Badanie właściwości mechanicznych betonu ze zbrojeniem rozproszonym z włókien niemetalicznych

Projektowanie konstrukcji z fibrobetonu, a w szczególności posadzek przemysłowych, wymaga znajomości wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu [2–4]. Wytrzymałość taką można uzyskać ze wzorów empirycznych lub na podstawie wyników laboratoryjnych badań prowadzonych na podstawie normy PN-EN 14651 [5]. Zarówno wzory empiryczne, jak i zalecenia normowe dotyczą betonów zbrojonych włóknami stalowymi.

W literaturze i w przepisach normowych nie ma wiele informacji na temat określenia wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu betonów z włóknami syntetycznymi [6]. W artykule podjęto próbę określenia wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu betonów z włóknami syntetycznymi zgodnie z normą PN-EN 14651 [5]. Uzyskane wyniki porównano z wynikami badań prowadzonymi na świecie oraz z wytrzymałościami obliczonymi wzorami empirycznymi.

Wzory empiryczne

Już w połowie lat siedemdziesiątych XX w. Swamy i Mangat w pracach [7–8] podali wzór na wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu betonu zbrojonego włóknami metalicznymi ƒ_ƒl. Wytrzymałość ta jest funkcją nominalnej zawartości włókien stalowych w fibrobetonie oraz smukłości włókien:

gdzie:

ƒ_m – wytrzymałość na zginanie betonu bez włókien,
l – długość włókien,
d – średnica włókien,
Vƒ – nominalna zawartość włókien stalowych, określona wzorem:

w którym:

Wƒ – średnia wagowa zawartość włókien w 1 m³ betonu,
ρƒ – gęstość włókien; w przypadku stali ρƒ = 7850 kg/m³.

W przypadku zawartości włókien Vƒ ≤  0,5% wpływ włókien na wytrzymałość fibrobetonu jest nieznaczny, przy Vƒ =  1,0% ze wzoru (1) uzyskuje się przyrosty wytrzymałości w granicach 40%, natomiast przy Vƒ  >  1,0% zwiększenie wytrzymałości w porównaniu do wytrzymałości betonu niezbrojonego wynosi nawet 90%.

Wzór (1) zamieszczono w amerykańskich wytycznych do projektowania fibrobetonu z włóknami stalowymi ACI 544.4R-88 [9] oraz w kolejnym wydaniu z 1999 r.

W najnowszej wersji ACI 544.4R-18 [10] przyjęto, że wytrzymałość na rozciąganie zarysowanego fibrobetonu ƒ_ut-FRC uzależniona jest od wytrzymałości resztkowej na zginanie ƒ^D₁₅₀ przy ugięciu badanej belki na poziomie L/150 (gdzie L to rozpiętość belki):

W pracy [11] Legeron i Paultre zaproponowali, aby wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu betonu zbrojonego włóknami określać w zależności od wartości charakterystycznej wytrzymałości betonu na ściskanie ƒ_ck:

gdzie:

λ – współczynnik mieszczący się w granicach 0,35–0,65, zwykle λ  =  0,5.

Mniejsze wartości przyjmuje się w przypadku próbek dojrzewających w warunkach polowych.

Uzależnienie wytrzymałości fibrobetonu na rozciąganie przy zginaniu tylko od wytrzymałości na ściskanie jest dość kontrowersyjne, gdyż nie uwzględnia materiału, wymiarów i ilości zastosowanych włókien.

Glinicki w pracach [12–13], na postawie badań przeprowadzanych w IPPT PAN, podaje wzór na wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu betonu zbrojonego włóknami stalowymi w postaci:

Powyższy wzór uzyskano w przypadku betonów klasy B30 o składzie typowym dla betonu towarowego. Wzór (5) uzyskał bardzo dobrą korelację z wynikami badań (r²  =  0,95).

