UÇUCU KÜL İÇEREN KENDİLİĞİNDEN YERLEŞEN HİBRİD LİFLİ BETONLARIN BAZI ÖZELİKLERİNİN ARAŞTIRILMASI Ali ÖZ Doktora Tezi İnşaat Mühendisliği Anabilim

Transkript

1 UÇUCU KÜL İÇEREN KENDİLİĞİNDEN YERLEŞEN HİBRİD LİFLİ BETONLARIN BAZI ÖZELİKLERİNİN ARAŞTIRILMASI Ali ÖZ Doktora Tezi İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı Yapı Bilim Dalı Doç. Dr. Abdulkadir Cüneyt AYDIN 2014 Her hakkı saklıdır

2 ATATÜRK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ DOKTORA TEZİ UÇUCU KÜL İÇEREN KENDİLİĞİNDEN YERLEŞEN HİBRİD LİFLİ BETONLARIN BAZI ÖZELLİKLERİNİN ARAŞTIRILMASI Ali ÖZ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Yapı Bilim Dalı ERZURUM 2014 Her hakkı saklıdır

3 T.C. ATATÜRK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ TEZ ONAY FORMU UÇUCU KÜL İÇEREN KENDİLİĞİNDEN YERLEŞEN HİBRİD LİFLİ BETONLARIN BAZI ÖZELLİKLERİNİN ARAŞTIRILMASI Doç. Dr. Abdulkadir Cüneyt AYDIN danışmanlığında, Ali ÖZ tarafından hazırlanan bu çalışma.../.../... tarihinde aşağıdaki jüri tarafından İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı Yapı Bilim Dalı nda Doktora tezi olarak oybirliği/oy çokluğu ( / ) ile kabul edilmiştir. Başkan :... İmza : Üye :... İmza : Üye :... İmza : Üye :... İmza : Üye :... İmza : Yukarıdaki sonuç; Enstitü Yönetim Kurulu.../.../.. tarih ve....../ nolu kararı ile onaylanmıştır. Prof. Dr. İhsan EFEOĞLU Enstitü Müdürü Bu çalışma, Atatürk Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri kapsamında desteklenmiştir. Proje No: BAP-2012/115 Not: Bu tezde kullanılan özgün ve başka kaynaklardan yapılan bildirişlerin, çizelge, şekil ve fotoğrafların kaynak olarak kullanımı, 5846 sayılı Fikir ve Sanat Eserleri Kanunundaki hükümlere tabidir.

