningen såg plastpåsar för att använda som referens mot de prover som testades ut. Figur 41 Preparering av betongprovet i plastpåsar. 62

63 Figur 42 Försöksuppställning i temperaturskåp Temperaturförloppet En frysprovning av betongkropparna tog 7 dygn. Provning både startades och avslutades i 20 C. Direkt då försöket startade gick temperaturskåpens temperatur ner till 2 C för att sedan stanna där tills provkropparnas temperatur var samma som omgivande lufts. Då proverna nåddee 2 C började en kontinuerlig temperaturnedgångg då temperaturen sänktess från 2 C till -10 C under 150 timmar. Frysen höll sedan kontinuerligt -10 C i 2 timmar för att sedan höja temperaturen till 20 CC tills det att proverna även når 20 C. För att t nerfrysningen av behållarna skulle gå fortare förvarades delmaterialen som användes (makadam och vatten) i en kyl med temperatur på 5 C. 63

64 5.2.5 Försöksupplägg Provserierna var utformade enligt Tabell 7. Tabell 7 Sammanställning av försök. Provserie Datum Torkningstemperatur Antal I Inplastade /Provnummer [ C] cykler cylinder Provserie 1 15/4-12/ Ja Ja Ja Nej Nej Ja* Nej Ja* Provserie 2 15/4-22/ Ja Ja Ja Nej Nej Nej Nej Nej Provserie 3 22/4-29/ Ja Ja Ja Nej Nej Nej Nej Nej Provserie 4 29/-6/ Ja Nej Ja Nej Nej Nej Nej Nej Provserie 5 6/5-13/ Ja Nej Ja Nej Nej Nej Nej Nej Provserie 6 13/5-4/ Ja Nej Nej Nej Ja Nej Nej Nej *Enbart inplastade i plastfolie, ej frysta med makadam och vatten runt om sig 64

65 5.3 Upprepning av Vattenfalls försök Vattenfall FoU gjorde genom Per-Erik Thorsell frystester på den befintliga betongen i 1BMA (avsnitt 2.3.3). För att undersöka hur den i arbetet framtagna betongenn reagerar vid liknande frystest, f gjordes en upprepning avv en av metoderna som Vattenfall använde sig av. Betongenn var torkad i 105 C till konstant vikt, därefter vakuummättades proverna i 48 timmar följt av att provernaa täcktes med vatten och pumpen stängdes av. Provkropparnaa vattenlagrades i ytterligare 48 timmar. Frystestet började på 0 C och temperaturenn sänktes sedan med 1 C på 488 timmar till temperaturen var nere på -10 C, då tinades proverna upp till 20 C på 244 timmar. Testet utfördes på fyra stycken provkroppar. Varje provkropp preparerades med ett termoelement i mitten av kroppen (Figur 43). Termoelementet sattes på plats i ett förborrat hål med tvåkomponents epoxy, utanpå hålet sattes en isolerande bit av cellplast. Det preparerade provet placerades sedan i en femm liter stor hink med 3,5 liter vatten inuti (Figur 44). Figur 43 Preparerad provkropp. 65

66 Figur 44 Försöksuppställning vid upprepning av Vattenfalls försök. Alla fyra hinkarna placerades sedan i temperaturskåpett enligt Figur 45. När temperaturen var -5 C togs en av hinkarna ut och tinades upp till 20 C under ett dygn, detta för att kontrollera vad som händer med betongen b ner till denna temperatur. Resterande tre prover togs ut när frysningen varr avslutat och det var -10 C i temperaturskåpet, även dessa tinades upp tilll 10 C under ett dygn. Figur 45 Försöksuppställning i temperaturskåp. 66

67 6 Resultat 6.1 Standardtester Resultaten för sättmått, lufthalt och densitet redovisas i Tabell 8. För siktkurva över gruset se Bilaga. Standardtesterna utfördes enligt Tabell 8 Resultat vid standardtest. Typ Enligt standard Resultat Sättmått SS-EN mm Densitet SS-EN kg/m 3 Lufthalt SS-EN ,1% Tryckhållfasthet SS-EN ,62 MPa Det kubiska tryckhållfasthetsvärdet på 34,62 MPa motsvarar en betong av kvalitet C25. Sättmåttet på 10 mm motsvarar konsistensklass S Huvudförsök Prover torkade i 20 C Resultaten för försöken presenteras så att alla provkropparna som har torkats i samma temperatur före vattenmättning redovisas tillsammans. Under kolumnen inverkan av tvång innebär Ja att provkropparna frysts i stålbehållaren och Nej innebär att provkropparna frysts i plastpåsar. Provnumret indikerar på vilket försök som provkroppen ingick i enligt avsnitt Egenfrekvens Resultaten för egenfrekvensen före respektive efter frysning redovisas i Tabell 9. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Egenfrekvensen redovisas som medelvärdet av fem mätningar. Tabell 9 Egenfrekvensen före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning E n /E 0 [khz] [khz] [-] Ja 61* 1,21 1,17 0,93 Ja 62 1,13 1,13 1,00 Nej 63 1,21 1,17 0,93 Nej 64 1,19 1,11 0,87 * Utan tillgång till vatten under frysning Gångtid med ultraljud Resultaten för gångtiden med ultraljud före respektive efter frysning redovisas i Tabell 10. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Gångtiden redovisas som medelvärdet av två mätningar. 67