Badania laboratoryjne

Przeprowadzono badania laboratoryjne zgodnie z normą PN-EN 14651 [5] (test trzypunktowego zginania). Zastosowano beton odpowiadający klasie C40/50 i C45/50 dla odpowiednio mieszanki bez włókien (NC) i z włóknami FRC, zgodnie z PN 206 [14]. Próbki w kształcie prostopadłościanów o wymiarach 150×150×550 mm przygotowano zgodnie z wymogami PN-EN 14651 [5]. Szczegółowy opis zastosowanych materiałów oraz sposobu przygotowania próbek zamieszczono w części 1 artykułu [1]. Widok stanowiska badawczego pokazano na FOT. 1.

Podczas testów trzypunktowego zginania zbadano po trzy belki bez włókien (NC) i z włóknami (FRC). Krzywe uzyskane z badań dla każdej próbki oraz ich średnia są widoczne na RYS. 1–2 dla odpowiednio NC i FRC.

Dodatkowo wartości wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu w zakresie proporcjonalności liniowej (ƒ^ƒ_ct,L) i wartości wytrzymałości resztkowych na zginanie (ƒ_R,j) wraz z odpowiadającymi siłami (odpowiednio F_L i F_j) dla wszystkich próbek i średniej NC oraz FRC są zestawione w TABELI 1 i pokazane na RYS. 3. Widok próbek po zniszczeniu widoczny jest na FOT. 2–5. Wszystkie próbki zniszczyły się quasi-pionową rysą występującą nad nacięciem.

Analiza uzyskanych wyników

Dodanie włókien syntetycznych do betonu często zwiększa wytrzymałość na rozciąganie (ƒ_ƒl). W zaprezentowanych badaniach ƒ_ƒl =  ƒ^ƒ_ct,L, a wzrost ten wynosił ok. 13% (ƒ^ƒ_ct,L  =  3,26 i 3,69 MPa dla odpowiednio NC i FRC). Jest to wartość podobna do wartości uzyskanych w literaturze.

Guo i in. w [15] po dodaniu takiej samej objętości włókien polipropylenowych jak w przedstawionych badaniach (0,22%), ale o długości prawie trzy razy mniejszej (19 mm) otrzymali 5,5% wyższą ƒ_ƒl niż dla betonu bez włókien.

Mikrowłókien o długości 12 mm użyli również Leong i in. [16] w mieszankach betonowych z 0,15 i 0,30% fibry, co w rezultacie doprowadziło do odpowiednio 1,14 i 1,18 razy większej wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu.

Makrowłókna (l  =  60 mm, d  =  1,0 mm) o objętości 0,33% zostały wykorzystane w badaniach [17], gdzie polepszyły właściwości wytrzymałościowe o 6,3% w porównaniu do tradycyjnego betonu.

Inne testy [18], przeprowadzone dla 0,30% włókien kopolimerowych o l  =  38 mm i przekroju prostokątnym o wymiarach 2,0×0,5 mm, skutkowały wzrostem ƒ_ƒl o 6,4%.

Należy jednak pamiętać, że mikrowłókna w większym stopniu niż makrowłókna wpływają na wytrzymałość na rozciąganie przy zginaniu ƒ_ƒl, gdyż to one efektywniej mostkują mikropęknięcia pojawiające się na początku obciążenia belki [6].

Porównanie przedstawionych wyników badań z tymi zawartymi w literaturze pokazano na RYS. 4. Można z niego wywnioskować, że zwykle dla użytego V_ƒ  =  0,22% otrzymywano wyższe wartości ƒ_ƒl. Jednakże wiele wskazuje również na to, że do otrzymania podobnego ƒ_ƒl często była potrzebna o wiele większa ilość włókien, nawet czterokrotnie. Należy pamiętać, że oprócz wspomnianej wcześniej zawartości włókna w betonie na ƒ_ƒl będą miały wpływ również materiał, wymiary, wytrzymałość na rozciąganie i moduł Younga włókna, a także skład mieszanki betonowej i jej urabialność.
Z wykresów pokazanych na RYS. 1 wynika również, że belki NC uległy nagłemu, kruchemu zniszczeniu chwilę po przeniesieniu maksymalnego obciążenia. Z drugiej strony próbki FRC, pomimo znacznego spadku przenoszonej siły po zarysowaniu, nadal były w stanie przenosić obciążenia przy wzrastającym CMOD (RYS. 2).