4 ÖZET Doktora Tezi UÇUCU KÜL İÇEREN KENDİLİĞİNDEN YERLEŞEN HİBRİD LİFLİ BETONLARIN BAZI ÖZELLİKLERİNİN ARAŞTIRILMASI Ali ÖZ Atatürk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı Yapı Bilim Dalı Danışman: Doç. Dr. Abdulkadir Cüneyt AYDIN Bu çalışmada uçucu kül içeren kendiliğinden yerleşen hibrid lifli betonların özellikleri üzerine bir çalışma yapılmıştır. Bu doğrultuda; 3 farklı lif tipinin kendiliğinden yerleşen beton teknolojisinin uygulanması ile üretim ve kullanılabirliğinin araştırılması, kendiliğinden yerleşen beton teknolojisinin hibrid lifli betonlara uygulanması ve uçucu kül içeren hibrid lifli kendiliğinden yerleşen betonun özellikleri araştırılmıştır. Bu amaçla deneysel çalışma üç temel grup halinde yapılmıştır. Deney karışımlarında çimento, A grubunda %10, B grubunda %15 ve C grubunda %20 oranında uçucu kül ile yer değiştirilmiştir. Tüm deneylerde 0,38 su/bağlayıcı (çimento+mineral katkı) oranı, %2 oranında çelik lif ve pirinç kaplı çelik lif ve buna ilaveten %0, %0,05 ve %0,1 oranında polipropilen lif katkılı kendiliğinden yerleşen betonlar üretilmiştir. Üretilen betonlar üzerinde taze halde; yayılma çapı ve 50 cm çapa yayılma süresi (t 50 ), V-hunisi akış süresi, L-kutusu ve J-halkası deneyleri yapılmıştır. Sertleşmiş halde ise, mekanik özellikler açısından, basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı, ultrasonik dalga hızı ve kuru birim ağırlık, durabilite açısından ise yüksek sıcaklık etkisi (200, 400 ve 600 C de ağırlık kaybı, ultrasonik dalga hızı ve basınç dayanımı), donma çözülme deneyi (50, 100 ve 300 çevrimde ağırlık kaybı, ultrasonik dalga hızı ve basınç dayanımı) ve basınçlı su geçirimliliği deneyleri yapılmıştır. Beton numunelerden SEM görüntüsü alınarak mikro yapıları incelenmiştir. Sonuç olarak, karışımlarda çelik lif miktarı ve polipropilen lif miktarı arttıkça yayılma çapının düştüğü, uçucu kül ve pirinç kaplı çelik lif miktarının artmasıyla yayılma çapının arttığı gözlemlenmiştir. Karışımlarda uçucu kül ve çelik lif miktarı arttıkça basınç dayanımına paralel olarak yarmada çekme dayanımı ve eğilme dayanımında da artışlar gözlemlenmiştir. Polipropilen lif içeren karışımlar, yüksek sıcaklığa maruz kaldıklarında basınç dayanımlarında ciddi oranda düşüşler gözlemlenmiş fakat ağırlık kayıplarında azalma olduğu tespit edilmiştir. Karışımlardaki poliropilen lif miktarı artıkça donma çözülme etkisinde meydana gelen dayanım kaybı değerlerinde azalmalar meydana gelmiştir. SEM kullanılarak çekilen mikrograflar incelendiğinde; uçucu külün betonda mikro düzeyde doluluk sağladığı, kalsiyum hidroksiti bağlayarak CSH ları oluşturması, ara yüzeylerde aderansın sağlanması gibi mikro yapıda olumlu etkileri olduğu tespit edilmiştir. 2014, 251 Sayfa Anahtar Kelimeler: Kendiliğinden yerleşen beton, hibrid lif, çelik lif, pirinç kaplı çelik lif, polipropilen lif, uçucu kül, basınç dayanımı, i

5 ABSTRACT Ph. D. Thesis THE INVESTIGATION OF SOME PROPERTIES OF SELF COMPACTING HYBRID FIBER CONCRETE CONTAINING FLY ASH Ali ÖZ Atatürk University Graduate School of Natural and Applied Sciences Department of Civil Engineering Structure Supervisor: Assoc. Prof. Dr. Abdulkadir Cüneyt AYDIN In this study, the properties of self-compacting hybrid fiber reinforced concrete including fly ash have been investigated. In this respect; the production and usability with the implementation of self-compacting concrete technology of the three different fiber type, the implementation for hybrid fiber concrete of self-compacting concrete technology self-compacting concrete and the properties of hybrid fiber self-compacting concrete including fly ash have been investigated. For this purpose, the experimental study was carried out in three basic types. fly ash in 10% in group A, 15% in group B and 20% in group C by weight of cement in the mixtures was used and water/ binder (cement and mineral admixtures) rate for all the mixtures was 0,38 and 2% steel fibers and brass coated steel filaments and additionally 0%, 0,05% and 0,1% polypropylene fiber reinforced self-compacting concrete was produced. For fresh concrete; flow diameter and 50 cm in diameter propagation time (t 50 ), V-funnel flow time, L-box and J-ring tests have been performed. For hardened concrete, compressive strength, tensile splitting strength, flexural strength, ultrasonic pulse velocity and dry unit weight in terms of mechanical properties, and high temperature effect (ultrasonic pulse velocity, weight loss and compressive strength at 200, 400 and 600ºC), freeze-thaw tests (compressive strength, ultrasonic pulse velocity and weight loss at 50, 100 and 300 cycles) and pressurized water permeability experiments in terms of durability were performed. The microstructure was examined with SEM images obtained from the concrete samples. Consequently, it was observed that the amount of steel fibers and polypropylene fibers in the mixture increased, the flow diameter decreased and the amount of fly ash and brass coated steel filaments increased, the flow diameter increased. It were observed that the amount of fly ash and of steel fibers in the mixture increased, the splitting tensile strength and the flexural strength increased in parallel to the compressive strength. When subjected to high temperature the mixtures containing polypropylene fibers, it was observed occurring a significant reduction on compressive strengths, but it was found to decrease in weight loss. When polypropylene fiber content of mixtures has been increased, strength loss occurring from freeze-thaw effect decreased. When examined SEM images, it has been identified that fly ash has provided coverage at the micro level in concrete, formed the CSH linking calcium hydroxide and provided the adhesion at the interfaces. 2014, 251 Pages Keywords: Self compacting concrete, hybrid fiber, steel fiber, brass coated steel filaments, polypropylene fiber, fly ash, compressive strength ii