68 68 Tabell 10 Gångtiden med ultraljud före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning [μs] [μs] Ja 61* 23,7 24,1 Ja 62 23,6 24,6 Nej 63 23,1 23,2 Nej 64 23,0 23,2 * Utan tillgång till vatten under frysning Spräckkraft Resultaten för vilken kraft som krävdes för att spräcka proverna redovisas i Tabell 11. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Som referens visade avsnitt 6.7 att en spräckkraft på 50 kn kan anses vara representativ för betongen i opåverkat tillstånd. Tabell 11 Spräckkraft efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Spräckkraft [kn] Ja 61* 49,1 Ja 62 46,8 Nej 63 51,5 Nej 64 46,7 * Utan tillgång till vatten under frysning Frystemperatur Resultaten för vilken frystemperatur som första isbildningen skedde i betongen redovisas i Tabell 12. Frystemperaturen innebär vid vilken temperatur värmeutvecklingen registrerades av termoelementet. Tabell 12 Frystemperaturer. Inverkan av tvång Provnummer Temperatur [ C] Ja 61* -0,5 Ja 62-0,4 Nej 63-0,7 Nej 64-0,4 * Utan tillgång till vatten under frysning Temperaturdiagram över fryscykeln för respektive provkropp bifogas i Bilaga C Prover torkade i 50 C Resultaten för försöken presenteras så att alla provkropparna som har torkats i samma temperatur före vattenmättning redovisas tillsammans. Under kolumnen inverkan av tvång innebär Ja att provkropparna frysts i stålbehållaren och Nej innebär att provkropparna frysts i plastpåsar. Provnumret indikerar på vilket försök som provkroppen ingick i enligt avsnitt

69 Egenfrekvens Resultaten för egenfrekvensen före respektive efter frysning redovisas i Tabell 13. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Egenfrekvensen redovisas som medelvärdet av fem mätningar. Tabell 13 Egenfrekvensen före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning E n /E 0 [khz] [khz] [-] Ja 01*** 1,16 1,15 0,98 Nej 02*** 1,18 1,10 0,87 Ja 21 1,18 1,17 0,98 Ja 31 1,17 4,74** 16,41** Ja 32 1,11 1,16 1,09 Nej 33 1,19 1,18 0,98 Nej 34 1,14 1,15 1,02 Nej 35 1,17 1,21 1,07 Nej 36 1,18 1,17 0,98 Nej 37* 1,18 1,17 0,98 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Antagligen felmätning. Bör ej beaktas *** Cyklade tre gånger Gångtid med ultraljud Resultaten för gångtiden med ultraljud före respektive efter frysning redovisas i Tabell 14. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Gångtiden redovisas som medelvärdet av två mätningar. Tabell 14 Gångtiden med ultraljud före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning [μs] [μs] Ja 01** 25,7 67,5 Nej 02** 25,7 25,7 Ja 21 23,6 34,5 Ja 31 24,8 57,2 Ja 32 24,1 29,4 Nej 33 24,0 24,9 Nej 34 24,1 25,1 Nej 35 24,7 27,3 Nej 36 25,4 27,6 Nej 37* 24,6 32,3 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Cyklade tre gånger 69

70 Spräckkraft 70 Resultaten för vilken kraft som krävdes för att spräcka proverna redovisas i Tabell 15. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Som referens visade avsnitt 6.7 att en spräckkraft på 50 kn kan anses vara representativ för betongen i opåverkat tillstånd. Tabell 15 Spräckkraft. Inverkan av tvång Provnummer Spräckkraft [kn] Ja 01** 25,1 Nej 02** 55,0 Ja 21 32,7 Ja 31 33,0 Ja 32 34,0 Nej 33 38,2 Nej 34 38,1 Nej 35 42,1 Nej 36 35,7 Nej 37* 31,6 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Cyklade tre gånger Frystemperatur Resultaten för vilken frystemperatur som första isbildningen skedde i betongen redovisas i Tabell 16. Frystemperaturen innebär vid vilken temperatur värmeutvecklingen registrerades av termoelementet. Tabell 16 Frystemperaturer. Temperatur Inverkan av tvång Provnummer [ C] Första Andra Tredje frysningen frysningen frysningen Ja 01** -0,5-1,2-0,5 Nej 02** -1,6-0,5-1,0 Ja 21-1,2-1,2-1,6 Ja 31-0,5 Ja 32-0,4 Nej 33-0,8 Nej 34-0,6 Nej 35-0,4 Nej 36-0,6 Ja 37* -1,6-1,5 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Cyklade tre gånger Temperaturdiagram över fryscykeln för respektive provkropp bifogas i Bilaga C

71 6.2.3 Prover torkade i 105 C Resultaten för försöken presenteras så att alla provkropparna som har torkats i samma temperatur före vattenmättning redovisas tillsammans. Under kolumnen inverkan av tvång innebär Ja att provkropparna frysts i stålbehållaren och Nej innebär att provkropparna frysts i plastpåsar. Provnumret indikerar på vilket försök som provkroppen ingick i enligt avsnitt Egenfrekvens Resultaten för egenfrekvensen före respektive efter frysning redovisas i Tabell 17. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Egenfrekvensen redovisas som medelvärdet av fem mätningar. Tabell 17 Egenfrekvensen före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning E n /E 0 [khz] [khz] [-] Ja 07*** 1,16 0,90 0,60 Nej 11*** 1,18 1,17 0,98 Ja 16 1,17 1,18 1,02 Ja 17 1,18 5,89** 24,92** Nej 22* 1,16 1,10 0,90 Nej 23* 1,20 1,17 0,95 Ja 24* 1,17 1,22 1,09 Ja 25 1,11 1,17 1,11 Nej 26 1,13 1,12 0,98 Nej 27 1,19 1,15 0,93 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Antagligen felmätning. Bör ej beaktas *** Cyklad tre gånger 71