W celu scharakteryzowania opadającej części wykresów FRC obliczone zostały ƒ_R,j dla poszczególnych wartości CMOD, które zostały przedstawione w TABELI 1 i na RYS. 3.

Wynika z nich, że betony bez włókien nie miały żadnej wytrzymałości resztkowej, w przeciwieństwie do betonów z włóknami. W zakresie pozasprężystym widoczny był więc istotny wpływ fibry, dzięki której wzrosła ciągliwość betonu, a próbki zachowały swoją integralność i nie rozpadły się na pół nawet po zakończeniu testu. Widoczne jest to również na FOT. 2–5, gdzie przedstawione zostały wybrane próbki zaraz po przeprowadzonym badaniu.

W [20] Richardson i in. badali beton o podobnej wytrzymałości na ściskanie (60 MPa) z dodatkiem 1,11% dwóch rodzajów makrowłókien:

• typ A to włókna polietylenowe (l/d  =  50 mm/0,941 mm);
• typ B to włókna polipropylenowe (l/d  =  50 mm/1,183 mm).

W rezultacie beton z fibrą typu A uzyskał następujące wartości wytrzymałości resztkowych:

• ƒ_R,1  =  4,36 MPa,
• ƒ_R,2  =  4,51 MPa,
• ƒ_R,3  =  4,38 MPa,
• ƒ_R,4  =  4,38 MPa,

co wskazuje na zjawisko tzw. wzmocnienia (z ang. hardening) po początkowym zarysowaniu.

Podobnie jest dla mieszanki z włóknami typu B, gdzie:

• ƒ_R,1   =  2,91 MPa,
• ƒ_R,2  =  3,11 MPa,
• ƒ_R,3  =  3,12 MPa,
• ƒ_R,4  =  3,05 MPa.

Dla porównania w testach Carlesso i in. [21], gdzie zastosowano 0,56% i 1,11% włókien polipropylenowych o długości odpowiednio 48 i 60 mm, również zauważono zjawisko wzmocnienia, a wartości ƒ_R,j były mniejsze i mieściły się w przedziale odpowiednio 1,45–2,17 MPa i 2,05–3,40 MPa.

Należy zauważyć, że w opisanych w artykule badaniach doszło nie do wzmocnienia, lecz do osłabienia (z ang. softening), czyli zmniejszania się przenoszonej siły wraz ze wzrostem CMOD, chociaż różnica między ƒ_R,2, ƒ_R,3 i ƒ_R,4 nie była znacząca. Zjawisko osłabienia mogło tutaj wynikać z niewielkiej ilości zastosowanych włókien.

Inne badania [22] potwierdzają, że wysoka wartość V_ƒ w mieszance betonowej może prowadzić do zjawiska wzmocnienia, w przeciwieństwie do identycznej mieszanki z mniejszą ilością tych samych włókien.

Warto również wspomnieć, że widoczne na wykresach F-CMOD dla FRC (RYS. 2) charakterystyczne pionowe skoki są wynikiem zrywania włókien syntetycznych w przekroju zarysowania. Natomiast zauważalne rozproszenie krzywych F-CMOD w regionie pozaszczytowym FRC jest konsekwencją zastosowanej metody badania, gdyż mały rozmiar powierzchni pęknięcia skutkuje dużą zmiennością statystyczną ilości włókien przecinających tę powierzchnię [23]. Dlatego też współczynnik wariancji wzrasta wraz ze wzrostem CMOD, a tym samym wydłużaniem się rysy, czyli zmniejszaniem powierzchni niezarysowanej w środkowym przekroju belki.

Z badań [23, 38, 39] wynika, że rozrzut wyników dla próbek z włóknami syntetycznymi często jest mniejszy niż dla próbek z włóknami stalowymi. Może to być skutkiem bardziej jednorodnego rozkładu włókien niemetalicznych w elemencie betonowym.

Jeśli chodzi o zakres sprężysty, to większy rozrzut wyników został zaobserwowany dla betonów NC, podczas gdy próbki FRC zachowują się niemal identycznie. Przyczyną może być lokalna niejednorodność struktury betonu, która nie jest istotna w fibrobetonie.

