17 İSTANBUL TEKNİK ÜNİVERSİTESİ  FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ POLİPROPİLEN LİFLİ BETONLARIN MEKANİK ÖZELİKLERİNİN İNCELENMESİ YÜKSEK LİSANS TEZİ İnş. Müh. Gökhan ALKAN (501021094) HAZİRAN 2004 Tezin Enstitüye Verildiği Tarih : 25 Nisan 2004 Tezin Savunulduğu Tarih : 21 Mayıs 2004 Tez Danışmanı : Prof.Dr. Canan TAŞDEMİR Diğer Jüri Üyeleri Prof.Dr. Mehmet UYAN Prof.Dr. Turan ÖZTURAN (B.Ü.) ii ÖNSÖZ Bu tezi yöneten ve yapmış olduğum çalışmalar sırasında yardım ve desteklerini esirgemeyen değerli hocam Prof. Dr. Canan TAŞDEMİR’e Çalışmalarımda ilgi ve yardımlarını esirgemeyen Prof. Dr. Mehmet Ali TAŞDEMİR’e, Araş. Gör. Cengiz Şengül’e, deneyler aşamasında hiçbir zaman desteğini eksik etmeyen İnş. Müh. Kadir ALDIKAÇTI’ya, tezin yazımı sırasında desteklerinden dolayı çok sevdiğim yengem Deniz ALKAN’a Tezimin her aşamasında desteklerini hep arkamda hissettiğim ailem, dostlarım ve herşeyden çok beni var eden ve hep ayakta kalmamı sağlayan güce teşekkür ederim. Mayıs 2004 Gökhan ALKAN iii İdİNDEKİLER ÖNSÖZ ii KISALTMALAR vi TABLO LİSTESİ vii ŞEKİL LİSTESİ viii SEMBOL LİSTESİ x ÖZET xi SUMMARY xiii 1. GİRİŞ 1 2. POLİPROPİLEN LİFLİ KOMPOZİTLERİN GENEL ÖZELLLİKLERİ 4 2.1. Lifler Hakkında Genel BilJiler 4 2.1.1. Liflerin Tanımı 4 2.1.2. Lif deşitleri 4 2.1.. Liflerin Özelikleri 5 2.2. Polimer Lif Takviyeli Betonlar 11 2.2.1. Polimer Lif Takviyeli Betonda Kullanılan Lifler 11 2.2.1.1. Poliler Liflerin YaSısı ve Özellikleri 11 2.2.1.2. Polimer Lifli Betonların Teknik Özellikleri 12 2. Rötre Ve Nedenleri 13 2..1. Rötrenin deşitleri 14 2..1.1. Termik Rötre 14 2..1.2. Bünyesel Rötre 14 2..1.. Plastik Rötre 14 2..1.4. Hidrolik Rötre-Şişme 15 2..1.5. KarEonatlaşma Rötresi 16 2.4 Betonun Kırılma Mekaniği ve Kırılma Parametreleri 17 2.4.1. Lineer Elastik Kırılma Mekaniği ve Kırılma Tokluğunun Belirlenmesi 18 2.4.2. Doğrusal Olmayan Kırılma Mekaniği 18 2.4.3. Üo Noktalı Eğilme Deneyi ve Kırılma EnerMisinin Belirlenmesi 19 2.4.4. Betonun Kırılma Parametrelerine Etki Eden Esas Etkenler 20 iv 2.4.4.1. Su dimento Oranının Betonun Kırılma Parametresine Etkisi 20 2.4.4.2. Maksimum Agrega Boyutunun Betonun Kırılma Parametrelerine Etkisi 21 2.4.4.3. Basıno ve dekme Dayanımının Betonun Kırılma Parametrelerine Etkisi 21 . DENEYSEL dALIŞMALAR 22 .1. dalışmanın AmaFı 22 .2. Üretilen Malzemelerin Ortak Özellikleri 22 .. Kullanılan Malzeme Özellikleri 22 ..1. dimento 22 ..2. Silis Dumanı 24 ..2.1. Silis Dumanının Genel Özellikleri 25 3.3.3. Agregalar 25 3.3.4. Polipropilen Lif 27 .4. AkışkanlaştırıFı 27 .5. Beton Üretimi 28 .. Rötre Deneyleri 30 ..1. Kısıtlanmış Rötre Deneyi 30 ..2. SerEest Rötre Deneyi 30 3.7. Sertleşmiş Beton Deneyleri 30 ..1. Silindir Basıno Deneyi 31 ..2. Silindir Yarmada dekme Deneyi 31 ... Eğilme Deneyi 31 ...1. Deney Düzeneğinin Hazırlanması 32 ...2. Kırılma EnerMilerinin HesaSlanması 32 .... Net Eğilme Dayanımlarının HesaSlanması 33 ...4 Karakteristik Boyların HesaSlanması 33 4. DENEY SONUdLARI 34 4.1. Taze Beton Deney Sonuoları 34 4.2. Sertleşmiş Beton Deneyleri Sonuoları 34 4.2.1. Silindir Numunelerde Basıno Deneyi 34 4.2.2. Yarma-dekme Deneyi Sonuoları 36 4.2.. Prizma Numunelerde Eğilme-dekme Deneyi 38 4.2..1. Rilem Kırılma EnerMisi Deneyleri 38 v 4.2..2. Kırılma EnerMilerinin Değerlendirilmesi 39 4.2... Net Eğilme Dayanımlarının Değerlendirilmesi 40 4.2..4. Elde Edilen Karakteristik Boyların Değerlendirilmesi 41 4. Rötre Deneyleri 43 4..1. Kısıtlanmış Rötre Deneyi 43 4..2. SerEest Rötre Deneyi 45 5. GENEL SONUdLAR 47 KAYNAKLAR 48 EKLER 52 ÖZGEdMİŞ 70 vi KISALTMALAR PP : Poli propilen TS :Türk Standartları RILEM : Reunion Internationale des laboratories d’Essais et de Recher ches sur les Materiaux et les Const ructi ons LEKM : Lineer Elastik Kırılma Mekaniği NB : Normal Beton PP12 : 12mm Polipropilen Lif İçerikli Beton PP25 : 25mm Polipropilen Lif İçerikli Beton PP38 : 38mm Polipropilen Lif İçerikli Beton PP51 : 51mm Polipropilen Lif İçerikli Beton FdM : Fiktif Çatlak Modeli vii TABLO LİSTESİ Sayfa No Tablo 2.1. : Polimer Liflerin Fiziksel Özellikleri 11 Tablo 3.1. : Kullanılan Çimentonun Kimyasal Özellikleri 23 Tablo 3.2. : Kullanılan Çimentonun Fiziksel Özellikleri 24 Tablo 3.3. : Kullanılan Çimentonun Mekanik Özellikleri 24 Tablo 3.4. : Agrega Granülometresi 25 Tablo 3.5. : Agregaların fiziksel özellikleri 26 Tablo 3.6. : Pol yfiber M tipi liflerin teknik özellikleri 27 Tablo 3.7. : Beton bileşimleri ve taze beton özelikleri 29 Tablo 4.1. : Ortalama silindir basınç dayanımları 35 Tablo 4.2. : Ortalama Elastisite Modülleri 35 Tablo 4.3. : Disk Numunelerinin Yarma Dayanımları 37 Tablo 4.4. : Bütün Numunelerin Sertleşmiş Beton Özelikleri 43 Tablo E.1. : Bütün Numunelerin Kırılma Ene rjisi Tablosu 67 Tablo E.2. : Bütün Numunelerin Net Eğilme Dayanımları Tablosu 68 Tablo E.3. : Bütün Numunelerin Karakteristik Boy Tablosu 69 viii ŞEKİL LİSTESİ Sayfa No Şekil .1. : A16, B16 ve C16 referans eğrileri ile agreg a karışımının granülometri eğrisi 26 Şekil .2 : Kısıtlanmış Rötre Deney Düzeneği 30 Şekil .. : Kırılma enerjisi deney düzeneği 32 Şekil 4.1. : Silindir Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Silindir Baınç Dayanımları 36 Şekil 4.2. : Silindir Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Ortalama Elastisite Modülleri 36 Şekil 4.. : Disk Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Yarmada Çekme Dayanımları 38 Şekil 4.4. : Bütün Serilerin Kırılma Enerjilerinin Gösterilmesi 39 Şekil 4.5. : Bütün Serilerin Kırılma Enerjisi Değerleri 40 Şekil 4.. : Bütün Serilerin Eğilme Dayanımı Değerleri 41 Şekil 4.. : Bütün Serilerin Karakteristik Boyları 42 Şekil 4.. : Basınç Dayanımı - Karakteristik Boy İlişkisi 42 Şekil 4.. : Kısıtlanmış Rötrede Çatlak Oluşma Zamanları 44 Şekil 4.10. : Çatlak Genişliğinin Zamana Göre Değişimi 44 Şekil 4.11. : Üretim Yaşına Göre Çizilmiş Kısıtlanmış Rötre Grafiği 45 Şekil 4.12. : Farklı Lif Boylu Numunelerin Serbest Rötre Grafiği 46 Şekil A.1. : Serbest Rötre Deneylerinde Normal Beton Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zaman Grafikleri 52 Şekil A.2. : Serbest Rötre Deneylerinde PP12 Numunelerine Ait Şekil Değişti rme Zaman Grafikleri 53 Şekil A.. : Serbest Rötre Deneylerinde PP25 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zaman Grafikleri 53 Şekil A.4. : Serbest Rötre Deneylerinde PP38 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zaman Grafikleri 54 Şekil A.5. : Serb est Rötre Deneylerinde PP51 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zaman Grafikleri 54 Şekil B.1. : Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen Normal Betona Ait Elastisite Modülü Tayini 55 Şekil B.2. : Sil indir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP12 Ait Elastisite Modülü Tayini 55 Şekil B.. : Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP25 Ait Elastisite Modülü Tayini 56 ix Şekil B.4. : Sil in dir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP38 Ait Elastisite Modülü Tayini 56 Şekil B.5. : Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP51 Ait Elastisite Modülü Tayini 57 Şekil C.1. : Priz ma N umunelerden Elde Edilen Normal Beto na Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 58 Şekil C.2. : Priz ma Numunelerden Elde Edilen PP12 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 59 Şekil C.. : Priz ma Numunelerden Elde Edilen PP 25 Betona Ait Kırılma Enerjisi Gra fikleri 59 Şekil C.4. : Priz ma Numunelerden Elde Edilen PP 38 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 60 Şekil C.5. : Priz ma Numunelerden Elde Edilen PP 51 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 60 Şekil D.1. : Halka Tipl i Num uneler den Elde Edilen Normal Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 61 Şekil D.2. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen Normal Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 61 Şekil D.. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen Normal Bet ona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 62 Şekil D.4. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 62 Şekil D.5. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 62 Şekil D.. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 63 Şekil D.. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 63 Şekil D.. : Halka Tipl i Numuneler den El de Edilen PP 25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 63 Şekil D.. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 64 Şekil D.10. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 64 Şekil D.11. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 64 Şekil D.12. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 65 Şekil D.1. : Ha lka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 51 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 65 Şekil D.14. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 51 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 65 Şekil D.15. : Halka Tipl i Numuneler den Elde Edilen PP 5 1 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 66 x SEMBOL LİSTESİ fc : Silindir basınç dayanımı (N/mm²) ft : Yarmada çekme dayanımı (N/mm²) Pmax : Maksimum yük (N) D : Silindir çapı (mm) L : Silindir yüksekliğ (mm) Gf : Kırılma enerjisi (N/m) W0 : Yük - sehim eğrisi altında kalan alan (Nm) S : Mesnetler arası uzaklık (mm) U : Kirişin uzunluğu (mm) B : Kirişin genişliği (mm) D : Kirişin yüksekliği (mm) a0 : Çatlak derinliği (mm) g : Yerçekimi ivmesi (9,81 m/sn²) į0 : Kirişin göçme sırasın da ki deformas yonu (m) Aetkin : Etkin kesit alanı (m²) fnet : Net eğilme Dayanımı (N/mm²) Ich : Karakte risti k bo y (mm) xi POLİPROPİLEN LİFLİ BETONLARIN MEKANİK ÖZELLİKLERİNİN İNCELENMESİ ÖZET Beton konutlarda, yollarda, köprülerde, hava alanı, liman, baraj, fabrika ve diğer alanlarda kullanılmaktadır. Bu yapılarda gerekli dayanımı elde etmek nispeten kolaydır. Bununla birlikte bu yapılarda yüksek kalite ve dayanımda betonu gerekli kılan yerler vardır. Betonda arayüzeylerdeki homojenliğin sağlanması, boşlu k oranının ve mikro çatlakların azaltılması yüksek dayanım sağlamakta önemli iki faktördür. Ayrıca, betonun gevrek bir yapıda olması enerji yutma kapasitesini de azaltmaktadır. Betonların bu tür olumsuzluklarını ortadan kaldırabilmek için betona çeşitli miktarlarda ve boylarda lif katılması yoluna gidilmektedir. Bu çalışmada polipropilen lif içermeyen bir seri ile 12 mm, 25 mm, 38 mm, 51 mm, boyutlarında polipropilen lif içeren dört seri olmak üzere toplam beş seri beton üretildi. Lif yüzdeleri hacimsel olarak %0,5’de sabit tutuldu. Yapılan tüm üretimlerde, kullanılan bağlaycı ve karma suyu miktarı aynı tutuldu. Silis dumanı, çimento ağırlığının %10’u oranında olmak üzere karışımlara katıldı. Su/bağlayıcı oranı 0,36’da su/çimento oranı 0,39’da sabit tutuldu. Daha i yi bir işlenebilirlik sağlayabilmek için polikarboksilik eter esaslı yeni kuşak bir süperakışkanlaştırıcı katkı maddesi kullanıldı. Yarmada çekme deneyi için 150mm çapında 60mm yüksekliğinde, elastisite modülü ve standart basınç deneyleri için 100mm çapında ve 200mm yüksekliğinde silindirler üretildi. Kırılma enerjisi deneyleri için de 500mm uzunluğunda 100mm*100mm kesitinde kirişler üretildi. Mesnet açıklığının ortasında etkin kesit alanı çentik açılarak 60mm*100mm’ye düşürüldü. Kırılma enerjisi deneyinin yapıldığı düzenekte xii iki mesnet arası 400mm’ydi. Böylelikle kırılma enerjisini, net eğilme dayanımı ve karakteristik boyu bu çentikli kirişlerden elde edildi. Hazırlanan 500mm uzunluğunda 100mm*100mm kesitinde prizma numunelerinde serbest rötre ölçüldü. Kısıtlanmış rötre çatlakları çelik halka deneyi kullanılarak ölçüldü. Deney numuneleri çok rijit çelik halka çevresine dökülmüş beton halkalardan oluşmaktadır. Çelik halkaların dış çapı 220mm, et kalınlığı 10mm, yüksekliği 150mm’dir. Beton halka numunelerinin dış çapı, kalınlığı, yüksekliği sırasıyla 300mm, 40mm ve 150mm’dir. Normal beton ve farklı lif boylarında üretilen dört farklı beton için basınç dayanımları, elastisite modülleri, yarmada çekme dayanımları, kırılma enerjileri, net eğilme dayanımları ve karakteristik boyları kendi aralarında karşılaştırıldı. Kırılma enerjisi ve karakteristik boy lif boyunun artmasıyla