6 TEŞEKKÜR Çalışmanın her aşamasında yardım, teşvik ve desteğini esirgemeyen çok değerli tez danışmanım Sayın Doç. Dr. Abdulkadir Cüneyt AYDIN a, Çalışmaya fikirleri ve bilgileri ile önemli katkılar sağlayan Sayın Prof. Dr. Yaşar TOTİK ve Sayın Doç. Dr. Ahmet TORTUM a Çalışma süreci boyunca vermiş olduğu desteklerden dolayı Narman Meslek Yüksek Okulu Müdürü Sayın Doç. Dr. Ercan ÇELİK e, Tez çalışması sürecinde laboratuvarda sağladığı olanaklardan dolayı çok değerli hocam Sayın Prof. Dr. Rüstem GÜL e ve bu çalışmaya verdikleri destekten ötürü Atatürk Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Bölümüne teşekkür ederim. Deneysel çalışmalarımda emeği geçen Sayın Mensur KOTAN a şükranlarımı sunarım. Her zaman ve her konuda beni asla yalnız bırakmayan ve desteklerini hiçbir zaman esirgemeyen sevgili aileme ve her zaman yanımda olan çok değerli arkadaşlarıma içtenlikle teşekkür ederim. BAP-2012/115 nolu projeye vermiş olduğu destekten ötürü Atatürk Üniversitesi ne teşekkür ederim. Ali ÖZ Kasım, 2014 iii

7 İÇİNDEKİLER ÖZET... i ABSTRACT... ii TEŞEKKÜR... iii SİMGELER ve KISALTMALAR DİZİNİ... viii ŞEKİLLER DİZİNİ... ix ÇİZELGELER DİZİNİ... xv 1. GİRİŞ Araştırmanın Amacı ve Kapsamı Kaynak Özetleri KURAMSAL TEMELLER Kendiliğinden Yerleşen Betonlar KYB nin genel özellikleri KYB nin karışım dizaynı KYB nin taze haldeki özellikleri a. Doldurma yeteneği b. Ayrışmaya karşı direnç c. Geçiş yeteneği KYB ler de deney metotları a. Serbest yayılma deneyi b. V-hunisi deneyi c. L- kutusu deneyi d. U-kutusu deneyi e. J- halkası deneyi KYB de akışkanlaştırıcı katkı kullanımı a. KYB ler de vizkozite arttırıcı katkı etkisi Hibrid Lifli Betonlar ve Genel Özellikleri Lifli betonun kısa tarihçesi Çimentolu malzemelerde kullanılan lif tipleri Çelik Lifli Betonlar iv

8 Çelik lifli betonda çatlak gelişimi ve yayılmasının mekanizması Çatlak sonrası davranış (çatlak köprüleme özelliği) Çelik lifli betonlarda toklaşma mekanizması Kırılma süreci bölgesinde agrega ve lif köprülemesinin birleşik etkisi Polipropilen Lifli Betonlar Polioropilen liflerin özellikleri KYB de polipropilen lif kullanımı Betonun kırılma mekaniği üzerinde lif etkisi Polipropilen lifin KYB özelliklerine etkisi a. Polipropilen liflerin taze beton özellikleri ve işlenebilirliğe etkisi b. Polipropilen lifin sertleşmiş beton özelliklerine etkisi c. Durabiliteye etkisi d. Polipropilen lifin yüksek sıcaklık altında dayanıma etkisi Taramalı Elektron Mikroskobu Hakkında Genel Bilgiler SEM de incelenebilecek numuneler MATERYAL ve YÖNTEM Materyal Deneylerde kullanılan malzemeler a. Çimento b.Uçucu kül c. Hiperakışkanlaştırıcı katkı d. Karışım suyu e. Doğal agregalar (Normal agregalar) f. Polipropilen lif g. Çelik lif h. Pirinç kaplı çelik lif ı. Deneylerde kullanılan diğer malzemeler Deneylerde kullanılan aletler a. Elekler b. Betonyer c. Yayılma tablası d. L kutusu v