Przeprowadzono również porównanie wyników badań wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu z wytrzymałościami uzyskanymi na podstawie wzorów (1), (4) i (5). Wyniki obliczeń zamieszczono w TABELI 2.

Jak można się było spodziewać, najmniejsza korelacja została uzyskana, kiedy zastosowano wzór (4), gdzie ƒ_ƒl uzależniona była jedynie od ƒ_ck i gdzie nie uwzględniano geometrii i ilości włókien w betonie. Lepsze dopasowanie daje wzór (5), który zaniża ƒ_ƒl o 23% i pozwala ją oszacować w sposób bezpieczny. Natomiast najbliżej wyników przeprowadzonych testów jest wynik wzoru (1), gdzie ƒ_ƒl jest o 10% większa od badanego. Z drugiej strony zawyżona ƒ_ƒl obliczona na jego podstawie mogłaby doprowadzić do zaprojektowania elementu fibrobetonowego o zbyt małym przekroju.

Podsumowanie i wnioski końcowe

Celem przeprowadzonych badań było potwierdzenie możliwości wykorzystania normy PN EN 14651 [5] do badania włókien syntetycznych.

Z przeprowadzonych badań wyciągnięto następujące wnioski:

• Użycie 0,22% włókien syntetycznych pozwoliło na uzyskanie większej o 13% wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu.
• Belki bez zbrojenia rozproszonego uległy nagłemu, kruchemu zniszczeniu chwilę po przeniesieniu maksymalnego obciążenia. Natomiast próbki fibrobetonowe, pomimo znacznego spadku przenoszonej siły po zarysowaniu, nadal przeciwdziałały obciążeniu przy wzrastającym CMOD, możliwe więc było określenie wytrzymałości resztkowych:
  - ƒ_R,1  =  1,21 MPa,
  - ƒ_R,2  =  0,84 MPa,
  - ƒ_R,3 =  0,81 MPa,
  - ƒ_R,4  =  0,78 MPa.

W zakresie pozasprężystym widoczny był istotny wpływ fibry, dzięki której wzrosła ciągliwość betonu, a próbki zachowały swoją integralność i nie rozpadały się na pół nawet po zakończeniu testu.

• Rozproszenie krzywych F-CMOD w rejonie pozaszczytowym FRC jest wynikiem zastosowanej metody badania – mały rozmiar powierzchni pęknięcia skutkuje dużą zmiennością statystyczną ilości włókien przecinających tę powierzchnię.
• Porównanie wyników badań wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu z wytrzymałościami uzyskanymi na podstawie wzorów zaczerpniętych z literatury pozwoliło na uzyskanie wartości mniejszej o 23% i większej o 10%, kiedy uwzględniono geometrię i zawartość włókien w betonie oraz wartość dwa razy większą, kiedy wzięto po uwagę jedynie wytrzymałość fibrobetonu na ściskanie.