72 Gångtid med ultraljud Resultaten för gångtiden med ultraljud före respektive efter frysning redovisas i Tabell 18. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Gångtiden redovisas som medelvärdet av två mätningar. Tabell 18 Gångtiden med ultraljud före och efter frysning. Inverkan av tvång Provnummer Före frysning Efter frysning [μs] [μs] Ja 07*** 26,8 ** Nej 11*** 24,8 26,4 Ja 16 25,4 54,4 Ja 17 24,8 39,7 Nej 22* 26,3 26,7 Nej 23* 25,8 27,1 Ja 24* 25,4 34,9 Ja 25 25,7 51,9 Nej 26 24,1 25,4 Nej 27 24,0 28,5 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Mätvärden erhölls ej *** Cyklade tre gånger Spräckkraft Resultaten för vilken kraft som krävdes för att spräcka proverna redovisas i Tabell 19. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Som referens visade avsnitt 6.7 att en spräckkraft på 50 kn kan anses vara representativ för betongen i opåverkat tillstånd. Tabell 19 Spräckkraft. Inverkan av tvång Provnummer Spräckkraft [kn] Ja 07** 16,4 Nej 11** 38,5 Ja 16 33,9 Ja 17 32,8 Nej 22* 39,7 Nej 23* 40,3 Ja 24* 32,7 Ja 25 38,2 Nej 26 40,6 Nej 27 35,7 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Cyklade tre gånger 72

73 Frystemperaturer Resultaten för vilken frystemperatur som första isbildningen skedde i betongen redovisas i Tabell 20. Frystemperaturen innebär vid vilken temperatur värmeutvecklingen registrerades av termoelementet. Tabell 20 Frystemperaturer. Temperatur Inverkan av tvång Provnummer [ C] Första Andra Tredje frysningen frysningen frysningen Ja 07** -1,5-3,1-0,6 Nej 11** -0,4-0,4-0,5 Ja 16-2,4 Ja 17-2,1 Nej 22* -4,4 Nej 23* -3,8 Ja 24* -2,4 Ja 25-2,2 Nej 26-1,7 Nej 27-1,7 * Utan tillgång till vatten under frysning ** Cyklade tre gånger Temperaturdiagram över fryscykeln för respektive provkropp bifogas i Bilaga C 6.3 Upprepning av Vattenfalls försök Försöket genomfördes enligt avsnitt 5.3 som i sin tur bygger på avsnitt Egenfrekvens Resultaten för egenfrekvensen före respektive efter frysning från upprepningen av Vattenfalls försök redovisas i Tabell 21. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Egenfrekvensen redovisas som medelvärdet av 5 mätningar. Prov 14 togs ut vid temperaturen -5 C. Tabell 21 Egenfrekvensen före och efter frysning. Provnummer Före frysning Efter frysning E n /E 0 [khz] [khz] [-] 12 1,19 1,13 0, ,16 1,15 0, ,15 1,14 0, ,17 1,13 0,93 73

74 6.3.2 Gångtid med ultraljud Resultaten för gångtiden med ultraljud före respektive efter frysning vid upprepningen av Vattenfalls försök redovisas i Tabell 22. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Gångtiden redovisas som medelvärdet av 2 mätningar. Tabell 22 Gångtiden med ultraljud före och efter frysning. Provnummer Före frysning Efter frysning [μs] [μs] 12 25,3 27, ,4 45, ,9 26, ,9 30, Spräckkraft Resultaten för vilken kraft som krävdes för att spräcka proverna redovisas i Tabell 23. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Som referens visade avsnitt 6.7 att en spräckkraft på 50 kn kan anses vara representativ för betongen i opåverkat tillstånd. Tabell 23 Spräckkraft efter frysning vid upprepning av Vattenfalls försök. Provnummer Spräckkraft [kn] 12 32, , , , Frystemperatur Resultaten för vilken frystemperatur som första isbildningen skedde i betongen redovisas i Tabell 24. Frystemperaturen innebär vid vilken temperatur värmeutvecklingen registrerades av termoelementet. Tabell 24 Frystemperatur vid upprepning av Vattenfalls försök. Provnummer Temperatur [ C] 12-0,3 13-0,3 14-0,3 15-0,3 Temperaturdiagram över fryscykeln för respektive provkropp bifogas i Bilaga D. 74

75 6.4 Porositet Samtliga provkroppar som torkades till 105 C användes för att beräkna porositeten för betongen. Beräkningen av porositeten redovisas i Tabell 25. Medelvärdet för porositeten ansågs representera betongen. Tabell 25 Porositet. Provnummer Volym vattenfyllda porer [cm 3 ] Total volym [cm 3 ] Porositet [%] ,9 714,2 15, ,9 709,9 14, ,5 723,6 15, ,7 729,7 15, ,0 729,2 15, ,8 724,4 15, ,2 720,9 15, ,7 712,4 15, ,2 707,7 15, ,7 710,5 14, ,9 707,1 14, ,9 697,1 15, ,3 695,8 16, ,2 697,2 15,52 Medelvärde: 15,32 % Porositeten i betongen bestämdes till 15,3 %. Den teoretiska porositeten i betongen bestämdes enligt avsnitt Med en antagen hydratationsgrad på 0,8 vilket var lämpligt med tanke på betongens ålder (Fagerlund, 2002b) ; lufthalt 1,1%; vct 0,7 och cementhalten 279 kg/m 3 erhölls porositeten ( ) 16,4% ,7 0,19 0,8 0,011 0,