9 3.1.2.e. V hunisi f. J halkası g. Kalıplar h. Fırın ı. Donma-çözülme i. Basınçlı su geçirimliliği j. Hassas teraziler k. Basınç dayanımı ölçüm cihazı (Press) l. Ultrasonik hız ölçüm cihazı m. Deneylerde kullanılacak diğer malzemeler Yöntem Karışım tipleri ve numune kodlama Yapılacak deneysel çalışmalar Agrega deneylerinde uygulanan yöntemler Beton karışım hesapları a. Beton numunelerine yapılan deneyler b. Beton karışım oranları Karıştırma, yerleştirme ve kür koşulları a. Beton Yaş beton deneylerinde uygulanan yöntemler Sertleşmiş beton deneylerinde uygulanan yöntemler a. Basınç dayanımı b. Ultrasonik dalga hızı c. Yarmada çekme dayanımının belirlenmesi(f ct ) d. Eğilme dayanımının belirlenmesi(f cf ) e. Birim ağırlık f. Basınçlı su geçirimliliği g. Donma-çözülme ARAŞTIRMA BULGULARI ve TARTIŞMA Agrega Deneyleri ile İlgili Bulgular ve Tartışma Taze Beton Deneyleri ile İlgili Bulgular Yayılma çapı (D f ) ve 50 cm çapa yayılma süresi (t 50 ) vi

10 L kutusu ile ilgili bulgular V kutusu ile ilgili bulgular J-Halkası ile ilgili bulgular Sertleşmiş Beton Deneyleri ile İlgili Bulgular Mekanik özellikler ile ilgili bulgular ve tartışma a. Basınç dayanımı b. Yarmada çekme dayanımı deneyleri c. Eğilme dayanımı deneyleri d. Ultrases geçiş hızı deneyleri e. Birim ağırlık Dayanıklılık ile ilgili bulgular ve tartışma a. Yüksek sıcaklık deneyi b. Donma-çözülme deneyi c. Basınçlı su derinliği deneyi SEM Görüntüleri ile İlgili Bulgular Donma-çözülmeye maruz kalan numuneler SONUÇLAR KAYNAKLAR ÖZGEÇMİŞ vii

11 SİMGELER ve KISALTMALAR DİZİNİ Simgeler dmax kgf/sn MPa Maksimum agrega çapı Kilogram kuvvet/saniye Megapaskal Kısaltmalar ACI American Concrete Institute ASTM American Society for Testing and Materials BEH Beton Eşdeğer Harcı CEM I 42.5 R Normal Portland Çimentosu CEN Avrupa Standartlar Komitesi ÇL Çelik Lif ÇLDKYB Çelik Lif Donatılı Kendiliğinden Yerleşen Beton ÇLKYB Çelik Lifli Kendiliğinden Yerleşen Beton HAK Hiper Akışkanlaştırıcı Katkı Maddesi KYB Kendiliğinden Yerleşen Beton KYHLB Kendiliğinden Yerleşen Hibrid Lifli Beton KYYPB Kendiliğinden Yerleşen Yüksek Perfotmanslı Beton PKÇL Pirinç Kaplı Çelik Lif PP Polipropilen Lif S/b Su/bağlayıcı Oranı S/ç Su/çimento Oranı SEM Taramalı Elektron Mikroskobu TS Türk Standartları TSE Türk Standartları Enstitüsü UK Uçucu Kül UPV Ultrasonik Dalga Hızı viii