artmakta, basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, elastisite modülü ve net eğilme dayanımı lif boyunun artmasıyla düşmektedir. Lif boyu arttıkça çatlak genişliği düşmekte, kuruma rötresi azalmaktadır. xiii INVESTIGATION OF MECHANICAL PROPERTIES OF POLYPROPYLENE FIBER CONCRETE SUMMARY Concrete is currentl y us e d in houses, roads, bridges, airports, ports, dames, factories and in some other fields. It is relativel y eas y to obtain the required stren gth in these structures. The essentia l approach is how to const ruct these buil din gs with the required st abil it y and du rabil it y in the most cost - effe cti ve wa y. Thes e bui ldi ngs ma y a lso have some s ecti ons that requir e concr ete of high qu ali t y and str en gth. Two most important factors in ens uring hi gh stren gth, ar e an enhanc ement of con c rete at the int erfac es with a more homogenous structure, and de cre asing the po re volum e fracti on and micro crac ks. Since the conc rete has a quasi brittl e nature, its ener g y absorption cap acit y is lo w. In orde r to eli mi nate such disadvanta ges of co ncrete, it is prefe rred to add fibers int o concret e in diffe rent qu anti ti es and siz es. In thi s stud y, five con c re te mix tures were produc ed. Pol yp rop yl ene fiber was used in four of these mix tures whil e the fifth one was produced without pol yp rop yl en e fiber. Four dif fer ent mix tures were prep ared for ea ch with differ ent siz es of fi bers which were 12 mm, 25 mm, 38 mm and 51 mm, and in each producti on process fiber percent a ges were kept co nstant at 0.5% by volum e . The amount of binder an d the mix ing water used were identic al in all mix tures. Sil ica fume was added to the mixtures in an amount equal to the 10% of concrete wei ght. Water/bi nder and wat er/c ement rati os wer e kept const ant at 0.36 and 0.39 respecti vel y. In order to provide a bett er workabil it y, a new gen erati on pol yc arbox yli c ethe r bas ed superplasti ciz er was used. xiv For the spli tt ing stren ght test, a cyli nde r o f 150 mm diameter in and 60 mm in height, and for the standard com pressi ve stren gth and mo dulus of elastis it y tests, cyl inders of 100 mm in diameter an d 200 mm in hei ght wer e prep ared. Fo r the fract ure en er g y tests, beams of 500 mm in length and 100 mm * 100 mm in cross - secti on were us ed. The effe cti ve cross - se cti onal ar ea in the middle of the two suppo rts in the beams was reduced to 60 mm * 100 mm by sa wing. In the set up where the fra cture ener g y t ests were conduct ed, the dis tance between two sup ports w as 400 mm. Consequentl y, fractur e ener g y, net bend ing str en gth and cha ract e risti c len gth were determ ined using these notched be ams. The beams prepa red fo r the dr yin g shrinka ge m e asurements were 500mm in length and 100mm *100mm in cross secti on. To dete rmin ed the cr ackin g in restraine d concret e, the ring test s pecim ens wer e used. Th e test specim en consi st of casti ng concret e rin g around a ver y sti ff steel rin g. Th e steel rin g was 220m m in outer diameter, and 10mm in wall thi ckness, and 150mm in hei ght. The o ute r diamete r, wall thi ckness and height of concr ete rin g were 300mm , 40mm , and 150mm , respecti vel y. The con cret e ring was ex posed to dryi n g proc ess and to the high de gr ee of restr ain induced b y t he prese nce of the ste el ring. Th en, the crack widt h versus time was reco rded durin g the dryin g process. Using th e normal conc ret e and the four dif fer ent t yp es of conc retes cast with fibers of different siz es, compressi ve stren gth, modul us of elasticit y, spli tt ing stren gt h, fra cture ener g y, net bendin g stre ngth and ch ara cterist ic l ength values wer e deter mi ned and comparisons wer e made. Fracture ener g y and ch ar acterist ic len gth of concr ete wit h fiber inc re ase. C ompressi ve strenght, spli tt ing str en ght, modul us of elastis it y, and net bendin g stren ght decre ase with add it ion of fibers. As the fiber length incre ases the crack width dec reases. The dr yin g shrink a ge de cre as es as the fibe r len gth incr eases. xv 1 1.GİRİŞ Son yıllarda inşaat teknolojisinin ilerlemesi ve yeni malzemelerin ortaya çıkmasıyla yapı üretim sistemlerinde büyük gelişmeler olsa da özellikle taşıyıcı strüktürde önemli rolü olan beton kullanımı azalmamış aksine daha da yaygın hale gelmiştir. Beton ge rek modern tasarımları uygulama kolaylığı , gerekse sağlam ve uzun ömürlü olması bakımından vazgeçilmez bir yapı malzemesi dir. Ülkemizde de başta çok katlı yapılar olmak üzere diğer yapılarda da yapı malzemesi olarak çoğunlukla beton kullanıldığı görülmektedir [1] . 8zun yıllar boyunca beton yüzeyinde oluşan kılcal çatlamalar kaçınılmaz olarak görülmüştür. Son yıllarda yapılan deneysel araştırmalar sonucunda beton d a çatlamaların mekanizmaları anlaşılmış ve çözüm çok eski bir uygulama olan lif kullanımında bulunmuştur. Eski devirlerde mimar ve mühendisler yapılarını zamanın tahrip edici etkilerine karşı korumak için saman, hayvan kılları vb. doğal lifleri kullanarak mikro donatı tekniğini uyguladılar. Ülkemizde bulunan en eski uygulamaya Troia Kazıları sırasında rastlanmıştır ve M.Ö. 2500 yıllarına ait olduğu saptanmıştır. O bölgede yaşayan insanlar pişmiş tuğla ile yapılan örme duvar üzerindeki sıvalarda saman çöpü ve keçi kılı kullanarak mikro donatı teknolojisinin ilk örneklerini gerçekleştir di ler [2] . Bağlayıcı çimento hamurunun çeşitli boyuttaki agrega danelerini birarada tut ar ak meydana getirdiği malzeme olan beton , hiç yüklenmemiş durumda bile bazı çatlaklar içerir ve bunlar yükleme ile beraber öncelikli iri agrega - hamur ar ayüzeyindeki aderans bağından başlayarak gelişir ve iç yapıda kademeli bir hasara yol açarak kırılmaya n e d e n olabili r . Böylelikle mekanik ve fiziksel özeliklerde değişme olur. Yapılan araştırmalara göre hasara yol açan faktörün aderans bağından kaynaklandığı ve tekrarların gerilm e - şekil değiştirme öze l iklerini etkilediği ortaya çıkmıştır [1] . Geleneks el beton tipik olarak çekme dayanımı, yorulma dayanımı, aşınma dayanımı, çarpma dayanımı, şekil 2 değiştirme kapasitesi, kayma dayanımı, çatlama sonrası yük taşıma dayanımı ve enerji tutma kapasitesi (Tokluk) açısından düşük performans gösterir [3] . Bu durumda, betonu güçlendirecek bir takım önlemler alınması gereklidir [1] . Bu ger ekli li k lifli beton kavramını doğurmuştur. Agrega, çimento, su gibi temel bileşenlerin mineral ve kimyasal katkıların yanısıra değişik miktarlarda liflerin katılmasıyla elde edilen güçlendirilmiş kompozit malzemeye lifli beton denilmektedir. Bu betonlarda kullanılan liflerin betonun darbe dayanımını, çekme dayanımını, şekil değiştirme kapasitesini ve tokluğunu arttırdığı bilinmektedir. Betonun b u özeliklerindeki performans artışı beton bileşimi, lif miktarı ve özel ikl eri başta olmak üzere bir çok parametreye bağlıdır. Değişik kompozisyonlu bileş im ler oluşturularak istenen özeliklere sahip beton türleri geliştir il eb il ir. Mekanik ve fiz iksel özelikleri iyileştirilmiş bu kompozitlerle yeterli dayanım ve dayanıklılığa sahip beton yapılar yapılabilir >4@. H iç yük uygulanmamış betonun boyutlarında zamana bağlı kısalmaların nedeni r ötred ir. 85 yıldan beri betonun zamana bağlı davranışıyla ilgili araştırma l ar yapılmış ve büyük bir bilgi birikim i ol uşmuştur. Günümüzde betonun öngerilme betonarme yapılarda, silah depolarında, nükleer reaktörle r de , nükleer atıkları depolamak için inşa edile n depolarda kullanılması nedeniyle, betonun zamana bağlı şekil değiştirmesinin incelenmesi çok daha gerekli olmuş ve bu yöndeki araştırmalar artmıştır. Betonun rötresi tersinmez bir şekil değiştirmedir. Yani zamana bağlı oluşan bu şekil değiştirme geri dönmez. Betonun rötresi önlenemez, eğer önlenirse betonda çatlama olur. Rötre şekil değiştirmesini, sertleşmiş betonda ıslanma ve kuruma sırasında oluşan şekil değiştirmeden ayırt etmek gerekir. Rötre dolayısıyla hacimde oluşan şekil değiştirme betonu terk eden suyun hacmine eşit değildir. Betonun kuruması devam ettikçe, adsorbe su betondan uzaklaşır ve bu durumda çimento hamurun hacmindeki değişme yaklaşık olarak bütün jellerin yüzeyinden bir molekül kalınlığındaki su tabakasının kaybına eşit olur. Bir molekül suyun kalınlığı yaklaşık 1 jel tan esinin boyutunun %1’i olduğundan çimento hamurunun tam kuruma sırasında boyutlarındaki lineer değişmenin 10000[1 - 6 mertebesinde olacağı belirlenir. Bu değerin 4000[10 - 6 mertebesine kadar gözlendiği literatürde belirtilmektedir [5,6] . 3 Beton elem an ın içinde uniform olamayan nem dağılımı nedeniyle yüzey katmanı kuruyarak büzülür, iç kısımlar nemli kalır ve büzülemez >7@. Büzülme sonucu yüzey katmanları ile içteki beton arasında çekme gerilmeleri doğar. Bu oluşum sonucu beton yüzeyinde çatlaklar meydana gelir. Bu çatlaklar betonun dış etkilere karşı dayanıklılığını olumsuz yönde etkileyerek servis ömrünü azaltır.>8 ] Sanjuan ve arkadaşları, betonda lif kullanımı çatlak kontrolünü sağlayan en önemli yöntemi olduğunu saptamışlardır. Düşük dozda (0,1 - 0,3 hacim ce ) kullanılan polipropilen lif plastik rötreyi, önemli ölçüde azaltır. Ama hala daha fazla lif kullanımının sertleşmiş betonda rötre çatlağını önleyici etkisi tartışılmaktadır. 8ygun şartlarda kür edilmiş çatlaksız az m i ktarda poli propilen lif içeren betonların mekanik özelliklerinde, korozyon, dayanıklılık ve geçirimliliğinde önemli gelişmeler gözlenmiştir [9 ] . Surenda ve arkadaşları, çatlak davranışı çekme dayanımından çok kırılma enerjisiyle ilişkili olduğunu saptamışlardır . Bu durum liflerle güçlendirilmiş betonlarda açıkça görülmektedir. L ifle r i n önemli ölçüde çatlak oluşumunu ertelediğini ve oluşacak çatlak genişliğini de azalt tığını göstermiştir. Liflerin eklenmesi çekme dayanımını değiştirmemiş anc ak kırılma enerjisini arttırmıştır [ 10 ] . 4 2. POLİPROPİLEN LİFLİ KOMPOZİTLERİN GENEL ÖZELİKLERİ 2.1 Lifler Hakkında Genel BilJiler 2.1.1 Liflerin Tanımı Lif, doğal kaynaklardan elde dilen ya da insan eliyle üretilen, uzunluğu, bükülgenliği, esnekliği ve dayanıklılığı o l an maddedir. Genel olarak doğal ve yapay olmak üzere ikiye ayrılır. Hayvan, bitki, mineral gibi doğal kaynaklardan elde edildiği biçimi ile doğrudan kullanılabilen maddeler doğal liflerdi r . Yapay lif, aranan belirli özelikleri taşıyacak biçimde özel olarak geliştirilen, ve bu amaçla insan yapısı olarak üretilen maddedir [11] . Aşağıdaki 1.1.2. bölümünde çekme gerilmesi yüksek kompozit malzeme üretiminde kullanılan tüm lif çeşitleri gösterilmektedir. Bunlar doğal ve yapay lifler başlıkları altında madde madde belirtilmiştir. 2.1.2 Lif deşitleri A-Doğal Lifler A.1.Bit kisel Li fler A.1.1.Akwar a A.1.2.Bambu A.1.3.Hindi stan ceviz i k abuğu A.1.4.Keten, Kenevir A.1.5.-üt A.1.6.Si sal A.1..Şeker kamışı posası A.1.8.Ahşap (Selüloz) A.2.Ha yvans al Li fler 5 A.2.1.Yün A.2.2.İpek A.2.3.Kıl A.3.Mad ensel Lifle r A.3.1.Asbest A.3.2.Metal Li fler A.3.3.Karbon B-Yapay Lifler B.1.Cam Yünü B.2.P oli mer Li fler B.2.1.Akril ik B.2.2.Ar ami d B.2.3.Na ylon B.2.4.P ol yest er B.2.5.P oli eti len B.2.6.P oli propilen B.2..Poliüretan 2.1.3. Liflerin Özelikleri A-Doğal Yollarla Oluşan Lifler Kompozitlete katılan en yaygın doğal lifler saman ve at kılıdır. Modern teknoloji lifleri, çeşitli bitkilerden daha ekonomik biçimde üretilmektedir. Örneğin çim entolu kompozitlerde kullanılan jüt ve bambu liflerinin üretimi çok a z enerji gerekti rir [11] . Ancak buradaki problem, bu liflerin alkali ortamda parçalanma eğiliminde olmalarıdır. Bu liflerin sürekliliğini artırmak için betonun alkalitesini azaltacak katkılar konmalıdır. Portland çimentosunda kullanılan diğer doğal lifler ise; Akva ra, bambu, hindi stan ceviz i, fla[, jüt, sisal, şeker kamışı posası, ahşap gibi sıralanabilirler [12] . 6 Doğal Liflerin Özel ikl eri : *Su ve su buharını kolay emerler *Sıcaklık karşısında yumuşamazlar *Yüksek sıcaklıkta boyları değişmez. *Donma no ktasının altında kırılma ve kopma olmaz. *Güneş ışığına duyarlıdırlar. [11] A.1. Bitkisel Lifler A.1.1. Akwara Bitki sapından elde edilen doğal liftir. Nijerya’da bol miktarda bulunur. Bu lifler alkali ortamda sürekliliklerini kaybetmezler. Ayrıca nemli ve kuru ortamda da dayanıklı olurlar. Sakıncaları ise çok düşük elastiklik modüllerine sahip olmalarıdır [12]. A.1.2. Bambu Lifleri Tropikal ve astropikal bölgelerde yetişirler. 