Literatura

1. J. Blazy, Ł. Drobiec, „Badanie właściwości mechanicznych betonu ze zbrojeniem rozproszonym z włókien niemetalicznych”, „IZOLACJE”, 4/2021, s. 74–78.
2. Ł. Drobiec, „Diagnostyka i uszkodzenia betonowych posadzek przemysłowych”, „IZOLACJE” 1/2017, s. 52–58.
3. B. Belletti, R. Cerioni, A. Meda, G. Plizzari, „Design aspects on steel fiber-reinforced concrete pavements”, „Journal Of Materials In Civil Engineering”, t. 20, nr 9, 2008, s. 599–607, doi:10.1061/(asce)0899-1561(2008)20:9(599).
4. Ł. Drobiec, „Konstrukcje betonowych posadzek przemysłowych”, „IZOLACJE” 11/12/2016, s. 45–53.
5. PN-EN 14651+A1:2007, „Metoda badania betonu zbrojonego włóknem stalowym. Pomiary wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu (granica proporcjonalności LOP)”.
6. Ł. Drobiec, J. Blazy, „Współczesne niemetaliczne zbrojenie rozproszone stosowane w konstrukcjach betonowych”, „IZOLACJE” 5/2020, s. 70–84.
7. R.N. Swamy, P.S. Mangat, „A theory for the flexural strength of steel fiber reinforced concrete”, „Cement and Concrete Research”, t. 4, nr 2, 1974, s. 313–325.
8. R.N. Swamy, P.S. Mangat, „Influence of fiber geometry on the properties of steel fiber reinforced concrete”, „Cement and Concrete Research”, t. 4, nr 3, 1974, s. 451–465.
9. ACI 544.4R-88, „Design Considerations for Steel Fiber Reinforced Concrete”, 1988.
10. ACI 544.4R-18, „Guide to Design with Fiber-Reinforced Concrete”, 2018.
11. F. Legeron, P. Paultre, „Prediction of modulus of rupture of concrete”, „ACI Materials Journal”, t. 97, nr 2, 2000, s. 193–200.
12. M.A. Glinicki, „Ocena i projektowanie fibrobetonów na podstawie wytrzymałości równoważnej”, „Drogi i Mosty” 3/2002, s. 5–36.
13. M.A. Glinicki, „Beton ze zbrojeniem strukturalnym”, XXV Ogólnopolskie Warsztaty Pracy Projektanta Konstrukcji, Szczyrk, 13–10 marca 2010 r., t. 4, 2010, s. 279–308.
14. PN-EN 206+A1:2016-12, „Beton. Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność”.
15. H. Guo, L. Jiang, J. Tao, Y. Chen, Z. Zheng, B. Jia, „Influence of a hybrid combination of steel and polypropylene fibers on concrete toughness”, „Construction and Building Materials”, t. 275, 2021, s. 122132 doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.122132.
16. G.W. Leong, K.H. Mo, Z.P. Loh, Z. Ibrahim, „Mechanical properties and drying shrinkage of lightweight cementitious composite incorporating perlite microspheres and polypropylene fibers”, „Construction and Building Materials”, t. 246, 2020, s. 118410, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.118410.
17. M. Hsie, C. Tu, P.S. Song, „Mechanical properties of polypropylene hybrid fiber-reinforced concrete”, „Materials Science and Engineering A”, t. 494, nr 1–2, 2008, s. 153–157, doi: 10.1016/j.msea.2008.05.037.
18. A.M. Luna i in., „Experimental mechanical characterization of steel and polypropylene fiber reinforced concrete”, „Revista Técnica de la Facultad de Ingenieria Universidad del Zulia”, t. 37, nr 2, 2014, s. 106–115.
19. M.A. Glinicki, „Testing of macro-fibres reinforced concrete for industrial floors”, „Cement Wapno Beton”, t. 13/75, nr 4, 2008, s. 184–195.
20. A. Richardson, K. Coventry, „Dovetailed and hybrid synthetic fibre concrete- impact, toughness and strength performance”, „Construction and Building Materials”, t. 78, 2015, s. 439–449, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.01.003.
21. M. Carlesso, S. Cavalaro, A. Fuente, „Flexural fatigue of pre-cracked plastic fibre reinforced concrete: Experimental study and numerical modelling”, „Cement and Concrete Composites”, t. 115, 2021, s. 103850, doi: 10.1016/j.cemconcomp.2020.103850.
22. C. Camille, D. Kahagala, O. Mirza, F. Mashiri, B. Kirkland, T. Clarke, „Performance behaviour of macro-synthetic fibre reinforced concrete subjected to static and dynamic loadings for sleeper applications”, „Construction and Building Materials”, t. 270, 2021, s. 121469, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.121469.
23. N. Buratti, C. Mazzotti, M. Savoia, „Post-cracking behaviour of steel and macro-synthetic fibre-reinforced concretes”, „Construction and Building Materials”, t. 25, nr 5, 2011, s. 2713–2722, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2010.12.022.