12 ŞEKİLLER DİZİNİ Şekil 1.1. Lifsiz ve karma lifli olarak tasarlanan karışımların eğilme gerilmesi-sehim grafiği Şekil 1.2. Betonda tekil olarak kullanılan farklı lif çeşitlerinin çatlak köprüleme davranışı Şekil 1.3. Kendiliğinden yerleşen hafif betonun çökme yayılma davranışı üzerinde lif tipi ve miktarının etkisi Şekil 2.1. Serbest yayılma testi deney düzeneği Şekil 2.2. V-hunisi testi deney düzeneği Şekil 2.3. L-kutusu testi deney düzeneği Şekil 2.4. U-kutusu testi deney düzeneği Şekil 2.5. J-halkası testi deney düzeneği Şekil 2.6. Betonun evrimi kapsamında basınç dayanımı s/ç oranı ilişkisi Şekil 2.7. Normal ve yüksek dayanımlı betonlarda kapalı devre tek eksenli basınç deneyinde gerilme eksenel şekil değiştirme ilişkisi Şekil 2.8. Bağıl kırılma enerjisi basınç dayanımı ilişkisi Şekil 2.9. Çimentolu malzemelerin sınıflandırılması Şekil Makro, mezo ve mikro boyutta, çelik ve sentetik çeşitli lif tipleri Şekil Deneysel çalışmalarda kullanılan çeşitli lif tipleri Şekil Cook Gordon çatlak önleme mekanizması Şekil Lif-matris geçiş bölgesindeki boşluklu tabakada çözülme ve liflerin çatlak önleme mekanizmasının SEM fotoğraflarına göre şematik çizimi Şekil Doğrudan çekme etkisi altında çatlak köprüleyen çelik lifler Şekil Tek eksenli çekme gerilmesi altındaki lifli betonda lif ve agrega köprülemesinin birleşik etkisi Şekil Tek eksenli çekme etkisi altında kırılma süreci üzerine liflerin etkisinin şematik gösterimi Şekil Yüksek sıcaklıkta eriyen PP liflerin oluşturduğu boşluklardan su buharının çıkışı Şekil 3.1. Polipropilen lif ix

13 Şekil 3.2. Çelik lif Şekil 3.3. Pirinç kaplı çelik lif Şekil 3.4. Beton karışımların yapıldığı betonyer Şekil 3.5. Yayılma tablası Şekil 3.6. L kutusu Şekil 3.7. V hunisi Şekil 3.8. J-halkası Şekil x7x28 cm lik kalıplar (eğilme deneyi için) Şekil x20 cm lik silindirik kalıplar Şekil Yüksek sıcaklık için fırın Şekil Donma-çözülme cihazı Şekil Basınçlı su geçirimlilik deney düzeneği Şekil Hassas teraziler Şekil Autotest 3000-Press Şekil Ultrases hızı ölçüm cihazı Şekil Ultrasonik hız cihazı blok şeması Şekil Yarmada çekme dayanımı deney düzeneği Şekil Eğilme dayanımı deney düzeneği Şekil Birim ağırlık deneyi Şekil Donma-çözülme tankına yerleştirilen numuneler Şekil 4.1. Beton karışımları için granülometri eğrisi Şekil 4.2. %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi Şekil 4.3. %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi Şekil 4.4. %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi Şekil 4.5. Lifsiz (Kontrol) karışımının yayılma formu Şekil 4.6. Lifli betonun yayılma formu Şekil 4.7. %10 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) x

14 Şekil 4.7. %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Şekil 4.8. %15 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Şekil 4.8. %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Şekil 4.9. %20 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Şekil 4.9. %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları Şekil Kontrol betonunun L kutusu görünüşü Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları Şekil Çelik lifler ve PP lif içeren karışımın yayılma formu Şekil PP lifsiz farklı çelik lifleri içeren karışımın yayılma formu Şekil Lifsiz (Kontrol) karışımın yayılma formu xi

15 Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin basınç dayanımı deney sonuçları Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin yarmada çekme dayanımı deney sonuçları Şekil (devam) Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin eğilme dayanımı deney sonuçları Şekil (devam) Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin birim ağırlık deney sonuçları Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %10 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %15 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %20 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları Şekil Lifsiz (Kontrol) ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları xii

16 Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Şekil %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları xiii

17 Şekil Donma-çözülmeye maruz kalmamış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Şekil %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Şekil %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli Şekil Agrega ve hamur yüzeyindeki çatlamalar Şekil Agrega ve yoğun jel ara yüzeyi Şekil Agrega ve hamur yoğun jel ara yüzeyi Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan etrenjit ve boşluklu yapı Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan etrenjit ve boşluklu yapı Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan çatlaklar Şekil Hamur fazı içinde oluşan kalsiyum hidroksit xiv