15 m. yüksekliğe kadar büyüyebilirler. Saplarının içi boş ve çapları 0.4 - 4 inch (1 - 10 cm) kadar çeşitlilik gösterir. Bambu lifleri çekmeye karşı dayanıklıdır. Fakat düşük elastiklik modülü vardır. Ayrıca su emme özeliklerinden dolayı zayıf ol u r lar [12] . A.1.3. Hindistan Cevizi Lifleri Olgunlaşmış hindistan cevizinin dışında sert lifli bir kabuk bulunur, bu kabuğun lifleri suya batırılarak ya da mekanik işlemlerle çıkartılır. Bu kısa sert lifler halat yapımında yıllarca kullanılmıştır. Hindistan cevizi lifleri düşük elastiklik modülüne sahiptir ve sıcaklık - nem değişikliklerine karşı duyarlıdı r [12] . A.1.4. Keten ve Bitki Lifleri Keten lifleri n çekme dayanımları ve elastisite modülleri yüksektir. Fil çimi, su sazı gibi bitkilerden oluşan lifler de betonda güçlendirici olarak kullanılırlar. Bu liflerin çoğu bitkilerin saplarından el ile çıkarılırlar [12] . 7 A.1.5. Jüt Lifleri -üt yalnızca kendir lifinden elde edilir. Bangladeş, Çin, Hindistan ve Tayland’ ta yetişir. Bu bitkilerin uzunlukları 2.4 m. ve sap çapları ise 25 mm. den az olur. Kabukları liflidir. Bu kabuk suya batırıldığında, içine su alır ve lifleri gevşer, bu lifler el ile ayrılır ve kurutulur. Son zamanlarda bu işlem için mekanik aletler de geliştirilmiştir. -üt bitkileri çekme gerilmesinde dayanıklıdır. Geleneksel olarak bu lifler halat yapımında ve çuval çanta, giysi yapımında kullanılır [12]. A.1.6. Sisal Lifler Bazı Avustralya ve İsveç’ teki araştırmacılar çalışmalarında sisal lifleri ile yapılan çimento kompozitlerin özeliklerini incelenmişlerdir. Bu lifler Agave Sisalana bitkisinin yapraklarından elde edilir. Hemiselüloz, li gnin ve pekti nden me yd ana geli rler. Güçlüdürler ama alkali ortamda sürekli dayanıma sahip değildirler [12] . A.1.7. Şekerkamışı Posası Şekerkamışının suyu sıkıldıktan sonra kalan posası lifli bir malzemedir, %50 lif içerir. Fiziksel özelikleri ise şekerkamışının çeşidine , o lgunluğuna ve bitkinin değirmende çekilme verimliliğine bağlıdır [12] . A.1.8. AhşaS Lifleri (Selüloz) Dünya çapında beton endüstrisinde en çok kullanılan doğal liflerin başında yer alırlar. Portland çimento kompozitlerinde ahşap lif kullanımı çok yaygındır. Özellikle, asbest liflerinin yerini alırlar. Kolay bulunması, yüksek çekme dayanımı ve elast isi te modülü, elde edilme kolaylığı yaygınlaşma nedenlerindendir. En büyük sakıncası ise, alkali or tamda dağılabilir olmasıdır. S on zamanlardak i gelişmelerle, al kali ort amda liflerin dağılması kontrol edebi lm e ktedir. Ahşap lifleri kağıt hamuru şeklinde elde edilir. İşlemler mekanik, kimyasal, yarı kimyasal olabilir. Liflerin özel ikl er i bu h amura bağlıdır. Ahşap liflerin temel bileşenleri selüloz, yarı selüloz ve lignin dir. Li gnin tek başına iken liflerin dayanımı üzerine ters etkilidir. H amur işleminde daha yoğun lignin çıkarılmasıyla en iyi lifler elde edilir. Lignin olmayan selüloz liflerinin çekme dayanımı 8 200 MPa’ dır. Ligninin çıkarılmadığı selüloz lifinde ise çekme dayanımı 500 MP a olur [12] . A.3. Madensel Lifler A.1.3.1. Asbest İnorganik doğal lif olan asbest in nitelikl eri: *Çekme dayanımı 4000 - 5000 kg/cm² *Basınç dayanımı - li fle re paralel doğrultuda 950 kg/cm² *Çekme dayanımı 1/3 basınç dayanımı *Geçirimsizlik (su ve gazları geçir mez ) *Isı enerjisini iletmez *Kola y deli nebil ir [11] A.3.2. Metal Lifleri Bu lifler karbon çeliği ya da paslanmaz çelikten yapılırlar çekme dayanımları 345 MPa ile 1380 MP a arasında değişiklik gösterir. Metal lifle r in elastiklik modülleri 2000 GPa’ dır. Liflerin kesitleri dairesel, kare, hilal şeklinde ya da eğrisel olabilir. 8zunlukları, gen ell ikl e 3 inch (75 mm) den az olur a nc a k daha uzunları da kullanılabilir. Uz unluk/ Çap oranı 30 ile 100 arasında değişir [12] . Lif Geometrileri ve Üretim Yöntemleri: Düz, ucu kancalı, yassı, eğrisel gibi tipleri vardır. Döner kesitli düz çelik lifler, zayıf tellerin parçalar halinde kesilmesiyle çapı 0.01 - 0 .04 inch (0.25 - 1 mm) şeklinde, plaka kesitli düz çelik teller ise, ince levhaların biraraya getirilmesiyle üretilirler. Yaklaşık 0.006 - 0.016 inch (0.15 ± 0.41 mm) kalınlıktadırlar. Tellerin yassılaştırılmasıyla, liflerin genişliği 0.01 - 0.04 inch (0.25 - 1 mm) arası değişir. Kancalı ya da eğri lifler düz uzun liflerin kıvrılmasıyla elde edilir. Kıvrımlı ve sonu kancalılar bu şekilde oluşurlar. Suda çözünen yapıştırıcı ile, lifler yanyana getirilerek yapıştırılırlar. Yapışkan, yapıştırma işlemi sonunda çözünmelidir. İnce tellerden oluşan lifler de vardır. Bu tip ince tellerden oluşan lifler, eğrisel lifleri oluşturmak için, hilal şeklinde kıvrılır ve kesilirler. Tellerin eritilmesiyle de şekil alırlar ve dağınık yüzey şekilleri oluşur [12] . 9 A.3.3. Karbon Lifler 1980’lerin ortasına kadar yüksek fiyatlı olan karbon liflerinin kullanımı yalnızca P ortland çimentolu kompozitlerle kullanılmak üzere sınırlandırılmıştır. Sonraları petrol ürünlerinde ve kömür ziftinden daha düşük maliyetli karbon lifleri üretildi. Yine de polimer liflerden daha pahalı olduğundan kullanımı yaygınlaşamadı. Karbon lifleri özel uygulamalar için (yüksek şekil değiştirme ve ger il me dayanımı gibi) büyük potansiyele sahiptir. Elastiklik modülü çelik kadar yüksek hatta 2 yada 3 katı kadar daha güçlü olabilmektedir. Çok hafiftirler ve çoğu kimyasallara karşı yavaş hareket ederler. İplik formunda üretilirler. Tek karbon lifi 12000 tekil lif içerir. Bunlar çimento içine katılmadan önce dışarıda dağıtılırlar [12] . B. Yapay Lifler YaSay Liflerin Üretimi Lif üretiminde kullanılacak hammadde sıvı ya da yarı sıvı hale getirilir. Yaş çekme, kuru çekme gibi farklı işlemler ile lifler oluşturulur. B.1. Cam Lifleri Cam lifleri beton uygulamalarına katılmaz. Çünkü betonun alkalitesi bu lifleri zamanla çözer. Bu alkaliteye karşı zikron camı gibi dayanıklı cam liflerinin üretilmesinde ba şlanmıştır [11]. B.2. Polimer Lifler Petrokimya ve tekstil endüstrisinde yapılan araştırmalar ve gelişmeler sonucu sentetik polimer lifleri üretilmiştir. Akrilik, aramid, naylon, polyester, polietilen ve polipropilen başlıca polimer lifleridir. Hepsinin de çok yüksek çekme dayanımları vardır. Fakat bu liflerin çoğu (aramid hariç) düşük elastiklik modülüne sahiptirler. Polimer liflerin kalitesi, çap ve uzunluk oranlarına bağlıdır. Çapları mikron düzeyindedir. Bu lifler tekil ya da lif hamuru hali n de bulunurl ar. FRC (lif takviyeli beton) de kullanılanların uzunlukları 0,5 - 2 inch (12 - 50 mm) arasında değişir. Bazı lif tipleri çok kısa (1 - 2 mm) olabili r , çok uzun olanları da vardır. 8ygulanacak yerin ihtiyacına göre tipler arttırılır [12] . 10 B.2.1. Akrilik Lif le r, %85 oranında akronilit özelik gösterirse bunlara akr i li k lifler de nir. Bu lifl er sudan daha yoğundur ve diğer polimer liflere göre daha yüksek elastiklik modülüne sahiptirler. (Aramid hariç) [12]. B.2.2. Aramid Sahip olduğu yüksek elastiklik modülü sayesinde FRC’nin (Fiber R ein for ced Concr ete) mekanik özeliğini arttırırlar. Çekme ve eğilme dayanımını sağlarlar. Tek kısıtlayıcı unsur; bu lifi n yüksek maliyetidir. Diğer liflere nazaran daha pahalıdır. Bu lifl er halat formuna sahipt ir [12] . B.2.3. Naylon Na ylon 6’dan üretilirler. U ygulama da sıkça rastlanır. Çeşitli uzunluklarda ve tekil lif formunda bulunurlar. 19 mm boyunda ve çok incedirler [12] . B.2.4. Polyester Bu lifler eti l asetat mo nomerlerinden ol uşur. Fiziksel ve kimyasal özelikleri üretim teknikler inin değişimiyle değiştirilebilir. Yüksek elastiklik modülüne sahiptirler ve betonla ilişkileri çok iyiydir. Bu özellik beton uygulamaları için çok önemlidir [12] . B.2.5. Polietilen Bu liflerin standart uzunlukları 12 - 50 mm arası değişir, daha uzunları da vardır. Lif hamuru formunda bulunurlar. Yüzey deformasyonlarında beton ile daha iyi bağ oluşması gerektiğinde lifler hamur biçiminde olurlar. Asbest liflerinin yerine kullanılırlar. Bu kısa lifler çimento matrisinde etkindir . Sürekliliği geliştirir ler . Çarpma ve yorulma dayanımını arttırırlar [12] . B.2.6. Polipropilen Hem tekil hemde hamur biçiminde bulunurlar. 8zunlukları 3 - 50 mm arası değişir. Kısa li fl er hamur uz un lifler t ekil hal de bulunur. Poli p ropilen hamuru, poli eti le n hamurunda n daha düşük dayanıma sahipt ir [12] . 11 Tablo 2.1. Polimer Liflerin Fiziksel Özel ikl eri Lif Tipleri Etkili daS (10-3 mm) ÖzJül Ağırlık (JrFmñ) dekme Dayanımı (MPa) Elastiklik Modülü (GPa) Nihai Uzama (%) Akril ik 13 - 104 1,17 207 - 1000 14,6 - 19,6 7,5 - 50 Arami d I 12 1,44 3620 62 4,4 Arami d I I 10 1,44 3620 117 2,5 Na ylon 10 1,16 965 5,17 20 Pol yester 10 1,34 - 1,39 896 - 1100 17,5 20 Poli eti len 25 - 1020 0,96 200 - 300 5,0 3 Poli propilen 25 - 1020 0,90 - 0,91 310 - 760 3,5 - 4,9 15 2.2 POLİMER LİF TAKVİYELİ BETONLAR 2.2.1 Polimer Lif Takviyeli Betonda Kullanılan Lifler Polimer liflerden betona katılan ve en iyi sonuç veren lif polipropilen liflerdir. Tıpkı çelik lifler gibi polipropilen lifler de betonun bazı özeliklerini arttırabilirl er. Poli eti len ve naylon 6 kullanımları polipropilen lifler kadar yaygın değildir. Şimdiye kadar yapılmış çoğu araştırmalarda da polipropilen lifler kullanılmış ve sonuçları belirtilmiştir. 2.2.1.1 Poliler Liflerin YaSısı ve Özelikleri Kullanılan polimer liflerin hacimce katılma oranları çok düşüktür. Çoğu durumlarda %0,1 de sınırlanır (1 kg/m 3 beton için). Lif katma oranı ve hava miktarı minimum işlenebilirlikte değişir. Lifler hazır karışım tesislerinde ya da şantiyede eklenebilir. Lifler 12 katıldıktan sonra en az 10 dakika karıştırılır. Bazı araştırmacı lar %2 hacim oranında denemeler ya p mıştır. Fazla oranlarda katıldığında çeşitli önlemler alınmalıdır. İşlenebilirliği azalır ve içindeki hava artar. İşlenebilme problemleri su azaltıcı katkıların dozajını artırmakla çözülebilir. Hava miktarı kontrol edilebilir. İşlenebilirlik, tekil lif formundaki liflere naz a ran ham ur formundaki liflerde dah a az d ır. Çünkü tekil lif formundaki lifler daha homojen dağılabilir ve işlenebilirlik daha iyi olur. Lif uzunluğu önemli rol oynar. Lifler hamur formundayken uzunlukları birkaç mm ile sınırlıdır. Hacimce katılma oranı karışımın %5’idir. Genelde kullanılanlar 12 - 50 mm olanlarıdır [12] . 2.2.1.2 Polimer Lifli Betonların Özelikleri P oli mer ler inşaat alanında yüz yıllardır kullanılırlar. Örneğin, Babylonia’nın tuğla duvarındaki harcın içinde doğal polimer asfalt kullanılmıştır. Yine, Kish şehrindeki 8r - Nina tapınağın yapımında kullanılan harçta %25 - 35 oranında polimer katılmıştır. Şimdiye kadar çeşitli polimerler anıtlarda kullanılmıştır. Sentetik polimerler 1940’larda bulu nmuştur. 1950’lerde ise P ortland çimentolu beton ve harçlarda polimerler kullanılmıştır. Yeni uygulamalarda ise, polimer katkılı betonlarda, yollarda, köprülerde ve tamir iş ler i n de kullanılmaktadır. Ayrıca geçirimsizlik istenen yerlede, döşeme ve su tankla rında, yüzme havuzlarında hatta çelik li flerl e birlik te yaygınlaşmıştır [13] . Polipropilen, Naylon 6 ve polyester lifleri çok yaygın olarak kullanılan bazı polimer esaslı li flerdir. H acim oranları %0,1 - %0,05 arasında değişen bu lifler betonda plastik rötreyi azaltırlar. P oli propilen lifler hem lif hamuru hem de tekil halde bulunurlar. Polimer lifli betonların işlenebilmesi, liflerin tipine, uzunluklarına, içeriklerine ve betonun dayanımına bağlıdır [12] . Betonun plastik davranış sergilediği belirli bir süreçt e betonun gerilme taşıma kapasitesi oluşan iç gerilmelere göre yetersiz kalmaktadır. İşte bu noktada beton yüzeyinde rastgele, yapısal olmayan kılcal çatlamalar oluşur. Plastik rötre çatlakları olarak adlandırılan bu oluşum beton un durabilitesi için son derec e zararlıdır. Su ve diğer zararlı akışkanlar bu kılcal çatlaklar boyunca hareket ederek betonun bünyesine nüfüz eder. Mevcut metal donatının paslanması ve donma - çözünme çevrimi sonrası betonun bozulması rötre çatlamalarının bir sonucudur >2@. 