76 6.5 Vattenmättnadsgrad Som mått på hur mycket vatten som trängt in i provkropparna användes vattenmättnadsgrad. Beräkningen utfördes enligt avsnitt Vattenmättnadsgraden för provkroppar torkade i 20 C redovisas i Tabell 26 medan vattenmättnadsgraden för prover torkade i 50 C redovisas i Tabell 27. Provkroppar som torkats till 105 C och sedan vattenmättats antogs ha en vattenmättnadsgrad på 1,00 då allt fritt vatten i provkropparna bör ha torkat ut vid 105 C torktemperatur. Tabell 26 Aktuell vattenmättnadsgrad för prover lagrade i rumstempererat vatten. Provnummer Volym vattenfyllda porer [cm 3 ] Total volym [cm 3 ] Vattenmättnadsgrad [-] 61 36,2 695,2 0, ,9 692,2 0, ,8 682,6 0, ,6 677,2 0, ,2 691,0 0, ,4 695,9 0, ,9 691,0 0, ,1 675,7 0,42 Tabell 27 Aktuell vattenmättnadsgrad för prover torkade i 50 C Provnummer Volym vattenfyllda porer [cm 3 ] Total volym [cm 3 ] Vattenmättnadsgrad [-] ,3 706,8 0, ,7 728,1 0, ,2 734,4 0, ,4 732,1 0, ,2 725,3 0, ,9 717,2 0, ,1 712,3 0, ,6 710,0 0, ,8 716,1 0, ,7 719,8 0, ,6 716,3 0, ,3 709,6 0, ,6 700,7 0, Kritisk vattenmättnadsgrad Kritisk vattenmättnadsgrad bestämdes enligt avsnitt Resultaten för egenfrekvensen vid bestämningen av kritisk vattenmättnadsgrad redovisas i Tabell 28. Mätningarna av egenfrekvensen utfördes enligt avsnitt Resultaten presenteras som medelvärdet av 5 mätningar. 76

77 Tabell 28 Resultat före och efter frysning för egenfrekvensen Provnummer Vattenmättnadsgrad Före frysning Efter frysning E n /E 0 [-] [khz] [khz] [-] 1 1,00 1,16 1,16 1,00 2 0,95 1,16 1,15 0,98 3 0,90 1,15 1,18 1,05 4 0,85 1,17 1,17 1,00 5 0,80 1,19 1,17 0,97 6 0,75 1,18 1,20 1,03 7 0,70 1,18 1,18 1, Spräckkraft Resultatet för de provkroppar som endast torkats, samt de provkroppar som torkat och vattenmättats redovisas i Tabell 29. Mätningarna utfördes enligt avsnitt Tabell 29 Spräckkraft för referensprover. Provnummer Torktemperatur [ C] Vattenmättning Spräckkraft [kn] Ja 39, Ja 40, Ja 32, Ja 35, Ja 38, Ja 37, Nej 52, Nej 42, Nej 52, Nej 46, Nej 55, Nej 49, Nej 42, Nej 52, Nej 52, Nej 40, Nej 41, Nej 46, Nej 39,9 En bra referenskraft för opåverkade kroppar kan enligt provkroppar torkade i 20 grader (rumstemperatur) och ej vattenmättade i Tabell 29 vara ungefär 50 kn. 77

78 78

79 7 Diskussion Resultaten som framkom under dee olika försöken och materialunderm rsökningarna, analyseras här genom att dra paralleller till teoristudier och bakgrundsfakb kta i syfte att utreda hur betongkonstruktionen i 1BMA reagerar på en framtida permafrost. 7.1 Skadepåverkan De experimentella frysförsöken visade att tvånget, genom stålcylinderns mothållande inverkan, påverkade skadenivån. Okulär bedömning efter avslutad frysning gav svagaa resultat, endast två provkroppar visade någon sprickbildningg efter avslutad frysning. Bestämningen av betongens egenfrekvens visade ingen försämring av betongen. Dock visade både mätningarnaa av provets gångtid med ultraljud och provets spräckkraft på en skillnad mellan proverna som utsattes för tvång jämfört med de prover som inte utsattes för tvång. I Diagram 1 visass sambandet mellan torktemperatur och eventuellt tvång mot inre skador här visad medd gångtidskvoten före och efter frysning. En kvot som är under 1,0 innebär en försvagning av betongen då en längre l gångtid innebär en sämre betong då ultraljudet behöver mer tid på sig för att ta sig igenom betongens inre sprickor. Prover torkade i 50 C och 105 C visar en lägree gångtidskvot än prover torkade i 20 C. Provkroppar som frysts under inverkan av tvång visar också en lägre gångtidskvot. Diagram 1 Torktemperaturens och tvångets inverkan på gångtiden med m ultraljud. Inga provkroppar uppvisade någon strukturell kollaps som Emborg et. al förutspådde. Skadorna var mer lika dem som Tang och Bagers teoretiska analys kom fram till. Frystemperaturerna vid vilka Tang och Bager hävdar att första f sprickbildningarnaa sker vid stämmer bra överens med isbildningstemperaturenn för provkropparna som var torkade till 105 C innan vattenmättning i denna rapport. 79