18 ÇİZELGELER DİZİNİ Çizelge 2.1. KYB nin işlenebilirliğini belirleyen deney metotları Çizelge 3.1. Çimentonun fiziksel, kimyasal ve mekanik özellikleri Çizelge 3.2.Uçucu külün fiziksel ve kimyasal özellikleri Çizelge 3.3.HAK ın özellikleri Çizelge 3.4. Polipropilen lifin teknik özellikleri Çizelge 3.5. Çelik lifin teknik özellikleri Çizelge 3.6. Pirinç kaplı çelik lifin teknik özellikleri Çizelge 3.7. Deneysel çalışmada kullanılan %10 UK katkılı karışımların kodlanması (A grubu) Çizelge 3.8. Deneysel çalışmada kullanılan %15 UK katkılı karışımların kodlanması (B grubu) Çizelge 3.9. Deneysel çalışmada kullanılan %20 UK katkılı karışımların kodlanması (C Grubu) Çizelge %10 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Çizelge %15 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Çizelge %20 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Çizelge %10 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Çizelge %15 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Çizelge %20 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Çizelge 4.1.Beton karışımları için agregaların elek analizi sonuçları Çizelge 4.2. Agregalarda bulunan ince madde oranları Çizelge 4.3. Agreganın özgül ağırlık ve su emme oranı tayini Çizelge 4.4. %10 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Çizelge 4.5. %15 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Çizelge 4.6. %20 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Çizelge 4.7. Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük basınç dayanımı deney sonuçları Çizelge 4.8. Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük yarmada çekme dayanımı deney sonuçları xv

19 Çizelge 4.9. Sertleşmiş beton numunelerinin üzerinde yapılan eğilme dayanımı deney sonuçları Çizelge Sertleşmiş beton numunelerinin üzerinde yapılan UPV deney sonuçları Çizelge Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük birim ağırlık deney sonuçları Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları Çizelge C (Kontrol), 200 C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri Çizelge C (Kontrol), 200 C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri Çizelge C (Kontrol), 200 C,400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri xvi

20 Çizelge %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri Çizelge 4.26.%20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Çizelge %15 UK içeren KYHLB donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Çizelge %20 UK içeren KYHLB donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Çizelge Donma-çözülmeye maruz kalmış bütün karışımların ortalama basınç dayanım değerleri Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Çizelge %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Çizelge %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Çizelge %10 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Çizelge %15 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Çizelge %20 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Çizelge Farklı bileşimlerde üretilen KYB numunelerinin basınçlı su işleme derinliği sonuçları xvii

21 1 1. GİRİŞ Hidrolik bağlayıcılar kullanılarak imal edilen beton, yüzyılı aşkın süredir tüm dünyada yapı malzemesi olarak kullanılmakta ve her geçen gün kullanım alanları genişlemektedir. Portland çimentosunun ortaya çıkışı ve beton teknolojisine kattığı yenilikler her geçen gün artmaktadır. Betonun en büyük zaafiyeti çekme dayanımının düşük olmasıdır. Geniş bir alanda kullanım imkanı bulan betondan beklenen özelliklerde gün geçtikçe değişmekte, bu zafiyetinde giderilmesi veya kontrol altında bulundurulması gerekmektedir. Bu çerçevede, istenen özellikte ve performansta betonlar özel beton kavramı içerisinde ele alınmaktadır. Özel betonlar, farklı ihtiyaçlardan dolayı farklı yöntemlerle üretilirler. Örneğin betonun içine belli oranlarda katılan lifler, betonun çekme dayanımını artırırlar, agrega çeşidi, miktarı ve cinsi değiştirilerek ağır ve hafif betonlar üretilirler, yüksek dayanımlı çimentolar veya puzolanlar kullanılarak yüksek dayanım performanslı betonlar üretilirler. Bu bağlamda, özel beton çeşitlerini ihtiyaca göre artırmak mümkündür. Genel anlamda beton, agrega ve çimento hamurundan meydana gelen kompozit bir malzemedir. Agrega genellikle bu karışımın hacimce yaklaşık olarak %70'ini meydana getirir. Çimento hamuru ise agrega parçacıklarının etrafını sarar ve bu parçacıkların arasındaki boşlukları doldurur. Sertleşmiş betonda çimento, taneler arasındaki sürtünmeyi azaltarak yağlayıcı madde görevi görür. Böylece taze beton karışımının işlenebilirliğinde önemli rol oynar. Sertleştiğinde ise agrega parçacıklarını birbirine bağlar ve sertleşmiş betonun dayanım ve dayanıklılığında en önemli parametredir. Uygulamada giderek daha çok kullanılmaya başlanan özel betonların, taze ve sertleşmiş haldeki özellikleri bilimsel çalışmalara konu olmaktadır. Bunların davranışının sıradan beton davranışına göre oldukça farklı olduğu gözlenmiş, bundan dolayı özel deneyler için farklı deney araçları ve süreçler geliştirilmiştir.