13 Beton dökümünü takip eden ilk 15 dakika ile hidratasyon sürecinin devam ettiği 3 saat boyunca ortaya çıkan plastik rötre çatlaklarının önlenmesinde iki yöntem vardır. [2] : Birincisi, iç gerilmeleri azaltmaktır. İç gerilmeler aşırı ve kontrolsuz su kaybının neden olduğu büzülme kuvvetlerinin bir sonucudur. Beton için faydalı karma suyunu bir karışım içinde korumak, diğer bir değişle büzülmeyi azaltmak bir çözümdür. Ancak rüzgar, hava sıcaklığı, beton ile ortam arasındaki sıcaklık farkı nedeniyle buharlaşmayı engel lemek imkansızdır. Çünkü her sıcaklık derecesinde buharlaşma meydana gelir. Buharlaşmayı engellemek mümkün olmadığından, azaltmak için betonun üstü örtülebilir yada kür maddesi sürülebilir. Ancak rötre çatlamalarının oluştuğu dönemde beton henüz sıvı - plast ik şeklinde olduğundan yapılacak bu işlemler yetersiz olacak ve yüzey tabakasının zedelenmesine neden olacaktır. K arma suyunun kalıptan sızması ve toprağa akması da büzülmeyi arttıran etkilerdir. Bu amaçla beton döküm öncesinde yere film örtü (naylon) örtmek, kalıp birleşim noktalarını iyice sızdırmaz hale getirmek g i bi önlemler alınmalıdır [2] . İkincisi ise, şekil değiştirme kapasitesini arttırmaktır. Polipropilen lifler plastik betonun şekil değiştirme kapasitesini arttırarak şekil değiştirme kapasitesi eğrisini yukarıya çeker. Bu etki sayesinde lif tipine, miktarına, cinsine bağlı olarak iç gerilme kuvvetleri taşınabilmekte ve plastik rötre çatlamaları azaltılabilmektedir >2@. 2.3 Rötre ve Nedenleri Rötrenin ol uşumunu açıklamak için suyun sertleşmekte olan çimento hamuruna olan etkilerini ve hidratasyon olayını incelemek gerekir. Hidratasyon, su ile çimentoyu oluşturan maddelerin yaptıkları reaksiyondur. Öğütülmemiş çimento (klinker) su ile temas ettirildiğinde herhangi bir reaksiyona girmez. Çimentonu n su ile reaksi yona girebilmesi için çok ince (5ȝm- 90ȝm) öğütülmüş olması gerekmektedir. [14] . Hidratasyon yapan çimento miktarı zamanla suyun çimentoyla temasa geçtiği andan it ibaren artar. Portlan d çimentosunun hidratasyon hızı, çimento tanelerinin yüzey alanına bağlıdır. İnce öğütülmüş çimentoların hidratasyon hızları yüksektir >14 ]. Hidratas yon miktarının artması ile birlikte dayanımda artış görülür. Hidratasyon hızı bazı nedenlerle yavaşlarsa dayanım artışında da aynı yavaşlamaya rastlanır. H idratas yon olayının seyri 14 ile beton içindeki bağlayıcı maddelerin dayanım kazanması arasında yakın bir ilişki vardır [14,15] . 2.3.1 Rötrenin deşitleri Betonda farklı nedenlere dayanan rötre türleri vardır. Bunlar termik rötre, bünyesel rötre, erken rötre, hidroli k rötre, karbo natlaşma rötresidir [16] . 2.3.1.1 Termik Rötre Prizi sona eren ve sertleşmeye başlayan betonda hidratasyon ısısının tüm kütleyi ısıtmaya yetecek oranda artamaması sonucu kütle soğur ve bir termik büzüşme oluşur, buna termik rötre denir . Erke n yaşlarda ortaya çıkan bu rötre özellikle kütle betonlarında büyük problemler çıkartır. Termik rötreden meydana gelen çatlaklar geniş ve derin olur. Hidratayon ısısı yüksek çimento kullanımı, hızlı beton dökümü, kalınlığı fazla kütle betonu dökümü termik rötreyi arttırıcı etkilerdedir [16] . 2.3.1.2 Bünyesel Rötre Hidratasyon olarak adlandırdığımız kimyasal reaksiyonların sonunda toplam hacimde mutlak bir büzülme olur. Bir hidrate ürünün mutlak hacmi, onu oluşturan elemanların ve su yun mut lak hacmi nin topl amından küçüktür. Bu nedenle bünyesel rötreye engel olun a maz [16] . Ancak oluşan hidrate jelin görünen hacmi ise aksine genişler. Oluşan jel çok boşlukludur ve görünen hacmi büyüktür. Serbest rötre oluşması engellenirse çatlaklar oluşur. Bunlar ince, çok sayıda çatlaklardır [16] . 2.3.1.3 Plastik Rötre P lastik rötre, taze betonda ve priz süresince ortaya çıkar. İşlenebilme yönünden yeter l i kohezyona sahip olmayan betonlarda iri agrega taneleri dibe çökmeye, çimentonun flokülleşmesi sonucu kusulan su ise yüzeye çıkmaya başlar. Yüzeyde biriken su hızla buharlaştığı nd a şiddetli bir büzülme meydana gelir. Buharlaşma, hamur fazı henüz plastikken olursa su kanallara çöker ve kanallar kapanır [17] . Bu büzülme betona çok fazla zarar vermez çünkü ortam henüz plastikt ir. 15 Plastik rötre, buharlaşan su miktarı terleyen su miktarını aştığında belirginleşir [8] . Plastik rötre nedeni ile donatıların ve iri agregaların alt yüzlerinde hava cepleri oluşur ve aderans yetenekleri azalır, yok olur [17] . Plastik rötre çatlakları dökümü izleyen günün ertesinde üst donatıların üstünde oluşan çatlaklarda kendini gösterir. Havanın rüzgarlı ve çok kuru oluşu buharlaşmayı hızlandırdığından zararlıdır. Bu özellikle geniş buharlaşma alanı gösteren hava alanı ve yol betonlarında rastlanan bir olaydır. Betonun terlemesini kontrol altına almak, priz ve sertleşmeyi hızlandırmak, yüzeyin düzeltilmesini geciktirmek önerilen tedbirler arasındadır [17] . Ayrıca ortam rutubetini arttıracak, rüzgarı kesecek önlemler de unutulmamalıdır. Terlemenin kontr olü ve suyun beton kütlesi içinde tutulması, kohezyonu yüksek bir betonla sağlanabilir. Bu ise çimento dozajı çok az arttırılarak sağlanabilir. Hava sürükleyici bir katkı katılması da taze betondaki kapiler borucukları tıkayacağından suyun kütle içinde kalmasını sağlar [17] . 2.3.1.4 Hidrolik Rötre-Şişme Hidrolik rötreye sertleşmiş beton rötresi veya kuruma rötresi adları da verilir. Hidroli k rötre üretimi izleyen günden itibaren başlar ve uzun süre devam eder (5 - 6 a y kadar ). Rötrenin önemli bölümü birinci a yd a me ydan a gel ir [18] . Sertleşmiş çimento hamuru jel yapıdadır. Katı taneciklerin adsorbe ettiği su molekülleri bu tanecikleri bir arada tutan, bağlayan elektrostatik kuvvetlerden oluşurlar. B irkaç angström mertebesinde olan a dsorbe su tabakası inceldikçe taneleri birbirine doğru çeken kuvvetler artmakta, su tabakası kalınlaştıkça ters olay meydana gelmektedir. Çimento hamurunun kuruması sonucu önce kılcal boşluklardaki su buharlaşır , bu boşluklara jel suyu akımı başlar ve dah a sonr a bu su da kısmen buharlaşır. Sonuçta adsorbe su tabakası incelir ve taneler yaklaşarak hacim büzülmesi oluş u r [18] . Bir dış yüklemenin bulunması halinde jel suyunun hareketi ayrıca arta r ve zaman la numunen in boyutları daha da küçülü r. Kurumanın tersi olan durum, çimento hamuru, harç veya betonun su içinde kalmasıdır. Bu durumda adsorbe su tabakası kalınlaşarak taneler birbirinden uzaklaşır, topl am hacim 16 artar. Bu ola ya şişme denir. Mutlak değerce şişme rötreden azdır. Beton tekrarlı kuruma- ıslanma etkisinde kalırsa rötre ve şişme olayı ard arda meydana gelebilir [18] . Rötreye neden olan jellerin başında C 2 S hidrate öğelerinin jelleri gelir. Bu bakımdan C 2 S oranı yüksek çimentolarda son rötre değerinin fazla olması beklenir [18] . Rötre olayı görüldüğü gibi tamamen çimentonun varlığına bağlıdır. Harç ve özellikle betonlarda agreganın bulunması hacim büzülmesine karşı koyar. Agrega tanelerinin elastiklik modülleri ne kadar yüksekse çimentonun büzülmesi yönündeki basıncı sonucu oluşacak tüm kütlenin büzülmesini o kadar fazla önler. Be tond a a gr e ga i çeriğindeki artış ile çimento miktarı da azalacağından rötre de daha az olacaktır [18] . 2.3.1.5 KarEonatlaşma Rötresi K arbonlaşmadan doğan büzülmenin yapısı çok farklıdır. Atmosferde bulunan CO 2 , ortamdaki nemin de varlığıyla hidrate çiment o t aneleri ile reaksi yona gi rer. Ca( OH) 2 karbonatl a şarak CaCO 3 olu şur [19] . Karbonatlaşma, betonun nem içeriğine ve bağıl neme de bağlıdır. Çünkü CO 2 ’nin C a(OH) 2 ile reaksiyona girmesi sonucu açığa çıkan nemin dışarı atılması gerekir. Atmos ferdeki nem ile numune içindeki nem dengeye ulaştığında reaksiyon artık daha fazla olmaz ve karbonatlaşma durur. Karbonatlaşma sonucu betonun ağırlığı artar. Bu olayın bir büzülme ile meydana geldiği gözlenmiştir [19] . Rutubetin çok yüksek olduğu ortamlarda (%100), CO 2 di füzyonu olamaz ve karbonatlaşma rötresi yoktur. Rutubetin çok düşük olduğu ortamlarda ise salt CO 2 difüzyonu anlam taşımaz. Rötre için CO 2 ’nin asit karbonik şeklinde süzülnesi gerekir [19] . Karbonatlaşma ayrıca mukavemetin artmasına ve geçirimliliğim azalmasına neden olur. Karbonatlaşma rötresi daha çok prefabrike eleman üretiminde dikkate alınan bir özeliktir. Prefabrike yapı elemanlarının yapay olarak hızlandıran priz süresinde ortam CO 2 µye do ygun hale geti ril e r ek bu rötrenin önceden oluşması ve son değerine varması sağlanır [19,20] . 17 2.4 Betonun Kırılma Mekaniği ve Kırılma Parametreleri Türkiye etkin bir deprem kuşağındadır. Bu nedenl e betonun çatlaması, kırılması, kırılma parametrelerinin hem statik hem de dinamik halde hesaplanması Türkiye açısından büyük değer arz etmektedir. 40 yılı aşkın bir süredir betonun kırılma davranışı araştırılıp, incelenmesine rağmen Kırılma Mekaniği betonarme yapıların projelendirilmesinde henüz kullanılmamaktadır çünkü yakın geçmişte yapılan araştırmalar 1920’den beri mevcut olan Griffith’nin Lineer Elastik Kırılma Mekaniği (LEKM) yaklaşımına dayanmaktaydı, bu da betonda çatlak yayılmasını tam olarak açıklayamamaktaydı [21 ] . Son zamanlardaki gelişmeler ışığında, LEKM kullanarak kırılma tokluğunun (K IC ) hesaplanmasında numune boyutunun ve geometrisinin önemli bir etkiye sahip olduğunu ve bunun sonucu olarakta gerilme şiddet çarpanının kritik değeri gibi bir parametrenin betona basitçe uygulanamıyacağını göstermektedir. Kırılma davranışı açısından beton gibi hetorejen bir malzemeyi inceleyebilmek için birden fazla kırılma parametresini yani, sadece gerilme şiddet çarpanının kritik değerini değil, kırılma enerjisini, karakteristik boyunu ve çatlak ucu açılma deplasmanının kritik değerini de elde etmek gerekmektedir. Betonun kırılma enerjisi ve karakteristik boyu C EB - FIB 1990 MODEL Code tarafından hazırlanan model kodlarda da yer almakta ve tasarımda kullanılmaktadır [22 ] . Betonun kırılma parametreleri ile gevrekliğinin saptanması için bilinen başlıca üç model vardır. Bunlar: a) Fiktif Çatlak Modeli (FÇM) [ 23 ] , b) Bo yut Etki si Modeli [24 ] , c) İki Parametreli Modeldir [ 25 ] . Herbir model gevrekliğin bir ölçüsünü verir. Yeni çimento esaslı kompozitlerinin mikro çatlaklara karşı tasarımında Fiktif Çatlak Model’indeki karakteristik bo y ( I c h ) başarılı biçi mde kullanılmaktadır >26] . Karakteristik boy kırılma modunu, nominal dayanımı ve çatlak büyümesini (çatlak modelini) kontrol ettiğinden, beton karışımının tasarımda göz önüne de bulundurulması gerekir. Bu bölümde önce, LEKM parametresi olan kırılma tokluğunu (K IC ) beli rlenmesi, doğrusal olmayan Kırılma Mekaniği, Fiktif Çatlak Modelinin betona uygulanması ve R ILEM ’in öngördüğü üç noktalı eğilme deneyi ile çentikli kiriş numunelerden kırılma enerjisi nin belirlenmesi gibi konul ar ele alınmaktadır >2] . 18 2.4.1 Lineer Elastik Kırılma Mekaniği ve Kırılma Tokluğunun Belirlenmesi Sert gevrek malzemelerin teorik ve gerçek çekme dayanımları arasında büyük farklılığın olduğu 1920 yılına kadar bilinmekteydi. İlk defa olarak Griffith, gevrek bir malzemeni n küçük çatlaklar ve diğer çatlağa benzer kusurlar içerdiğinden onun gerçek çekme dayanımının teorik olarak hesaplanan değerinden oldukça düşük olduğunu gösterdi [2 1] . Elastik gevrek malzemelerin çatlak uçlarında yüksek gerilme konsantrasyonu oluşmaktadır. Bu sebeple, malzemede gerilme üniform olarak yayılmadan önce malzemenin çekme dayanımı aşılmaktadır. Gevrek kırılmayı tanımlamak için bir malzeme parametresi olan kırılma tokluğuna (K IC ) ihtiyaç vardır. Malzemenin kırılma tokluğu önceden çatlak içeren farklı geometrilere sahip numunelerden belirlenebilmektedir. Bunlardan en ekonomik, sade ve yaygın olanı çentikli kiriş numunelere uygulanan üç noktalı eğilme deneyidir. Çatlak yayılmaya başlayıncaya kadar kiriş numuneye yük uygulanmakta ve maksimum yük elde edil en sonra (K IC ) hesaplanmaktadır>28] . 1950 - 1960’lı yıllarda LEKM’nin betona uygulanması denemelerinde başarısız olunmuştur. Bu yönde yapılan kapsamlı araştırmaların tümü, çimento esaslı kompozit malzemelerin gerçekte farklı davrandığını ortaya çıkarmıştır >29] . 