80 Då många tidigare studier visat att torktemperaturen påverkar CSH-gelenn och i så fall då även betongens lastbärande förmåga studerades detta på ofrusna prover. Skillnadenn mellan skadenivån för provkropparn na som inte frysts, beroende på torktemperaturen vid vattenmättningen av proverna, var liten vilket stödjerr teorierna i avsnitt 3.4. Skadorna erhålls alltså vid frysning. De proverr som torkades i 105 C, som enligt teorierna skulle få en förstörd CSH-gel, visade sig få en lägre hållfasthet efter avslutad frysning jämfört med de prover som endast torkades i 50 C. Den förstörda CSH-gelen i proverna som torkades i 105 C, tros ha bidragit till en större isbildning och mer sönderfrysning av betongen. Uttorkningsgradenn berodde på torktem- peraturen, cirka 5% mer vatten torkades ut i prover torkade i 105 C än de prover som torkats i 50 C. Vattenmättnadsgraden berodde i sin tur på uttorkningen u n då porerna i betongen kunde vattenfyllas bättre vid efterföljande vakuummättning. Vatten- innehållet tros också ha varit en bidragande faktor till varför dessa prover hade en högre skadenivå efter avslutad frysning. Torktemperaturens (vilket i sin tur påverkar mängden frysbart vatten i provet) inverkan på spräckkraftskvoten kan sess i Diagram 2 där en högre torktemperatur ger en lägre spräckkraftsk kvot. Spräckkraftskvoten innebär kvoten mellan kraften som krävdes för att spräcka proverna och en referenskraft som sattes till 50,0 kn enligt avsnittt 6.7. Diagram 2 Torkningstemperaturens inverkan på spräckkraftskvotenn för alla prover. Under de tre inledandee försöken plastades det ena av de d två betongproverna i stålbehållaren in i plastfolie. Detta visade att betongprovet s tillgång till fritt vatten under frysningen var avgörande för när och vid vilken temperatur isbildningen i provkroppen skedde, detta kan ses i temperaturdiagram för provkroppar 24, 37 och 61 i Bilaga C. Isbildningen hade även olika utseende beroende på p om betongprovet hade tillgång till fritt vatten under frysningen eller inte. Detta spelar roll då betongen vid en framtida permafrost kommer gradvis frysa uppifrån och ner, och på så sätt kommer 80

81 betongkonstruktionen ha till gång till fritt ofruset vatten tills hela konstruktionen är nedfrusen. 7.2 Material och metoder Det odränerade förhållandet med det hårda omslutande berget som finns i SFR uppfylldes genom stålbehållarens egenskaper. Med grus och vatten som inneslöt provet i behållaren, gavs det förhållandet som troligen kommer råda i förvaret vid en framtida permafrost. Då de små hålen i locket fungerat genom att leda ut överskottsvattnet vid frysningen var allt vatten runt betongprovet helt fruset intill betongkroppen. Temperaturen var då inte så låg att någon isbildning kunnat starta i betongprovet för prover torkade i 105 C. Fryshastigheten var dock avsevärt mycket högre än vid de verkliga förhållandena. En lägre hastighet, hade gjort att betongproverna haft tillgång till vatten under en längre del av sin nedfrysning, vilket i sin tur hade kunnat leda till mer skador i betongen. Då den frysning som simulerades i försöken uppstår efter minst år, antogs att den befintliga betongens egenskaper kommer förändras väsentligt. Betongen som användes i försöken hade ett högre vattencementtal än den befintliga i förvaret. Detta ansågs föreställa åldring av betongen, exempelvis urlakningen av betongen i år. Torkning i 105 C vid vattenmättning av proverna anses förstöra strukturen i betong. Då det är väldigt oklart hur betongens struktur förändras under så lång tid som år, sågs torkningen som en simulering på en försämrad struktur som kan kopplas till åldringen av betongen i förvaret. Att betongen i förvaret kommer vara vattenmättad är alla studier kring betongen i SFR som gjorts överens om vilket togs hänsyn till i försöken. Ett sätt för att bestämma skadepåverkan på betongen efter frysning var mätning av egenfrekvensen innan och efter frysning. Att mäta materials egenfrekvens är en beprövad metod för att studera inverkan av frysning, bland annat används det vid bestämning av en betongs kritiska vattenmättnadsgrad. Bestämning av egenfrekvens lämpar sig bäst för långsmala prover, alltså då provets längd är betydligt längre än dess bredd. Då våra betongprover hade ett längd/bredd-förhållande som var cirka 100/100 mm, det vill säga 1, anses egenfrekvensmätningar i rapporten inte vara tillförlitliga. Vid vattenmättningen av betongproverna torkades en del av proverna i 50 C och en del i 105 C. Studier har, som redovisas i rapporten (avsnitt 3.4), visat att så höga temperaturer som 105 C förstör betongens CSH-gel. Efter att spräckkraften testats för prover torkade till torrvikt i både 50 C och 105 C och även för vattenmättade prover efter torkning till torrvikt i samma temperaturer, visade det sig att vattenmättningen bidrog till skador på provkropparna. Proverna som utsattes för vakuum och vattenlagring förlorade cirka 25% i spräckkraft jämfört med de endast torkade proverna. Dock skall det beaktas att våta prover har generellt en lägre hållfasthet än torra. Det visade sig inte vara någon nämnvärt försämrad hållfasthet för proverna som endast torkat i 105 C jämfört med proverna som torkat i 50 C vilket 81