22 2 Beton teknolojisindeki gelişmeler, özellikle çok çeşitli kimyasal katkıların bulunması ve mineral bağlayıcı katkıların kullanılabilirliğinin ortaya çıkmasıyla, taze karışım özelliklerinin önemini arttırmıştır. Tarihsel süreçte yüksek işlenebilir beton denilince doğal olarak akla gelen düşük dayanım ve dayanıksızlık ancak çimento dozajının artırılması sureti ile mümkün görülmekteydi. Böyle bir yaklaşım da yüksek maliyetlere sebep olmaktaydı. Mineral ve kimyasal katkı teknolojisinde meydana gelen gelişmeler, beton teknolojisinde kıvam, işlenebilirlik, dayanım ve dayanıklılık açısından oldukça çok yeni ufuklar açmıştır. Kimya alanındaki gelişmeler ve polimer teknolojisinin ilerlemesi, 80 li yılların ortalarından itibaren çok etkili ve çeşitli akışkanlaştırıcıların keşfine sebep olmuştur. Yüksek oranda su azaltma yeteneğine sahip bu akışkanlaştırıcı katkılar aynı zamanda taze betonun işlenebilirliğini de arttırabilmektedir. Yeni nesil akışkanlaştırıcıların sağladığı bu etki bilim adamlarını taze betonun yerleştirilmesi sırasında gereken vibrasyon ve sıkıştırma işlemini ortadan kaldırmak için araştırma yapmaya yöneltmiştir. Böylece kendiliğinden yerleşen beton (KYB) teknolojisi ortaya çıkmıştır. Yapı malzemeleri alanında son yıllarda yapılan çalışmaların bir sonucu olarak önemli iki yenilik meydana gelmiştir. Bunlardan birincisi beton ve çimentolu malzemelerde çeşitli özelliklerde liflerin kullanımıdır. Yapı malzemelerinde liflerin kullanılması aslında son yıllarda bulunan yeni bir kavram değildir ve birçok tarihi yapıda çeşitli organik liflerin kullanıldığı bilinmektedir. Ancak, son yıllarda gelişen teknoloji sonucunda yüksek performanslı lifler ortaya çıkmış ve bu liflerin çimentolu kompozitlerde kullanımı da giderek yaygınlaşmıştır. Beton gibi çimentolu malzemeler çekme dayanımı ve çekme birim deformasyon kapasitesi çok düşük, gevrek yapıdaki malzemelerdir. Betona çeşitli tiplerde liflerin eklenmesi, özellikle de çelik liflerin eklenmesi betonun süneklik özelliğini iyileştirebilmektedir. Temel olarak liflerin önemli etkisi gerilme altındaki betonda çatlakların oluşumunu ve yayılımını önlemek/geciktirmek, çatlak oluştuktan sonra da üzerinden gerilmelerin geçtiği bir gerilme köprüsü rolü oynamaktır. Betona çelik liflerin eklenmesiyle betonun sünekliği, kırılma enerjisi, çekme dayanımı, eğilme dayanımı ve tokluğu önemli ölçüde gelişmekte