2.4.2 Doğrusal Olmayan Kırılma Mekaniği Beton davranışının LEKM’in tahmininden sapmasına esas sebep betonda önceden varolan çatlak veya çentik önünde geniş kırılma sürecinin oluşumudur. Bu bölgede, çimento esaslı malzeme mikro çatlamalar nedeniyle tedricen yumuşama davranışı göstermektedir. Beton için doğrusal olmayan kırılma mekaniği teorisi olan Fiktif çatlak Modeli (FÇM) Hillerborg ve diğerleri tarafından önerildi [30 ] . Betonun kırılma enerjisinin belirlenmesi, FÇM’de sunulan şekil değiştirme yumuşaması kavramına dayanmaktadır >23 , 31 ]. Bu model, tek eksenli çekmede yerelleşmiş mikro çatlakların başlangıcından (şekil değiştirme yerelleşmesinden) dolayı tepe noktası gerilme - şekil değiştirme ilişkisinin yegane olmadığını ölçü aygıtının konumu ve uzunluğuna bağlı olduğunu vurgulamaktadır. Bu nedenle, söz konusu model yerelleşme bölgesinin iç ve dış 19 kısmında malzeme davranışındaki farkı ortaya koymaktadır. Yerelleşme bölgesi ³kırılma süreci bölgesi´ terimi anlamına gelmektedir [32 ] . FÇM’ye göre mevcut çatlak önündeki kırılma süreci bölgesi nedeniyle şekil değiştirme yumuşaması davranışı sergilenmekte ve kapanan gerilme çatlak yüzeyleri tedricen birbirine yaklaşarak çatlak ucunda gerilme şiddeti çarpanı K IC 0’a eşit olmaktadır. K IC ’nın yok olması ile kırılma süreci bölgesinin boyutu belirlenmektedir. Kırılma süreci bölgesinde kapanan gerilmeler sabit olmayıp kapanan gerilmeler dağılımı σ (w) fiktif çatlak yüzlerinin açılmasına (w) bağlıdır. Bu gerilmeler makro çatlağın ucunda sıfırdan başlayarak fiktif çatlağın ucunda malzemenin tek eksenli çekme dayanımının (ft’) tamamına ulaşmaktadır. Malzeme davranışı fiktif çatlağın önünde lineer, kırılma süreci bölgesinde ise şekil değiştirme yumuşaması davranışı göstermektedir. FÇM’de kırılma enerjisi ( GF) brim çatlak alanının yuttuğu maksimum enerj i olarak nit elendiril mektedir. [33 ] . 2.4.3 Üo Noktalı Eğilme Deneyi ve Kırılma EnerMisinin Belirlenmesi Brim alan başına çatlak oluşturmak için gereken enerji miktarı malzemenin kırılmaya karşı direncini belirler. Çentikli bir beton numune üzerinde eğilme veya çekme deneyi yapıldığında numune iki parçaya ayrılıncaya kadar yapılan iş, harcanan toplam enerjiyi verir ve bu enerjinin yayılan çatlak için harcandığı varsayılır. Çatlak alanı, esas çaklak yönüne pararel doğrultuda düzlem üzerindeki izdüşüm alanıdır [ 27 ,3 4 ] . Yapılan işin ve çatlak alanının saptanması ile malzemenin kırılmaya karşı olan direnci veya kırılma enerjisi ( GF ) bulunabili r. GF , yük - sehim eğrisi altında kalan alanın hesaplanmasıyla elde edil ir. GF bir malz eme sa biti değildir ve kiriş derinliğindeki artma ile arttığı, çentik derinliğindeki artma ile azaldığı bilinmektedir [32 ] . Kırılma enerjisi denklem (2.5)’deki gibi hesaplanmaktadır: (N/m veya -/m²) (2.5) etkin F A g U S mW G 00   20 Burad a,W 0 , m, g, į0 , ve A et k in sırasıyla, yük - sehim eğrisi altında kalan alan, kiriş numunenin ağırlığı, yer çekimi ivmesi (g 9,81 m/sn²), kirişin göçme anında açıklığın ortasındaki sehim, ve etkin kesit alanıdır (Aetkin= (D-a)*B). Kiriş açıklığının ortasından elmas testere ile kesilerek çentik açılmaktadır. Böylece, çatlak yayılmasının yükün uygulandığı yönde genişlemesi sağlanmakta ve betonun çatlağa duyarlılığı ölçülebilmektedir. Standardın önerdiği etkin kesit 50mm*100mm’dir. Bununla birlikte, agrega harç temas yüzeyinin etkisini daha iyi belirlemek için bu kesit genişletilerek 60mm*100mm olarak da seçilebilmektedir >35 ] . 2.4.4 Betonun Kırılma Parametrelerine Etki Eden Esas Etkenler Betonun kırılma parametrelerine etki eden esas etkenler su/çimento oranı, maksimum agre ga bo yutu, agre ga tipi ve agrega konsantrasyonu sayılabilir. Lan ge - Kornbak ve Karihaloo, basınç dayanımı, elastisite modülü, tek eksenli çekme dayanımı, kırılma enerjisi ve karakteristik boy gibi mekanik özellikler ile su/çimento oranı, maksimum agrega boyutu, iri ve ince agregaların hacim oranı gibi mikro yapısal parametreler arasında ilişkiyi ifade eden mezo - mekanik bağıntılara dayanarak, ³uygun yön´ ve ³altın kesitler´ yöntemleri kullanılan ardıl doğrusal programlama ile beton karışımlarının optimum tasarımını yaptılar. Böylece optimum su/çimento oranı, maksimum agrega boyutu, iri ve ince agregaların hacim oranı bileşeni elde edildi [33 ] . 2.4.4.1 Su dimento Oranının Betonun Kırılma Parametresine Etkisi Su/çimento oranındaki artma ile betonun gevrekliğinin bir ölçüsü olan kar akterist ik bo y ( Ich) artış göstermekte, basınç dayanımı ise azalmaktadır. Karakteristik boyun su/çimento oranına az duyarlı olduğu, basınç dayanımının ise beklendiği gibi su/çimento oranından fazla etkilendiğinide söyleyebiliriz. Maksimum agrega boyutunu 8mm’den 32mm’ye kadar artmasıyla birlikte karakteristik boyda belirgin artış olduğu, buna karşın basınç dayanımında ise hafif azalma olduğu tespşt edilmiştir. Böylece, beton basınç dayanımının değişimi karakteristik boyun değişimi ile ters orantılıdır [3 6 ] . 21 2.4.4.2 Maksimum AJreJa Boyutunun Betonun Kırılma Parametrelerine Etkisi Betonun kırılma enerjisi (GF ) ve kar akterist ik bo yu ( Ich ) maksim um agr ega bo yutuna belirgin biçimde bağlıdır. Maksimum agrega boyutunun karakteristik boya etkisi pozitif ve bel irgin olup, basınç dayanımına etkisi ise negatif ve azdır [36 ] . Rao ve Prasad, i ri agreganın boyutu arttıkça, çimento hamuru - agrega arayüzeyi yüksek bağ gerilmelerine ve böylece bağ kırılmalarına yol açmakta olduğunu saptamışlardır . Halbuki , maksim umagr e ga boyutu küçük olan beton karışımlarında agreganın yüksek özgül yüzey alanı nedeniyle arayüzeydeki bağ gerilmeleri düşüktür. Bundan dolayı, küçük boyutlu iri agregalarda büük boyutlulara oranla kırılmanın agrega - matris arayüzeyinde olması ihtimali düşüktür. Bu nedenle, maksimum agrega boyutu büyük olan betonlarda çatlak yolu daha dolaylıdır. Daha dolaylı çatlaklar ise kırılma enerjisinin artmasına neden olmaktadır [37 ] . 2.4.4.3 Basıno ve dekme Dayanımının Betonun Kırılma Parametrelerine Etkisi Son yıllarda yapılan çalışmalara göre beton basınç dayanımı arttıkça kırılma enerjisi ( GF ) artmakta, karakt eris ti k bo y ( Ich) ise azalmaktadır. Projelendirilmeye yönelik olarak basınç dayanımı ile kırılma enerjisi (GF ) ve kar ak terist ik bo yun (I c h ) değişimleri Hilsdorf ve Brameshuber tarafından kapsamlı biçimde ele alındı [38 ] . CEP - FIB Model Code 1990 tarafından basınç dayanımı ve maksimum agrega boyutu kırılma enerjisinin tahmini için esas paremetre olarak alınıp, basınç dayanımı ve maksimum agrega boyutundaki artışla kırılma enerjisinin de arttığı kabul edilse de, kırılma enerjisi basınç dayanımı ile her zaman artmayabilir [22 ] . Y an ve arkadaşları, y üksek dayanımlı betonlarda düşük su bağlayıcı oranı matris ve agrega arsındaki bağ dayanımını güçlendirdiğinden ve daha az enerji yutan düzgün kırılma yüzeyine yol açtığından basınç dayanımının değişimi kırılma enerjisini açıkça yansıtmadığını saptamışlardır [39 ] . 22 3. DENEYSEL dALIŞMALAR 3.1 dalışmanın AmaFı Bu çalışmada polipropilen liflerle üretilmiş betonlarda kısıtlanmış rötre, serbest rötre, ve kırılma enrjileri saptanıp irdelenecektir. Bunun yanısıra numunelerde silindir dayanımı, disk yarma dayanımı bulun acak ve elestis it e modülleri hesaplanacaktır. 3.2 Üretilen Betonların Ortak Özelikleri Tez çalışması kapsamında 5 seri üretim yapılmıştır. Üretimler İstanbul Teknik Üniversitesi Yapı Malzemesi Laboratuvar’ında gerçekleştirilmiştir. Üretilen betonlarda CEM I cinsi çimento kullanılmıştır. Üretimlerde bağlayıcı madde olarak çimentonun yanında silis dumanı kullanılmıştır. Silis dumanının miktarı çimento dozajının %10’u olarak belirlenmiştir.Üretimlerde akışkanlığı sağlanmak için yeni kuşak süperakışkanlaştırıcı katkı maddesi kullanılmıştır. Akışkanlaştırıcı katkı maddesinin mi ktar ları üretim sırasında aynı yayılma değerini sağlayacak biçimde kullanılmıştır. 3.3 Kullanılan Malzeme Özelikleri 3.3.1 dimento Üretimlerin beşinde de Akçansa Çimento Fabrikası’na ait CEM I tipinde ç im ento kullanılmıştır. Çimentonun basınç dayanımı ve fiziksel özellikler İstanbul Teknik Üniversitesi Yapı Malzemesi Laboratuvar’ında yapılan deneylerden, kimyasal özellikler ise üretici firmadan elde edilmiştir. Çimentonun kimyasal ve fizik özelikler i ile basınç dayanımları sırasıyla Tablo 3.1, Tablo 3.2 ve Tablo 3.3’te verilmektedir . 23 Tablo 3.1. Kullanılan Çimentonun Kimyasal Özelikleri dimentonun Kimyasal Özelikleri: Standartlar (% ) Dene y Sonuçları CaO : % 65,08 SiO 2 : % 20,41 Al 2 O 3 : % 4,72 Fe 2 O 3 : % 3,70 MgO : max . % 5 % 0,92 K 2 O : %0,81 Cl :max . % 0,1 % 0,0305 Na 2 O : % 0,34 Çözünmez Kalıntı :ma[. %1,5 % 0,49 SO 3 :m ax . % 3,5 % 2,56 Kızdırma Kaybı :max . % 4 % 1,39 24 Tablo 3.2. Çimentonun Fiziksel Öze li kleri dimentonun Fiziksel Özelikleri: Standartlar Dene y Sonuçları Blaine Özgül Yüzeyi : 280 m²/kg 356 m²/kg 90 Mikronluk Elekte Kal an : % 0,4 45 Mikronluk Elekte Kal an : % 8,4 Özgül Ağırlık : 3,16 gr/cmñ Normal Kıvam Suyu : % 33 Le Chatelier İğnelerinin Toplam Açılması: 2 mm Priz Başlangıcı : min. 1 st. 2 st. 37 dk. Priz Sonu : max . 10 st. 3 st. 8 dk. Tablo 3.3. Çimentonun Mekanik Özelikleri Mekanik Özelikler: Basınç Dayanımı (N/mm²) : Gün Standartlar Deney Sonuçları 2 min. 20 N/mm² 28,6 N/mm² 7 min. 31,5 N/mm² 44,0 N/mm² 28 min. 42,5 N/mm² 55,2 N/mm² 3.3.2 Silis Dumanı Den e ylerd e bağlayıcı olarak çimentoya e k olara k fil ler ve puz olanik etki si bulunan silis dumanı da kullanılmıştır. Silis dumanının miktarı çimento dozajının %10 olarak belirlenmiştir. Helyum piknometresi ile yapılan deneyde silis dumanının özgül ağırlığı 2,24 gr/cm 2 bulunmuştur. 25 3.3.2.1 Silis Dumanının Genel Özelikleri Silis dumanının çok ince olması, amorf bir yapıya sahip olması ve bileşiminde %90 civarında SiO 2 bulunması silis dumanının diğer puzolanlara göre çok üstün niteliklere sahip olmasını sağlamaktadır. 3.3.3 Agregalar Dene ylerd e iri agrega olarak 1 nolu kırmataş , i nce agr e ga olar ak da deniz kumu, kırmakum ve silis unu kullanılmıştır. 1 nolu kırmataş 9,54 mm’lik elekten elenerek maksimum tane boyutu sınırlandırılmıştır. Agrega karışımının granülome tresi B16 referans eğrisine yakın olacak şekilde kırmataş I %50, kırmakum %20, deniz kumu %25, silis unu %5 oranlarında kullanılmıştır.Agregalara ait elek analizi Tablo 3.4’te, agrega granülometri si Şekil 3.1’de, fiziksel özel ikler i de Tablo 3.5’te verilmiştir. Tablo 3.4. Agrega Granülometri s i Elek Boyu t u (mm ) Elekten Geçen ( %) Kırmataş 1 ( %5 0) Kırma kum (%2 0) Deniz kumu (%2 5) Silis unu (%5) Karışım 16 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 8 61,2 100,0 100,0 100,0 80,6 4 5,6 99,6 100,0 100,0 52,7 2 0,4 67,1 78,2 100,0 38,2 1 0,4 47,5 62,2 100,0 30,3 0,5 0,4 30,5 38,6 100,0 21,0 0,25 0,4 14,4 7,3 96,6 9,7 26 GRANÜLOMETRĠ EĞRĠLERĠ 9.73 20.95 30.26 38.15 52.74 80.59 100.00 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0.25 0.5 1 2 4 8 16 ELEK GÖZÜ (mm) E L E K T E N G E Ç E N ( % ) A16 B16 C16 KARIŞIM Şekil .1. A16, B16 ve C16 r efer ans eğrileri ile agrega karışımının granülometri eğrisi Tablo 3.5. Agregaların fiziksel özelikleri AGREGA CİNSİ GEVŞEK BİRİM AöIRLIK ( g/cmñ ) ÖZGÜL AöIRLIK ( g/cmñ ) S il is Unu 1, 29 2 , 62 Deniz Kumu 1, 42 2 , 61 Kırma Kum 1, 53 2 , 70 Kırmataş I 1, 44 2 , 72 27 3.3.4 Polipropilen Lif Beton üretiminde Polyfiber M12, M25, M38, M51 tipi lifler kullanıldı. Polyf iber M tipi liflerin teknik özelikleri Tablo 3.6’da verilmektedir. Tablo 3.6. Pol yfiber M ti pi liflerin teknik özelikleri Teknik Özelikler: Polyfiber M Tipi Tipi : Çok lifli Poli propilen : %100 Yoğunluk kg/lt. : 0,91 Kesit : Yuvarlak Kalınlık : 0,0268 micron Renk : Beyaz şeffaf Gerilme Dayanımı : 411 N/mm² Young Modülü : 161,2 N/mm² Uzunluk mm : 12 - 25 - 38 - 51 Uzama : 100 % min. 3.4 AkışkanlaştırıFı Katkı Maddesi Glenium 51 in geleneksel süperakışkanlık verici katkı maddelerinden (N af talin S ülfonat F ormaldehit ve ya M ela mi n S ülfonat Formald ehit esaslı) farkı, çimento dağılımının etkinliğini büyük ölçüde ar t tırm a sıdır. Geleneksel, melami n ve naftali n sülfonatlar gibi süper akışkanlaştırıcılar, çimento granülleri tarafı ndan emi len polimer esaslı katkılardır. Bu katkılardaki polimerler beton karıştırma işleminin en erken aşamasında granüllerin yüzey alanlarının çevresini kuşatırlar. Polimer zincirlerinin sülfonik grupları, çimento partikül yüzeylerinin negatif yükünü artırır ve bu partikülleri elektriksel itme ile dağıtırlar. Bu elekt rostati k mekaniz ma, çimento hamurunun dağılmasına neden olu r ve bu nun olum lu bir sonucu da , beli rli beton işlenebilirliğinin daha az su karışımı ile elde edilmesini sağlamasıdır. 