82 kan ses i Diagram 3. Diagrammet visar även att vattenlagring gen i 20 C ej hade någonn nämnbar skadepåverkan då en hög spräckkraft krävdes. Diagram 3 Torktemperaturens beroende på gångtidskvoten ochh spräckkraftskvoten på ej e frystestade prover. Vid bestämningen av porositeten antogs det attt alla porer först torkades ut, för att sedan totalt vattenfyllas. Den volym vatten som porerna fylldes med var lika stor som volymen porer i provet. Resultaten visade att porositeten förr betongen som användes till försöken var 15,3%. Enligt teoretiska beräkningar ska porositeten för betongenn som användes vara 16,4%. Alltså överensstämmer den teoretiska porositeten inte helt med den praktiska. Detta kan bero på en fel antagen hydratationsgrad vid beräkningarna. En annann anledning till att de två olika porositeterna skiljer sig åt kan vara den uppmätta lufthalten för den färska betongen intee är helt exakt. Då den teoretiska porositeten ärr högre än den teoretiska kan det även tyda på å att samtligaa porer inte var helt vattenmättade, detta kan enligt avsnitt 3.33 i sin tur r innebära att skadepåverkan inte blev maximal förr betongen. Den kritiska vattenmättnadsgraden bestämdes för den i studien använda betongen. Oavsett vilken vattenmättnadsgradd proverna konditionerats till såå frös inga provkropparr sönder. Trolig orsak till detta är att vatten avdunstade mellan de olika mätprocesserna så som vägning av proverna och mätning av a dess egenfrekvens. Då proverna var små, räckte det att mindre än ett gram skulle avdunsta för att vattenmättnadsgraden i provet skulle sjunka avsevärt. Då D den kritiska vatten- mättnadsgraden för den använda betongen verkar ligga högt, h gjordee troligen de tappade volymprocentenn vatten att betongen inte frös sönder. 82

83 7.3 Isbildning Under samtliga försök loggades temperaturerna med hjälp h av termoelement. Termoelementen visade när isbildningarna i en punkt i varje provkroppp skedde och hur länge de pågick. Startisbildningstemperaturen påverkades ej av graden av tvång, däremot påverkade torktemperaturen startisbildningstemperaturen tydligt. Proverna som torkats i 105 C hade en betydligt lägre frystemperatur än de som torkat i 50 C eller de som vattenlagrats i 20 C. Dee prover som i de inledande försökenn plastades in i plastfolie visade sig få en lägre frystemperatur än de som var i kontakt med grus och vatten, det tros bero på att aktiveringen av frysningen i betongen tog längre tid för de prover som ej var i kontakt med gruss och vatten. Under samtliga försök kunde det observeras att de provkroppar som var under tvång i stålbehållaren hade en kortare isbildning än de som var utan tvång i plastpåse. Det var en tydligare isbildning i proverna som torkat i 105 C än ä de som torkat i 50 C, vilket kan ses i Diagram 4 och Diagram 5. Det stödjer teorierna om att enn torkning till 105 C skadar betongens CSH-gel och ger en tydligare isbildning. Det kan även bero på att det vid vattenmättningen, trängde in en lite större mängd vatten i provkropparnaa som torkade i 105 C jämfört med dee som torkade i 50 C, vilket kan ses i Tabell 27. Diagram 4 Isbildning med 105 C torktemperatur. Diagram 5 Isbildning med 50 C torktemperatur. 83

84 Förhållandet av längdenn på isbildningarna mellan de prover som var i stålbehållaree och de som var i plastpåse var tydligt större för proverna somm torkat i 105 C. För de prover som vattenlagrades i 20 C var det svårt att se en tydlig isbildning, vilket är naturligt då det är en liten l mängd frysbart vatten i dessa prover. Skillnad mellan längden på isbildningarna med inverkan av tvång kan tydligt ses i Diagram 6 och Diagram 7. För ett av de två försöken med 50 C inträffade det flera isbildningar, se Bilaga C (provkropp 21 och 37), anledningen till detta är svårt s att förklara och bör studeras vidare. Det börr även noteras att dessa prover somm hade flera a isbildningar bildade is vid lägre temperaturen än de som endast hade en isbildning. Diagram 6 Isbildning med inverkan av tvång. Diagram 7 Isbildning utan inverkan av tvång. 7.4 Cyklings inverkan De fem första frystester gjordes under endast en temperaturcykel. För att undersöka skadeutvecklingen under flera fryscykler, frystestades det sista försöket under tre cykler med samma temperaturvariation som de tidigare försöken. Cyklingen visade sig ha stor inverkan på skadenivån för betongproverna somm varit underr tvång, efter avslutad frysprovning. Resultaten från spräckkrafttestet och gångtiden med ultraljud visade båda att de cyklade proverna som var i behållarna hade större skador än något av de proverr som utsattes för endast en frysning. Proverna som var i plastpåsar under de cyklande frysningarna visade sig inte ha en större skadenivå än de somm utsattes för 84