24. Z. Hongbo, Z. Haiyun, G. Hongxiang, „Characteristics of ductility enhancement of concrete by a macro polypropylene fiber”, „Materials Science”, 2020, s. 100087, doi: 10.1016/j.rinma.2020.100087.
25. S.A. Altoubat, J.R. Roesler, D.A. Lange, K. Rieder, „Simplified method for concrete pavement design with discrete structural fibers”, „Construction and Building Materials”, t. 22, 2008, s. 384–393, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2006.08.008.
26. V.M. Sounthararajan, S. Thirumurugan, A. Sivakumar, „Reinforcing Efficiency of Crimped Profile of Polypropylene Fibres on the Cementitious Matrix”, „Research Journal of Applied Sciences, Engineering and Technology”, t. 6, nr 14, 2013, s. 2662–2667.
27. K. Behfarnia, A. Behravan, „Application of high performance polypropylene fibers in concrete lining of water tunnels”, „Materials & Design”, t. 55, 2014, s. 274–279, doi: 10.1016/j.matdes.2013.09.075.
28. S. Ismail, M. Ramli, „Effects of Adding Fibre on Strength and Permeability of Recycled Aggregate Concrete Containing Treated Coarse RCA”, „Journal of Civil and Environmental Engineering”, t. 8, 2014, s. 918–924.
29. S.P. Yap, C.H. Bu, U.J. Alengaram, K.H. Mo, M.Z. Jumaat, „Flexural toughness characteristics of steel-polypropylene hybrid fibre-reinforced oil palm shell concrete”, „Materials & Design”, t. 57, 2014, s. 652–659, doi: 10.1016/j.matdes.2014.01.004.
30. D. Altalabani, D.K.H. Bzeni, S. Linsel, „Mechanical properties and load deflection relationship of polypropylene fiber reinforced self-compacting lightweight concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 252, 2020, s. 119084, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.119084.
31. A. Sivakumar, M. Santhanam, „Mechanical properties of high strength concrete reinforced with metallic and non-metallic fibres”, Cem. Concr. Compos., t. 29, nr 8, 2007, s. 603–608, doi: 10.1016/j.cemconcomp.2007.03.006.
32. C.S. Das, T. Dey, R. Dandapat, B.B. Mukharjee, J. Kumar, „Performance evaluation of polypropylene fibre reinforced recycled aggregate concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 189, 2018, s. 649–659, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.09.036.
33. J. Jeon, W. Kim, C. Jeon, J. Kim, „Processing and Mechanical Properties of Macro Polyamide Fiber Reinforced Concrete”, „Materials (Basel)”, t. 7, nr 12, 2014, s. 7634–7652, doi: 10.3390/ma7127634.
34. J.R. Roesler, D.A. Lange, S.A. Altoubat, K.A. Rieder, G.R. Ulreich, „Fracture of plain and fiber-reinforced concrete slabs under monotonic loading”, „Journal of Materials in Civil Engineering”, t. 1561, 2004, s. 452–460, doi: 10.1061/(ASCE)0899-1561(2004)16.
35. J. Li, J. Niu, C. Wan, X. Liu, Z. Jin, „Comparison of flexural property between high performance polypropylene fiber reinforced lightweight aggregate concrete and steel fiber reinforced lightweight aggregate concrete”, „Construction and Building Materials”, t. 157, 2017, s. 729–736, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.09.149.
36. F. Shi, T.M. Pham, H. Hao, Y. Hao, „Post-cracking behaviour of basalt and macro polypropylene hybrid fibre reinforced concrete with different compressive strengths”, „Construction and Building Materials”, t. 262, 2020, s. 120108, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.120108.
37. A.H.H. Al-Masoodi, A. Kawan, M. Kasmur, R. Hamid, M.N.N. Khan, „Static and dynamic properties of concrete with different types and shapes of fibrous reinforcement”, „Construction and Building Materials”, t. 104, 2015, s. 247–262, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.12.037.
38. P. Smarzewski, „Effect of Curing Period on Properties of Steel and Polypropylene Fibre Reinforced Ultra-High Performance Concrete”, „IOP Conference Series: Materials Science and Engineering”, t. 245, nr 3, 2017, doi: 10.1088/1757-899X/245/3/032059.
39. M.N. Soutsos, T.T. Le, „Lampropoulos A.P.: Flexural performance of fibre reinforced concrete made with steel and synthetic fibres”, „Construction and Building Materials”, t. 36, 2012, s. 704–710, doi: 10.1016/j.conbuildmat.2012.06.042.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!