28 Glenium 51 in geleneksel süperakışkanlaştırıcı katkı maddelerine göre değişik bir kim yasal yapıya sahiptir. Glenium 51, uzun kenar zincirl i karboksili k eter polimerlerinden oluşur. Karıştırma işleminin başlangıcında, geleneksel süper akışkanlaştırıcılarda olduğu gibi, elektrostatik dağılma mekanizması nı harekete geçirir. Bu işlemle su içeriği büyük ölçüde azalan akışkan bir beton elde edili r. Ancak poli mer omurgasına bağlıyan zincirler, çimento tanelerinin dağılma ve yayılma yeteneğini büyük ölçüde kararlı hale getiri r . ASTM C 494 tip A ve F, EN 934 - 2 'ye u ygundur. Polikarboksilik eter esaslı olan bu yeni kuşak süperakışkanlaştırıcı (20ƒC’de) 1,07 - 1,012 g/cmñ özgül ağırlığında olup kahverengi renkte sıvı ve homojen haldedir [4 0 ] . 3.5 Beton Üretimi Bu çalışmada üretilen 5 farklı bileşime sahip betonların dördünde polipropilen lif oranları sabit tutulup lif boyları değiştirilmiş, diğer beton lifsiz olarak üretilmiştir. Bütün bileşimler nominal çimento dozajı 400 kg/mñ µte sabit tutulmuştur. Silis dumanı çimento ağırlığının % 10’u oranında kullanılmış, su/çimento oranı % 39’da ve su/bağlayıcı oranı da % 36’da sabit tutulmuştur. Bütün bileşimlerde hava boşluğu oranı % 2 olarak öngörülmüş ve yeni kuşak süper akışkanlaştırıcı ise % 1 - % 2,25 arasında işlenebilirliği sağlayabilecek miktarlarda kullanılmıştır. Herbir karışım için 45 dm 3 ’lük beton üretilmiştir. Her seride işlenebilmenin belirlenmesi için yayılma deneyleri yapılmıştır. Ayrıca 8 dm 3 ’lük kapta karışımın ağırlığı ölçülerek taze betonun birim ağırlığı bulunmuştur. Birim ağırlıkların yardımıyla gerçek malzeme ve hava miktarlarına ayrıca komposite değerlerine ulaşılmıştır. Beton bileşimleri ve taze beton özelikleri Tablo 3..’da verilmiş tabloda normal beton (NB), polipropilen (PP) ve yazılan rakam lif boyunu göstermektedir. 29 Tablo 3.7. Beton bileşimleri ve taze beton özelikleri K u l l a n ı l a n M a l z e m e N B PP12 PP25 PP38 PP51 Çimento (kg/mñ) 391 372 393 351 358 Silis Dumanı (kg/mñ) 39 37 39 35 36 Su (kg/mñ) 170 161 170 152 155 Silis 8nu (kg/mñ) 84 80 84 75 77 Kırmakum (kg/mñ) 520 49 5 52 2 46 6 476 Deniz Kumu (kg/mñ) 419 399 421 376 383 Kırmataş I (kg/mñ) 699 66 4 701 627 639 Hiperakışkanlaştırıcı (kg/mñ) 4,3 6,1 6,5 6,8 8,9 Polipropilen Lif (kg/mñ) 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 Hava Boşluğu (dmñ) 41 87 36 138 119 Su/Bağlayıcı 0,3 6 0,3 6 0,3 6 0,3 6 0,3 6 Yayılma (%) 100 25 32,5 60 35 Brim Ağırlık (kg/mñ) 230 2 2212 233 4 20 8 6 2128 30 3.6 Rötre Deneyleri 3.6.1 Kısıtlanmış Rötre Deneyi 30 cm çapında, 15 cm yüksekliğinde çelik kalıpların içine dış çapı 22 cm, et kalınlığı 1 cm, yüksekliği 15 cm olan çelik halkalar yerleştirilmiştir. Bu kalıpların içine dökülen beton un kalınlığı 4 cm ’di r. Bu de ney düzeneği Şekil 3.2’de görülmektedir. Numuneler beton dökümünden 24 saat sonra kalıptan çıkarılmıştır. Üretilen beton halkaların üst yüzeyine prizma numunelerle yüzey alanları eşit olması için su tutucu madde sürülmüş ve her iki tür numunenin rötre yapabilecekleri yüzey alanları eşitlenmiştir. 40mm 10mm 300mm 150mm Şekil .2 Kısıtlanmış Rötre Deney Düzeneği 3.6.2 Serbest Rötre Deneyi 3 adet 10î10î50 cm’lik prizma numune beton dökümünden 24 saat sonra kalıptan çıkarıldı. Üretilen prizma betonların bir yan yüzeyine ve alınlarına su tutucu madde sürülüp kısıtlanmış rötre numuneleri ile rötre yüzey alanları eşitlen di . Numuneler üzerine yerleştirilen çerçeve yardımıyla 22 gün boyunca hergün numunelerin bo y larındaki kısalmalar ölçüldü ve şekildeğiştirme - z aman grafikle ri elde ed il di . 3.7 Sertleşmiş Beton Deneyleri Herbir üretimden 3 adet 30 cm çapında, 15 cm yüksekliğinde ve 4 cm et kalınlığında beton halka, 3 adet 10î10î50 cm’lik prizma, 3 adet 10‘î20’lik sil in dir ve 6 adet 31 15‘î6’lık disk deney numuneleri elde edil di . Üretimden bir gün sonra kalıptan alınan numunelerden disk ve silindirler 23“2ƒC’lik su havuzunda, halka ve priz malar oda sıcaklığında 28 gün bekl eti ldi ve 28. gününde öngörülen deneyler gerçekleştiril di . 3.7.1 Silindir Basıno Deneyi Basınç deneyleri 2. günde kür havuzundan çıkarılarak başlık yapılan çapı 100 mm. ve yüksekliği 200 mm. olan silindir numuneler üzerinde 28. günde yapıldı. Basınç deneylerinde 1000 kN kapasiteli yükleme makinası kullanıldı. Komparatör yardımıyla her 0,00 1 mm’lik yer değiştirmeye karşılık gelen yük okundu ve elde edilen grafiklerden elastisite modülleri hesaplandı. Ayrıca numunelerin kırılma yükleri kesit alanına bölünerek basınç dayanımları hesaplandı. 3.7.2 Silindir Yarmada dekme Deneyi Yarmada çekme deneyleri 150 mm. çapında ve 60 mm. yüksekliğinde disk numuneler üzerinde yapıldı. Numunelere çizgisel yük uygulanarak yarma kuvvetleri bulundu ve bu kuvvetlerden 3.1. denklemi yardımıyla yarmada çekme dayanımları bul und u . DL Pf t 2 max (3.1) f t : Yarmada çekme dayanımı (N/mm²) P max : Maksimum yük (N) D : Silindirin çapı (mm) L : Silindirin yüksekliği (mm) 3.7.3 Eğilme Deneyi Üretimden itibaren 2 8  sonra 3 noktadan yüklemeli eğilme deneyi 100*100*500 mm boyutlarındaki prizmatik numunelere uygulandı. N umunelerin ge rilme - şekildeğiştirme eğrileri elde edildi ve kırılma enerjileri hesaplandı. Böylece farklı lif boylarının eklenm esinin malzemenin eğilme dayanımına ve kırılma enerjisine etkileri saptandı. 32 3.7.3.1 Deney Düzeneğinin Hazırlanması Çentikli numunelerin etkin kesit alanı 60*100 mm. olacak şekilde 100*100*500 mm. boyutundaki prizmatik numunelerin orta noktasından 40 mm. derinliğindeki çentik elmas testere ile açıldı. Kirişin mesnetlenişi, yükün uygulandığı nokta, çentik ye ri ve mesnet bilgileri Şekil 3.3’de gösterilm ekted ir. Şekil .. Eğilme deney düzeneği 3.7.3.2 Kırılma EnerMilerinin HesaSlanması Bir numunenin yük - sehim eğrisi oluşturulduğunda bu eğrinin altında kalan alan enerji yutma kapasitesi ile orantılıdır. Beton karışımına lif eklenmesinin en önemli faydası, enerji yutma kapasitesini önemli ölçüde artırmasıdır. Bu çalışmada Hillerbo r g ve arkadaşlarının belirttiği kırılma enerjisi (GF) hesaplandı. Bu özeliğin hesaplanması için standart test methodu 1985 yılında RILEM tarafından belirtilmiştir >32 ] . Bu çalışmada kırılma enerjisini hesaplamak için çentikli kirişlerde üç noktadan yüklemeli eğilme deneyi uygulandı. Bütün numuneler için yük sehim eğrileri çizilerek, bu eğrilerin altında kalan alanın 2,5 cm. sehim değerine kadar olan bölümü hesaplandı. Kırılma enerjilerinin hesaplanmasında 3.2 bağıntısı kullanıldı. (3.2) Betonun döküm yüzü 100 a a S=400 mm 100 P U=500 mm etkin F A g U S mW G 00   33 GF : Kırılma enerjisi (N/m ) W0 : Yük- sehim eğrisi altında kalan alan (Nm) m : Kirişin mesnetler arasında kalan ağırlığı (kg) g : Yerçekimi ivmesi (9,81 m/sn²) Aetkin : Etkin kesit alanı (m²) δ0 : K irişin göçme sırasındaki deformasyonu (m) S : Mesnetler arası uzaklık ( m m ) U : Kirişin uzunluğu ( m m ) 3.7.3.3 Net Eğilme Dayanımlarının HesaSlanması Net eğilme dayanımları fnet değerleri bütün numuneler için 3.3 bağıntısı kullanılarak hesaplandı. (3.3) netf : Net eğilme dayanımı (N/mm²) P : Maksimum yük (N) S : Mesnetler arası uzaklık (mm) B : Numune kesitinin genişliği (mm) D : Numune kesitinin yüksekliği (mm) a0 : Çatlak derinliği (mm) 3.7..4 Karakteristik Boyların HesaSlanması Üretilen numunelerin karakteristik boyları Hillerborg tarafından önerilen 3.4 bağıntısı kullanılarak hesaplandı. (3.4) lch : Karakte risti k bo y (mm) E : Elastisite Modülü (kN/mm²) GF : Kırılma enerjisi (N/m) f’t : Yarmada çekme dayanımı (N/mm²) 2)(2 3 aDB PSf net  2 t F ch f EGl  34 4. DENEY SONUdLARI 4.1 Taze Beton Deney Sonuoları Üretim sırasında taze betonda birim ağırlık ve yayılma deneyleri yapıldı. Birim ağırlık darası alınmış 8 dm3 ’lük ölçü kabı yardımıyla yapıldı. Yayılma deneyi üst çapı 13 cm, alt çapı 20 cm ve yüksekliği 13 cm olan yayılma konisi ile düz bir zemin üzerinde ya p ıldı . 4.2 Sertleşmiş Beton Deneyleri Sonuoları Yapılan çalışmalarda betona lif eklenmesiyle basınç dayanımında genelde “ %25’lik bir değişim olacağı belirtilmektedir. Anc ak b u çalışmada üretilen betonlarda kullanılan yeni kuşak süperakışkanlaştırıcının lif içeren betonlarda beklenenden çok hava sürüklemiş olması nedeniyle numunelerin basınç dayanımları düşü k elde edil di . 4.2.1 Silindir Numunelerde Basıno Deneyi ve Sonuoların İrdelenmesi 23“2ƒC’lik irece doygun su içinde bekletilen sil indi r numunelere deneyden bir gün önce sudan çıkarılıp başlık yapıldıktan sonra 28.günde tek eksenli basınç deneyi uygulandı. Basınç deneyinde İstanbul Teknik Üniversitesin Yapı Malzemesi Laboratuvarındaki 1000 kN’luk -.Amsler presi kullanıldı. Tek eksenli basınç deneyin d e 0,001 mm hassasiyetli komparatör yardımıyla sabit deformasyonlara karşılık gelen yük okumaları gerçekleştirildi elestisite modülü ve maksimum silindir dayanımları bulund u. Polipropilen lif içermeyen NB numunesinde basınç dayanımı 0,6 N/mm² iken P P 51 nu munesinde %60µlık en yüksek azalma oranı ile 26,2 N/mm², PP25 numunesinde ise %21 ’lik en düşük azalma oranı ile 56,6 N/mm² değerleri elde edildi . Elde edil en bu düşük basınç dayanımları betonların yüksek miktarda hava sürüklemesi ile ilişkilendiril ebil ir . 35 Bütün numunelerin gerilme şekil değiştirme grafikleri, silindir basınç deneyleri gerilme şekil değiştirme eğrilerinden elde edilen basınç dayanımı ve elastisite modülü değerleri Ek B’de verilmektedir. Ortalama silindir basınç dayanımları Tablo 4.1’de, ort alam a elastisite modülleri Tablo 4.2 ’te ve silindir numunelerden elde edilen 5 farklı seri betonlara ait silindir baınç dayanımları Şekil 4.1.’de ve elastisite modülleri Şekil 4.2.’de verilmiştir. Tablo 4.1. Ortalama silindir basınç dayanımları NUMUNELER BASINd DAYANIMLARI (Nmmð) NOR MA L BETO N 70,61 PP 12 48,71 PP25 56,65 PP38 29,00 PP51 26,16 Tablo 4.2. Ortalama elastisite modülleri NUMUNELER ELASTİSİTE MODÜLÜ (Nmmð) NOR MA L BETO N 43942 PP 12 3178 2 PP25 31548 PP38 24132 PP51 26237 36 6ilindir %asınç Dayanımları (MPa) N.B. PP12 PP25 PP38 PP51 0 10 20 30 40 50 60 70 80 1 Şekil 4.1.: Silindir Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Silindir Baınç Dayanımları Şekil 4.2.: Silindir Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Ortalama Elastisite Modülleri 4.2.2 Yarma-dekme Deneyi Sonuoları 23“2ƒC’lik su küründe bekleti len disk numunelere 28.günde yarma- çekme deneyi uygulanmıştır. Deney yine 1000 kN’luk -.Amsler presi ile yapılmıştır.Yarma deneyinde Ortalama Elastisite Modülleri (MPa) NB P P 12 P P 25 P P 38 P P 51 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000 1 37 2* cm boyutunda çıtalar kullanılarak tepe yükünün çizgisel olarak dağılması sağlanmıştır. Çizgisel yük boyunca basınç gerilmelerine dik yönde çekme gerilmeleri oluşmakta ve oluşan çekme gerilmeleri etkisiyle numune ortadan yarılarak kırılmaktadır. Deney sırasında elde edilen tepe yük denklem 4.1’de yerine konarak yatay çekme ge rilmesi hes a planır. bD P x    max2 (4.1) Yukarıdaki denklemde P max deneyde numunenin kırılmasını sağlayan maksimum tepe yükünü, D disk numunesinin çapını ve b ise disk numunesinin kuvvet doğrultusuna dik doğrultudaki kalınlığını ifade eder. Polipropilen lif içermeyen NB numunesinde yarmada çekme dayanımı ,88 N/mm² iken , PP38 numunesinde % 56 ’lık en yüksek azalma oranı ile 3,36 N/mm², P P 25 numunesinde %35 ’lik en düşük azalma oranı ile 5,06 N/mm² değerleri elde edilmiştir. Yarma deneylerinden de görüldüğü gibi normal betondan sonra en yüksek yarma değerinin elde edildiği numune hava sürüklenmesi en az olan numunedir. Yarma deneyinin sonuçları ve numunelerle ilgili bilgiler T a blo 4.3 ’te ve disk numunelerden elde edilen 5 farklı seri betonlara ait yarmada çekme dayanımları Şekil 4.3 . ’de verilmiştir. Tablo 4.3. Disk numunelerinin yarma dayanımları NUMUNELER YARMA DAYANIMLARI (Nmmð) NOR MA L BETO N 7,88 PP 12 3,69 PP25 5, 06 P P38 3,36 PP51 3,40 38 Şekil 4.3.: Disk Numunelerden Elde Edilen 5 Farklı Seri Betonlara Ait Yarmada Çekme Dayanımları 4.2. Prizma Numunelerde Eğilme-dekme Deneyi 50î50î10 cm boyuntunda ki prizma numulelere 28 gün sonra 23“2ƒC’lik kirece doygun su havuzundan alındıktan  gün sonra eğilme deneyi yapılmıştır. Numunelere elmas testere yardımıyla 5mm derinlikte yüzeysel çentik ve 50 mm derinlikte derin çentik açılmıştır. Üç nokt a dan eğilme deneyi I nstron ma rka c ihaz da deform as yon kontrollü olarak yapılmıştır. Numunelerin deneyden önce mesnetlere oturan kısımları ve yükün uygulandığı kısım pürüzsüz hale getirilerek yükün eşit dağılması sağlanmıştır. Instron eğilme cihazına bağlı ve numunedeki çökme miktarını veren algılayıcı ya r dımı ile deformasyon ve bunlara karşı gelen yük değerleri elde edilmiştir. Elde edilen bu değerlerle herbir deney numunesinin yük - şekil değiştirme grafikleri çizilmiştir. 