85 endast en fryscykel. Av proverna som var i behållarna så hade både de som torkats i 50 C och de som torkats i 105 C stora skador, det var synliga sprickor på båda provkropparna. Dock visade både spräckkrafttestet och gångtiden med ultraljud att det provet som hade torkat i 105 C hade större skadepåverkan än det som hade torkat i 50 C. Isbildningsförfarandet för de cyklade proverna var anmärkningsvärt, ingen isbildning var lik någon annan. För varje ny frysning hade isbildningen ett nytt utseende. 7.5 Upprepning av vattenfalls försök Då Per-Erik Thorsell vid Vattenfall FoU fick den befintliga betongen i 1BMA att frysa sönder vid -5±2 C, upprepades ett försök där den ena av Vattenfall två använda fryscykler testades. Efter avslutat test visade det sig att betongen i princip var helt oskadad. Intressant är att Vattenfall frystestade den befintliga betongen i 1BMA, med en helt sönderfrusen betong som resultat. Då vattenmättningen av proverna skedde identiskt med Vattenfalls vattenmättning, tros den uteblivna sönderfrysningen bero på den testade betongens sammansättning eller betongprovernas storlek. Då vattenmättningen ej skedde i samma utrustning kan denna också vara en påverkande faktor. Vattenfall använde prover i sitt försök som var hälften så stora som de som användes i detta försök. 85

86 86

87 8 Slutsatser Utifrån resultaten i denna studie samt med hänvisning till diskussionsavsnittet har slutsatserna varit följande: - Tvånget visade ha större skadeinverkan vid frysning av betongen. - Betongen uppvisade ingen strukturell kollaps efter avslutad frysning. - Torktemperaturen innan vattenmättning visade sig påverka skadenivån vid frysning, torkning i 105 C gav mer skada än torkning i 50 C. - Isbildningens varaktighet visade sig bero på torktemperaturen, högre torktemperatur gav kortare och intensivare isbildning. - Någon strukturell kollaps av CSH-gelen på grund av torkningen kunde inte uppmätas med spräckkraft. - Den i försöken använda metoden med frysning i behållare visade sig fungera bra. - Enligt metoden i rapporten kommer den använda betongen efter en långsam frysning ej att uppvisa en strukturell kollaps utan endast begränsad hållfasthetsförlust. Rekommendationer för fortsatta studier: Utifrån resultaten från denna studie lämnas följande förslag på vidare studier för att vidare utreda studiens innehåll: Långsammare temperaturnedgång vid frysning Utveckla modifieringen av betongen på grund av åldring i 1BMA Testa betongen från förvaret Fortsatta studier av höga frystemperaturers (0 C till -10 C) skadeverkan på betong av olika kvalitet Studera frysning i betong från förvaret vidare med exempelvis en lågtemperaturkalorimeter Undersöka vidare inverkan av olika grader av tvång under frysning. Dessa fortsatta studier skulle tydligare utreda om odränerade förhållanden och tvång påverkar betongen i den omfattning som uppmätts i denna studie samt på hur betongkonstruktionen i 1BMA påverkas av en permafrost. 87

88 88

89 9 Referenser BAGER, D. H. & SELLEVOLD, E. J Ice Formation in Hardened Cement Paste, Part II - Drying and Resaturation on Room Temperature Cured Pastes. Cement and Concrete Research. Vol 16 pp , 1986 BERGSTRÖM, S.-G., FAGERLUND, G. & ROMBÉN, L Bedömning av egenskaper och funktion hos betong i samband med slutlig förvaring av kärnbränsleavfall i berg. Stockholm: Cement och Betonginstitutet, SKB, Rapport TR-12 BURSTRÖM, P.-G Byggnadsmaterial Uppbyggnad, tillverkning och egenskaper (2:a upplagan). Lund: Studentlitteratur, ISBN: BYFORS, K Tillsatsmedel - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN CEMENTA Bascement - Teknisk beskrivning. Heidelberg Cement Group CONTECVET CONTECVET. Annex E, Effect of internal frost damage on mechanical properties of concrete COUSSY, O. & MONTEIRO, P. J. M Errata to "Poroelastic model for concrete exposed to freezing temperature". Cement and Concrete Research. Vol 39 pp , 2009 EMBORG, M., JONASSON, J.-E. & KNUTSSON, S Långtidsstabilitet till följd av frysning och tining av betong och bentonit vid förvaring av låg- och medelaktivt kärnavfall i SFR 1. Luleå tekniska universitet, Institutionen för Samhällsbyggnad, SKB, Rapport: R ENGKVIST, I., ALBINSSON, Y. & JOHANSSON-ENGKVIST, W The Long-term Stability of Cement - Leaching Tests. Göteborg: Chalmers University of Technology, SKB, Rapport: FAGERLUND, G Kritiska vattenmättnadsgrader i samband med frysning av porösa och spröda material. Lund: Avdelningen för Byggnadsmaterial, Lunds tekniska högskola, Rapport: 34 FAGERLUND, G The critical degree of saturation method of assessing the freeze/thaw resistance of concrete. Stockholm: Cement och Betonginstitutet, Rapport 6:77 FAGERLUND, G Betongkonstruktioners Beständighet - En översikt (3:e upplagan). Uppsala: Cementa AB, ISBN:

90 FAGERLUND, G. 1994a. Frostbeständighet - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN FAGERLUND, G. 1994b. Struktur och strukturutveckling - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN FAGERLUND, G. 2002a. Kompendium i Byggnadsmaterial, Vol 1, Kemiska grundbegrepp. Lund: Avdelningen för Byggnadsmaterial, Lunds tekniska högskola FAGERLUND, G. 2002b. Kompendium i Byggnadsmaterial, Vol 2, Cement och andra oorganiska bindemedel. Lund: Avdelningen för Byggnadsmaterial, Lunds tekniska högskola FAGERLUND, G. 2002c. Kompendium i Byggnadsmaterial, Vol 3, Frostbeständighet. Lund: Avdelningen för Byggnadsmaterial, Lunds tekniska högskola FRIDH, K Internal frost damage in concrete - Experimental studies of destruction mechanisms. Lund: Avdelningen för byggnadsmaterial, LTH, Rapport TVBM-1023 FRIDH, K Fotografi. Lund: Avdelningen för byggnadsmaterial, LTH HANJARI, K. Z., UTGENANNT, P. & LUNDGREN, K Experimental study of the material and bond properties of frost-damaged concrete. Cement and Concrete Research. Vol 41 pp , 2011 HASSANZADEH, M Fotografi. Lund: Avdelningen för byggnadsmaterial, LTH HÖGLUND, L.-O Modelling of Long-term Concrete Degradation Processes in the Swedish SFR repository. Stockholm: Kemakta Konsult AB, Svensk Kärnbränslehantering AB, SKB, Rapport: R HÖGLUND, L.-O. & BENGTSSON, A Some Chemical and Physical Processes Related to the Long-term Performance of the SFR Repository. Stockholm: Kemakta Konsult AB, SKB, Rapport: SFR JENNINGS, H. M., THOMAS, J. J., GEVRENOV, J. S., CONSTANTINIDES, G. & ULM, F.-J A mulit-technique investigation of the nanoporosity of cement paste. Cement and Concrete Research. Vol 37 pp , 2007 JOHANSSON, L. 1994a. Ballast - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN

91 JOHANSSON, S.-E. 1994b. Tillsatsmaterial - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN JOHANSSON, S.-E. 1994c. Cement - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN KLINGSTEDT, G Vatten - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN MÅRTENSSON, P Fotografi. Stockholm: SKB MÖLLER, G. & PETERSONS, N Hållfasthet - Betonghandbok material (2:a upplagan). Stockholm: AB Svensk Byggtjänst och Cementa AB, ISBN NILSSON, L.-O Fotografi. Lund: Avdelningen för byggnadsmaterial, LTH SKB SFR - Slutförvar för Radioaktivt Driftavfall. Svensk Kärnbränslehantering AB, Rapportnummer Art202 SKB Safety analysis SFR 1 - Long-term safety. Stockholm: Svensk Kärnbränslehantering AB, Rapport: R SKB Slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall (SFR) aspx. Hämtad [ ] SKB 2011a. Redovisning av säkerhet efter förslutning av slutförvaret för använt kärnbränsle - Huvudrapport från projekt SR-Site, Del II.: Svensk Kärnbränslehantering AB, Rapport: Art818 del 2 SKB 2011b. Redovisning av säkerhet efter förslutning av slutförvaret för använt kärnbränsle - Huvudrapport från projekt SR-Site, Del I.: Svensk Kärnbränslehantering AB, Rapport: Art818 del 1 SKB Utbyggnad av slutförvaret för kortlivat radioaktivt avfall (SFR) i Forsmark - Underlag för samråd enligt miljöbalken, inför prövningen enligt miljöbalken och kärntekniklagen. Stockholm: Svensk Kärnbränslehantering AB SKB 2013a. Illustration. Stockholm: Svensk Kärnbränslehantering AB SKB 2013b. Fotografi. Stockholm: Svensk Kärnbränslehantering AB TANG, L Chalmers, Göteborg: E-postkonversation,

92 TANG, L. & BAGER, D. H A study of Consequences of Freezing of Concrete Structures for Storage of Nuclear Waste due to Permafrost. Göteborg: Chalmers University of Technology, SKB, TR THORSELL, P.-E Studier av frysningsegenskaper hos betong från BMA. Vattenfall Research and Development AB, SKB, Rapport: P VIDSTRAND, P., NÄSLUND, J.-O., HARTIKAINEN, J. & SVENSSON, U Hydrogeological flux scenarios at Forsmark - Generic numerical flow simulations and compilation of climatic information for use in the safety analysis. SKB, Rapport: R

93 Bilaga A Provkroppsnummer Torktemperatur [ C] Torktid [h] Torrvikt [g] Vikt inträngt vatten [g] Fuktkvot [%] ,1 103,3 6, ,1 102,7 6, ,0 99,2 5, ,1 99,4 5, ,7 101,2 6, ,0 108,9 6, ,1 104,9 6, ,3 113,5 7, ,0 109,7 6, ,5 111,0 6, ,6 111,8 6, ,6 112,2 6, ,5 109,7 6, ,6 94,6 5, ,7 109,2 6, ,4 105,7 6, ,6 105,9 6, ,1 106,9 6, ,9 111,3 7, ,1 108,2 6, ,2 103,1 6, ,1 104,6 6, ,1 103,8 6, ,8 101,7 6, ,8 99,3 6, ,5 100,6 6, ,7 97,3 6, ,6 107,2 6, ,0 107,1 7, ,0 103,5 6, ,6 109,9 7, ,0 105,6 7, ,3 102,4 6, * * * * ,4 ** ,5 ** ,3 ** ,3 ** ,5 ** ,0 ** * * * * *Endast vattenlagring **Endast torkade 93

94 Bilaga B 94

95 Bilaga C 95

96 96

97 97

98 98

99 99

100 100

101 101

102 102

103 103

104 104

105 105

106 106

107 107

108 108

109 109

110 110

111 111

112 112

113 113

114 114

115 115

116 116

117 117

118 118

119 Bilaga D 119

120 120