4.2.3.1 Eğilme Deneyleri Ya r ı gevrek bir davranış gösteren betona lif eklenmesiyle çe km e ge rilmeleri karşılanmaktadır. L if katılımıyla yüksek dayanımlı betonlarda önemli bir sorun olan gevrek davranış ortadan kalkmakta, malzeme sünek bir davranış göstererek ani göçme ihtimali oldukça azalmaktadır. Yarmada Çekme Dayan?mlar? (MPa) N. B. P P 12 P P 25 P P 38 P P 51 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 39 4.2..2 Kırılma EnerMilerinin Değerlendirilmesi Numunelerin kırılması sırasında harcanan enerji, dolaysıyla sünekliliği ifade eden kırılma enerjisi değerleri yük - sehim eğrilerinin altında kalan alana bağlıdır. Her se rinin ortalama değeri alınarak bütün numunelerin kırılma enerjilerinin gösterildiği grafik Şekil 4.4 ’de ve kırılma enerjisi değerleri Şekil 4.5.’de verilmiştir. Polipropilen lif içermeyen NB num unesinde kırılma enerjisi 107,3 N/m iken , PP12 numunesinde %200 ’lük en az artış oranı ile 214,7 N/m, PP51 numunesinde ise %213 ’lük en fazla artış oranı ile 228,6 N/m değerlerine ulaşılmıştır. Li f bo yund aki artmanın kırılma enerjisi ni de arttırdığı saptanmıştır. Bütün numuneler için hesaplanan kırılma enerjisi değerleri E k E ’de ve bu değerlerle çizilen kırılma enerjisi grafikleri EK C’de verilmekt edir. %ÜTÜN 6ERĠLERĠN K,R,LMA ENER-Ġ6Ġ GRA)ĠKLERĠ 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 DEPLASMAN (mm) Y Ü K ( N ) PP12 PP25 PP38 PP51 N.B Şekil 4.4. Bütün Serilerin Ortalama Yük - Yerdeğiştirme Eğrileri 40 Kırılma EnerMileri (N/m) N.B PP12 PP25 PP38 PP51 0 50 100 150 200 250 1 Şekil 4.5. Bütün Serilerin Kırılma Enerjisi Değerleri 4.2.. Net Eğilme Dayanımlarının Değerlendirilmesi Çeşitli beton uygulamalarında eğilme yüklerine maruz kalan beton a , lif eklen mesi yle eğilme direncinde belirgin iyileşmeler gözlenir. Her zaman için eğilme dayanımındaki artış, basınç ve yarmada çekme dayanımından daha fazladır. Lif miktarı ve inceliği bu değişimde önemli rol oynar. Polipropilen lif içermeyen NB numunesinde net eği lm e dayanımı ,4 Mpa iken , PP 38 numunesinde % 42 ’lik en yüksek azalma oranı ile 4 , 3 MPa , PP25 numunesinde ise % 40 ’lık en düşük azalma oranı ile 4 , 5 MPa değerleri elde edilmiştir. Polipropilen lif içeren numunelerde hava sürüklemesinden dolayı maksimum yük düştüğünden net eğilme dayanımları normal betona göre daha düşük çıkmıştır. Bütün numuneler için hesaplanan net eğilme dayanımı ve ortalama değerleri Ek E ’de v e net eğilme dayanımı değerleri Şekil 4.6.’da v eril mektedir. 41 Eğilme Dayanımları (MPa) N.B PP12 PP25 PP38 PP51 0 1 2 3 4 5 6 7 8 1 Şekil 4.6. Bütün Serilerin Eğilme Dayanımı Değerleri 4.2..4 Elde Edilen Karakteristik Boyların Değerlendirilmesi Betonda lch azaldıkça malzemenin daha gevrek bir davranış sergilediği bilinmektedir. Yani, karışımda kullanılan kısa ve narinliği düşük liflerin miktarının artmasıyla gev rek lik artmakta, uzun ve narinliği büyük liflerin artmasıyla ise malzeme daha sünek bir hale gelmektedir [4 1] . Bütün numuneler için hesaplanan karakt er ist ik b o ylar ve ortalama değerleri Ek E ’de verilmektedir . Polipropilen lif içermeyen NB numunesinde karakte risti k bo y 75,9 m m iken , PP2 5 numunesin de %36 0 ’lık en az artış oranı ile 27 3,5 m m, PP51 numunesinde ise % 684 ’lük en fazla artış oranı il e 518,9 m m değerleri elde edilmiştir . Elde edil en karakteristik boylarda genel bir yönelim olarak lif boyu arttıkça karakteristi k bo yun arttığı görülmektedir. Bütün serilerin karakteristik boyları Şekil 4..’de ve basınç dayanımının artışına bağlı olarakta karakte risti k b oyu n düştüğü Şekil 4.8.µdeki grafikte görülmektedir. Numuneler üzerinde yapılan sertleşmiş beton deneylerinden elde edilen sertleşmiş beton özelikleri Tablo 4.4 ’de görülmektedir. 42 Karakteristik Boylar (mm) N.B PP12 PP25 PP38 PP51 0 100 200 300 400 500 600 1 Şekil 4.7. Bütün Serilerin Karakteristik Boyları %asınç DayanımıKarakteristik %oy 0 100 200 300 400 500 600 0 10 20 30 40 50 60 70 80 %asınç Dayanımı (MPa) K a r a k t e r i s t i k B o y , I c h ( m m ) Şekil 4.8. Basınç Dayanımı - Karakteristik Boy İlişkisi 43 Tablo 4.4. Bütün Numunelerin Sertleşmiş Beton Özelikleri N umune Kodları NB PP 12 PP 25 PP 38 PP 51 Basınç Dayanımı (N/mm²) 72 49 57 29 26 Elastisite Modülü (N/mm²) 43942 31782 31548 24132 26237 Yarmada Çekme Dayanımı (N/mm²) 7.88 3.69 5.22 3.36 3.4 Net Eğilme Dayanımı (N/mm²) 7.4 4.4 4.5 4.3 4.4 Kırılma Enerjisi (N/m) 107.3 214.7 218.6 224.2 228.6 Karakteristik Boy (mm) 75.9 501.8 273.5 479.2 518.9 4. Rötre Deneyleri 4.3.1 Kısıtlanmış Rötre Deneyi Üretilen halka şeklindeki betonların kalıplardan çıkarılmasından sonra sadec e yan yüzeylerden buharlaşmasını sağlamak için üst yüzeylerine buhar geçirgenlik direnci yüksek su tut ucu bir mal z eme sürdükten sonra nu mune ler oda koşullarında saklanmıştır. Kısıtlanmış rötre çatlakları normal betonda 29. günde gözlemlenmiştir. Çatlak beton halkada y ukarıdan aşağıya düz bir şekilde oluşmuştur. N ormal bet onda çatlağın oluştuğu günlerde çatlak genişlikleri 0,45 - 0,60 mm arasında ölçülmüştür. Ç at lak genişlikleri 19 gün sonra 1,30 - 1,40 mm . ’ye ulaşmıştır. Kısıtlanmış rötre çatlakları polipropilen lif içerikli betonlarda 42 ile 4. günler arasında oluşmuştur. P oli propilen lifli betonda çatlağın oluştuğu günlerde çatlak genişlikleri 0,11 - 0,20 mm arasında ölçülmüştür. Çatlak genişlikleri 19 gün sonra 0,35 - 0,65 mm .’ye ulaşmıştır. Çatlak beton halkada yukarıdan aşağıya doğru normal betonda olduğu gibi düz bir çizgi şeklinde olmayıp daha düzensiz bir şekilde ilerlemiştir. P oli propilen liflerin kısıtlanmış rötreye karşı etkili bir çözüm olduğu saptanmıştır. Çatlağın oluşma zamanını ve çatlağın oluştuktan sonraki açılma miktarını normal betona göre iyileştirmiştir. Lif boyu arttıkça kısıtlanmış rötre çatlağına karşı etkinlik artmıştır. Kısıtlanmış rötrede çatlak oluşma zamanları Şekil 4.9 . ’da, bütün serilerin birbirleriyle karşılaştırmalı kısıtlanmış rötre grafiği Şekil 4.10’da ve üretim yaşına göre çizilmiş kısıtlanmış rötre grafiği Şekil 4.11’de gösterilmiştir. Normal beton ve diğer dört farklı bo yd a lif içeren betonların çatlak açıklıkları zamana göre Ek D ’de verilmiştir. 44 ÇATLAK OLUŞMA ZAMANLARI NB PP12 PP25 PP38 PP51 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 1 Z A M A N ( G Ü N ) Şekil 4.9. Kısıtlanmış Rötrede Çatlak Oluşma Zaman lar ı K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K A R A L , Ğ , ( m m ) N.B PP12 PP25 PP38 PP51 Şekil 4.10. Çatlak Oluşum Günü 1. Gün Kabul Edilerek Çizilmiş Grafik 45 Kısıtlanmış R|tre GraIikleri 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 Zaman (Gün) Ç a t l a k G e n i ş l i ğ i ( m m ) NB PP12 PP25 PP38 PP51 Şekil 4.11. Üretim Yaşına Göre Çizilmiş Kısıtlanmış Rötre Grafiği 4.3.2 SerEest Rötre Deneyi Üretilen beş farklı beton içeriğine sahip prizmatik betonlar beton dökümünden 24 saat sonra kalıptan çıkarıldı. Kısıtlanmış rötre deneyi numuneleri ile aynı yüzey/hacim oranı elde edilecek şekilde prizmatik numunelerin bir yüzleri ve alınları buhar geçirgenlik direnci yüksek su tutucu bir madde ile kaplandıktan sonra oda şartlarında saklanmış ve her gün şekil değiştirmeleri ölçülmüştür. Polipropilen lif beton kullanılmayan numunelere göre lif kullanılan numuneler de serbest rötreye karşı daha iyi sonuçlar elde edil di . Polipropilen lif kullanılan numuneler de normal beton nu munelerine oranla %3 0 daha az se r best rötre yaptığı görüldü . Lif boyu arttıkça sebest rötreye karşı etkinlik artmaktadır. Bütün serilerin birbirleriyle karşılaştırmalı serbest rötre grafiği Şekil 4.12 . ’de gösterilmiştir Bütün beton numunelerin Şekil değişt irme - Z aman gr afikleri Ek A ’d a gösterilmiştir. 46 6ER%E6T RÖTRE GRA)ĠKLERĠ 0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 0.006 0.007 0.008 0.009 0.01 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ NB PP12 PP25 PP38 PP51 Şekil 4.12. Farklı Lif Boylu Numunelerin Serbest Rötre Grafiği 47 5. GENEL SONUdLAR Bu çalışma kapsamında elde edilen sonuçlar aşağıda verilmektedir.  Betona hacimce % 0,5 oranında değişik boylarda lif eklenmesiyle kırılma enerji s i ve kar akterist ik bo y art makta, net eğilme dayanımı, basınç dayanımı, elastisite modülü, yarmada çekme dayanımı ise azalmaktadır.  Silindir basınç dayanımlarda polipropilen lif içermeyen betona göre %21 - %60, elastisite modüllerind e %28 - %45, yarmada çekme dayanımlarında %35 - %56 arasında düşüşler saptanmıştır. Kırılma enerjilerinde %200 - %213, karakt eristi k bo ylard a %36 0 - %684 arasında artışlar görülürken net eğilme dayanımlarında %40 - %42 arasında düşüşler görülmüştür.  P oli propilen li f içermeyen beton gevrek bir şekilde kırılırken farklı boylarda polipropilen lif içeren diğer numuneler yüksek miktarda enerji yutarak, kontrollü bir şekilde ve uzun sürede sünek bir şekilde kırılmıştır.  Kırılma enerjisi, karakteristik boy lif boyu arttıkça az bir ölçüde artmakta, net eğilme dayanımı ise normal betona göre azalmakta lif boylarındaki artış ile bir miktar artış göstermektedir.  Poli propilen lifler betonun kısıtlanmış rötre çatlağı oluşma zamanını 1.5 kat uzatmış, ilk çatlak genişliğini de % 68 - %8 oranın da azaltmıştır. Kısıtlanmış rötreye karşı en etkin lif PP51 olarak saptanmıştır .  P oli propilen lif kullanılmayan betona göre serb est rötre sonuçlarında %30 - %35 arasında azalmalar görülmüştür. Serbest rötrede genel eğilimin lif boyunun artmasının etkinliğin artmasına yönelik olduğu saptanmıştır . 48 KAYNAKLAR [1] Gököz N. Ü. 1978 . Ön Yorulmanın Yalın ve İnce Tellerle Donatılı Betonların Özelliklerine Etkisi, Doktora Tezi, İ.T.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul. [2] ErEaş M. 2003. Poil pr opil en Lifler ve Betonun Durabil it esine Etki si, 5. Ulusal Beton Kongresi, İstanbul [3] Nicholl, R., Hall, P., 1976. Compos it e Co nstructi on Materials Handbook, Inc., Englewo od Cli ffs. [4] TS-10514, 1992. Beton Takviyesinde Kullanılan Çelik Tellerin Be tona Karıştırma ve Kontrol Kuralları, Türk Standartları Enstitüsü , Ankara. [5] Ali, I., Kesler, C.E., 1965. Rhe ology of Concrete. A Review of Resear ch, Universit y of Ill inoi s Bull eti n, Vol.62, No.68. [6] Edward, M.W., Kesler, C.E., 1968. Predictio n of Creep in Structural Concrete, Universit y of Ill inoi s Bull eti n, Vol.66, No.39. [7] Bazant P.Z. ;ı Y. 1994. Dr yin g C r eep of Concrete: Const it uti ve Model and New Ex periments Sep ara ti ng its Me chanism s, Mat e rials and Stru ctures, Vo l. 27, No. 165, p p 3 - 14. [8] Neville, A.M., Brooks, J.J., 1987. Concrete Technolo g y, Lon gman Group Limit ed, U.K., pp 237 - 261. [9] Sanjuan, M.A., Andrade, C., Bentur, A., 1997 . Effect o f Crack Control in Mortars Cont aini ng Pol yprop ylen e Fibers on the Corrosion of St eel in a Cementit ious Matrix . ACI Journal Vol. 94 No. 2, pp 134 - 141. [10] Surenda, P.S., Chengsheng, O., Shashidhara, M., Wei, Y., Emilie, B., 1998. A Method to Predict Shrinkage Cracking of Concrete. ACI Journal Vol. 95 No.4, pp 339 - 346. [11] Türker S. Balanlı A. 1992. Yapı Malzemeleri, Yıldız Teknik Üniversitesi, İstanbul. 49 [12] Shah, B., 1995. Fiber Reinfo rced Comp osit es, American Concrete Institude , Detroit, USA. [13] Kordon, B.J., 1997. Pol ym er - modi fied Conc rete, Journal of Materials in Civi l Engine erin g, ASC E, Vol. 9, No. 2. [14] Bennett, E.W., Loat, D.R., 1970. Shri nka ge and Creep of Con crete as Aff ected by the Fineness o f Portland Cement, Magazine of Concrete Research , Vol. 22, No. 71, pp. 69 - 78. [15] PostaFıoğlu B. 1981. Cisimlerin Yapısı ve Özellikleri, Cil t I. Pp. 420 - 425, İ.T.Ü , Gümüşsuyu. [16] Akman, M.S.,1985. Yapı Malzemeleri , İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Ders Notları, 1.Baskı, İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Matbaası. [17] BeFker N.K. MaFınnıs C. 1973. A Theoreti cal Me thod Fo r Predicting The Shrinkage of Concrete, Journal of the American Concrete Institude , Proceedin gs, Vol. 70, No . 3, pp. 652 - 661. [18] Kovler, K., 1994. Testi ng S yst em for Deter mi ning the Mech anical Behavio r of Earl y Age Conc rete Und er Restrained and Free Uniax ial Shrinkage, Materials and Structures, Vol. 27, No. 170, pp. 324 - 330. [19] Neville, A.M., 1973. Properties of Co ncrete, pp.309 - 381, Second Editi on, Pitman Publ ishing. [20] Berhane, Z., 1984. Evaporati on of Water fro m Fresh Morta r a nd Concrete at Differ ent Environment a l Condi ti ons, J ournal of the Ame rican Concrete Insti tude, Vol. 81, No. 6, pp. 560 - 565. [21] Griffith, A.A., 1920. The phenomen a of ru pture and flow in soli ds, Phil osophi cal Transacti ons of Ro yal So ciet y of London, A, 221, 163 - 198. [22 ] CEP-FIB Model Code 1990, 1991. Bullation D’Information No. 23, Ceb, Laus anne, Switz erland. [23] Hillerborg, A., 1977. Report TVBM - 3004 . The Lund Insti tut e of Technolog y, Lund, Swed en. [24 ] Bazant, Z.P., 1984. ASC E Engine e ring M ec hanics, 110, 518 - 535. [25] Jenq, Y. and Shah, S.P., 1985. Two param eter fracture model for concrete, ASCE Journal of Engineering Mechanics , 11(10), 1227 - 1241. [26] Bache, H.H., 1986. In Fracture Tou ghn e ss and Fracture En er g y of Concrete, Wittm ann, F.H., Ed. Elsevier Science Publi shers: Amst erdam, 577 - 586. 50 [27] RILEM Technical Committe 50-FMC, 1985. Draft Re comm endati on: Determi nati on of the fra cture ene r g y of mortar and concrete b y me ans of three - point bend test on notched beams, Materials a nd Structure, 18 (106), pp. 287 - 291. [28 ] Karihaloo, B.L., 1995. Fracture Me chani cs and Structural Concr ete, Lon gman Group Ltd., Essex , Engla nd. [29] Alaee, F.J., 2002. Retrofit ti ng of con crete structures usin g hi gh per formanc e fibr e reinforc ed cementit ious compos it e, PhD Thesis , Department of Civi l Engine erin g, Cardif f Uni versit y. [30] Hillerborg, A., Modeer, M. And Peterson, P.E., 1976. An al ysis of crack formation and cr ack gro wth in concrete b y mea ns of fractur e mech anic s and finite elements, Cement and Concrete Research , 6, 773 - 782. [31] Hillerborg, A., 1978. Amodel fo r fra cture anal ysis , Repo rt TV BM - 3 005, Divis ion of Buil ding M aterials, Th e Lund Insti tut e of Tech nolog y, Lund, Swed en. [32] Bayramov, F., 2004. Çimento Esaslı Kompozit Malzemelerin Optimum Tasarımı, Doktora Tezi, İTÜ İnşaat Fakültesi, İstanbul. [33] Lange-Kornbak, D. and Karihaloo, B.L., 1999. Role of microstructural paramete rs in the pr operties of plain con crete, Concrete Science and Engineering , 1, 238 - 252. [34] Hillerborg, A., 1985 . The theo reti cal basis of a method to det ermine the fra cture ener g y G f of con crete, Materials and Structure , 18(106), 291 - 297. [35] Taşdemir C. 1995. Agr e ga - Çimento hamuru arayüzeyi mikroyapısının yüksek mukavemetli betonların kırılma parametrel erine etki si, Doktora Tezi, İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul. [36] Bayramov F. Mestanzade N. Taşdemir C. ve Taşdemir M.A. 2 001. Çimento esaslı kompozit malzemelerin optimum tasarımı, 12. Ulusal Mekanik Kongresi , Konya Selçuk Üniversitesi, Konya, Türkiye,10 - 14 Eylül, 157 - 168. [37] Rao, G.A. and Prasad, B.K.R., 2002. Fract ure ene r g y and softenin g behavior of high - stre n gth concr ete, Cement and Concrete Research , 32, 247 - 252. 51 [38] Hilsdorf, H.K. and Brameshuber, W., 1991. Code - t ype formul at i on of fractur e mechanics con cepts fo r concrete, International Journal of Fracture, 51, 61 - 72. [39] Yan, A., Wu, K.-R., Zhang, D. and Yao, W., 2001. Eff ect of fra ct ure path on the fractur e ene r g y of high - strength con cret e, Cement and Concrete Research, 3 1, 1601 - 1606. [40] http://www.yks- yapkim.com/MBTturkey/Products/Category_01 [41] EkinFioğlu Ö., 2003. Karma Lif İçeren Çimento Esaslı Kompozitlerin mekanik Davranışı, Yüksek Lisans Tezi, İTÜ İnşaat Fakültesi, İstanbul. 52 EKLER EK A: Serb est R ötre Sonuçlarının Grafikleri NORMAL PRĠZMA %ETON8N RÖTRE6Ġ 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ Seriler 1 Series2 Seriler 3 Şekil A.1.: Serbest Rötre Deneylerinde Normal Beton Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zaman Grafikleri 53 P1 PRĠZMA %ETON8N RÖTRE6Ġ 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ Series1 Series2 Series3 Şekil A.2.: Serbest Rötre Deneylerinde PP12 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zam an Grafikleri P PRĠZMA %ETON8N RÖTRE6Ġ 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0. 07 0. 08 0.0009 0.001 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ Series1 Series2 Series3 Şekil A.3.: Serbest Rötre Deneylerinde PP25 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zam an Grafikleri 54 P PRĠZMA %ETON8N RÖTRE6Ġ 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ Series1 Series2 Series3 Şekil A.4.: Serbest Rötre Deneylerinde PP38 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zam an Grafikleri P1 PRĠZMA %ETON8N RÖTRE6Ġ 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009 0.001 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 GÜN İ Series1 Series2 Series3 Şekil A.5.: Serbest Rötre Deneylerinde PP51 Numunelerine Ait Şekil Değiştirme Zam an Grafikleri 55 EK B: Elestisite Modülü Tayinleri ELA6TĠ6ĠTE MODÜLÜ TAYĠNĠ 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 ùEKĠL DEĞĠùTĠRME (%) B A S I N Ç ( N / m m ^ 2 ) Series1 Series2 Series3 Şekil B.1.: Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen Normal Betona Ait Elastisite Modülü Tayini ELA6TĠ6ĠTE MODÜLÜ TAYĠNĠ 0 2 4 6 8 12 14 16 18 2 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 ùEKĠL DEĞĠùTĠRME (%) B A S I N Ç ( N / m m ^ 2 ) Series1 Series2 Series3 Şekil B.2.: Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP12 Ait Elastisite Modülü Tayini 56 ELA6TĠ6ĠTE MODÜLÜ TAYĠNĠ 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 ùEKĠL DEĞĠùTĠRME (%) B A S I N Ç ( N / m m ^ 2 ) Series1 Series2 Series3 Şekil B..: Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP25 Ait Elastisite Modülü Ta yini ELA6TĠ6ĠTE MODÜLÜ TAYĠNĠ 0 2 4 6 8 10 12 0 0.00005 0.0001 0.00015 0.0002 0.00025 0.0003 0.00035 0.0004 0.00045 ùEKĠL DEĞĠùTĠRME (%) B A S I N Ç ( N / m m ^ 2 ) Series1 Series2 Series3 Şekil B.4.: Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP38 Ait Elastisite Modülü Ta yini 57 ELA6TĠ6ĠTE MODÜLÜ TAYĠNĠ 0 2 4 6 8 10 12 0 0.00005 0.0001 0.00015 0.0002 0.00025 0.0003 0.00035 0.0004 ùEKĠL DEĞĠùTĠRME (%) B A S I N Ç ( N / m m ^ 2 ) Series1 Series2 Series3 Şekil B.5.: Silindir Basınç Deneylerinden Elde Edilen PP51 Ait Elastisite Modülü Ta yini 58 EK C: Kırılma Enerjileri Grafikleri Normal %eton Kırılma EnerMisi GraIiği 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Deplasman (mm) Y ü k ( N ) Series1 Series2 Series3 Şekil C.1.: Priz ma Numunelerden Eld e Edilen Normal Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 59 PP1 Kırılma EnerMisi GraIikleri -500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Deplasman (mm) Y ü k ( N ) Series1 Series2 Series3 Şekil C.2.: Prizma Numunelerden Elde Edilen PP12 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri PP Kırılma EnerMisi GraIikleri 0 500 1000 1500 2000 2500 30 35 40 45 50 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Deplasman (mm) Y ü k ( N ) Series1 Series2 Series3 Şekil C..: Prizma Numunelerden Elde Edilen PP25 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri 60 PP Kırılma EnerMisi GraIikleri 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Deplasman (mm) Y ü k ( N ) Series1 Series2 Series3 Şekil C.4.: Prizma Numunelerden Elde Edilen PP38 Betona Ait Kırılma Enerjisi Grafikleri PP1 Kırılma EnerMisi GraIikleri 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Deplasman (mm) Y ü k ( N ) Series1 Series2 Series3 Şekil C.5.: Prizma Numunelerden Elde Edilen PP51 Betona Ait Kırı lm a Enerjisi Grafikleri 61 EK D: Kısıtlanmış R ötre G rafikleri NORMAL %ETONA AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 1 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.1.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen Normal Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri NORMAL %ETONA AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.2.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen Normal Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 62 NORMAL %ETONA AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 3 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.3.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen Normal Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.4.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.5.: Halka Tipl i Numune lerden Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 63 PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 3 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.6.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP12 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 .6 .7 .8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.7.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Gr afikleri PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.8.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 64 PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 3 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.9.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP25 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 GÜN Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.10.: Halka Tipl i Numunelerden Eld e E dilen PP38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.11.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 65 PP E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 3 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.12.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP38 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.13.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP51 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.14.: Halka Tipli Numunelerden Elde Edilen PP51 Betona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 66 PP1 E AĠT K,6,TLANM,ù RÖTRE GRA)ĠKLERĠ NUMUNE 3 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 3 6 9 12 15 18 21 ZAMAN (GÜN) Ç A T L A K G E N Ġ ù L Ġ Ğ Ġ ( m m ) 3 7 11 Şekil D.15.: Halka Tipl i Numunelerden Eld e Edilen PP 51 B etona Ait Kısıtlanmış Rötre Grafikleri 67 EK E: P riz ma Numunelerden Elde Edilen Enerji Değerleri Tablo E.1. Bütün Numunelerin Kırılma Enerjis i Tablosu Numune le r Kırılma E ne rjil e ri (N/mm ) Orta la ma NB 1 106.92 107.3 NB 2 102.92 NB 3 112.07 PP12 1 214.33 214.7 PP12 2 239.83 PP12 3 190.00 PP25 1 215.99 218.6 PP25 2 228.66 PP25 3 221.16 PP38 1 233.77 224.19 PP38 2 214.61 PP38 3 368.27 PP51 1 226.13 228.63 PP51 2 273.29 PP51 3 231.13 68 Tablo E.2. Bütün Numunelerin Net Eğilme Dayanımları Tablosu Numune le r Eğilme Dayanımları (KN/m²) Orta la ma NB 1 7740.00 7374 NB 2 7543.33 NB 3 6840.00 PP12 1 4330.00 4363 PP12 2 4073.33 PP12 3 4396.67 PP25 1 4365.57 4447 PP25 2 4863.80 PP25 3 4528.10 PP38 1 4201.67 4317 PP38 2 3723.33 PP38 3 4431.67 PP51 1 4396.67 4405 PP51 2 4413.33 PP51 3 4196.67 69 Tablo E.3. Bütün Numunelerin Ka rakterist ik Bo y Tablosu Numune le r Kara k teris tik Bo yla r (mm) Orta la ma NB 1 75.66 75.9 NB 2 72.83 NB 3 79.30 PP12 1 500.89 501.8 PP12 2 560.48 PP12 3 444.02 PP25 1 266.14 273,5 PP25 2 281.75 PP25 3 272.51 PP38 1 499.68 479.2 PP38 2 458.71 PP38 3 787.17 PP51 1 513.22 518.9 PP51 2 620.28 PP51 3 524.57 70 ÖzJeomiş Gökhan ALKAN, 198 yılında Istanbul’da doğdu. İlkokulu Hasan Ali Yücel, orta ve lise eğitimini Ata Kolejinde tamamladı. 199 yılında Istanbul Teknik Üniversitesi İnşaat Fakültesi İnşaat Mühendisliği Bölümünü kazandı. 2002 yılında lisans öğrenimini tamamlayarak aynı yıl İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Yapı Malzemesi Anabilimdalı’nda yüksek lisans öğrenimine başladı.