23 3 ve darbe etkilerine karşı dayanımı da artmaktadır. Bunun yanında betona katılan çelik lifler betonun aşınma etkilerine karsı direncini de olumlu etkilemektedir. Betonda çelik liflerin varlığı çeşitli etkiler altında çatlak oluşumunu önleyip çatlak yayılımını geciktirdiğinden dolayı, çatlak genişliğini de sınırlamaktadır. Bu açıdan bakıldığında aslında çelik lifler yapı elemanının durabilite özelliklerinin geliştirilmesinde de üstünlük sağlar ve yapının servis ömrünü de uzatır. Çelik lifli betonlarda kullanılan lifin tipi, miktarı, geometrik özellikleri (boyu, narinliği, yüzey geometrisi vb.) ve lifin kullanıldığı çimentolu matris ile mekanik uyumu lifli kompozitin performansını önemli derecede etkilemektedir. Bunların yanında, lifli betonun karışım özellikleri de mekanik performansı belirleyici olmaktadır. Lifli kompozitlerin mekanik performansını etkileyen diğer önemli bir parametre de, liflerin beton içerisinde homojen dağılımı ve çatlak düzlemine göre lifin pozisyonudur (lif yönlenmesi). Yapı malzemeleri alanında ikinci önemli yenilik de hiçbir sıkıştırma enerjisine ihtiyaç kalmayacak şekilde kalıba kendi ağırlığı altında homojen bir şekilde yerleşip yeterli sıkıştırma derecesinin sağlandığı, kendiliğinden yerleşen çimentolu kompozitlerin ortaya çıkısıdır. Japon araştırmacılar tarafından seksenli yılların basında ortaya çıkarılan KYB yalnızca isçilikten ve zamandan sağladığı tasarrufla değil aynı zamanda, betonda uygulanan sıkıştırma enerjisinin tipi ve etkin bir şekilde uygulanma başarısına bağlı olan değişkenliklerin ortadan kaldırılması açısından da üstünlük sağlamaktadır. KYB de, sıkıştırma enerjisine gerek olmadığından dolayı özellikle işçilik ve zamandan büyük ölçüde tasarruf sağlanabilir. Bu özelliği nedeniyle prefabrike beton endüstrisinde büyük kullanım potansiyeli vardır. KYB, yüksek akıcılık özelliğinin yanında ayrışmaya karşı dirençli olarak da tasarlanmalıdır. KYB nin yüksek akıcılık ve stabilitesinin (ayrışmaya karşı direncinin) sağlanması için geleneksel sıkıştırma işlemi gören normal betonlardan farklı bazı tasarım ilkeleri vardır. KYB de yüksek akıcılık özelliği yeni nesil hiperakışkanlaştırıcılar ile sağlanmaktadır. Yüksek akıcılığın yanında stabilitesinin de sağlanabilmesi için parçacık boyutu genellikle 0,125 mm den küçük toz malzemeler (EFNARC 2002) yüksek oranda kullanılmaktadır. KYB nin yüksek akıcılık ve

24 4 ayrışmaya karşı yüksek direnç (stabilite) özelliğinin yanında dar engeller arasından geçiş yeteneği de yüksek olmalıdır. Bunun sağlanabilmesi için betonun şekil alabilme yeteneğinin geliştirilmesi gerekmektedir. KYB nin şekil alabilme ve dolayısıyla dar engeller arasından geçiş yeteneğinin geliştirilmesi için hamur hacminin geleneksel sıkıştırma işlemi gören beton karışımlarda olduğundan daha yüksek, toplam agrega miktarı daha düşük ve en büyük agrega çapının ise sınırlı (EFNARC 2002 ye göre genellikle 20 mm den düşük) olması gerekmektedir. KYB nin anılan özellikleri sağlayabilmesi için düşük eşik kayma gerilmesine ve optimum viskoziteye sahip olması gerekmektedir. KYB nin akıcılık, viskozite ve geçiş yeteneğinin değerlendirilmesine yönelik tek bir deney yöntemi geliştirilememiş olmasına karşın, bu temel özelliklerinin dolaylı olarak değerlendirildiği bazı test yöntemleri (henüz tam olarak standartlaşamamış olmasına rağmen) geliştirilmiştir Araştırmanın Amacı ve Kapsamı Lif takviyeli KYB henüz çok yeni bir beton türüdür. Bu konuda yapılan araştırmalar sayıca oldukça azdır. Yapılan literatür araştırması sonucu bu çalışmaların çoğunda yalnızca tekil olarak ya çelik lif ya da polipropilen (PP) sentetik liflerin kullanılmış olduğu göze çarpmaktadır. Bu yüzden lif takviyeli kendiliğinden yerleşen beton tasarımında farklı liflerin kullanımı ve bunların karışımı ile oluşturulacak tasarımlar yetersizdir. Bu çalışmada; işlenebilirlik ve segregasyon direnci açısından çok iyi özelliklere sahip bir beton türü olan KYB (normal ağırlıklı) ile işlenebilirliği zor olan lif takviyeli beton bir araya gelmesi ile yeni bir kompozit malzemenin üretimi amaçlanmıştır. Sonuçta bu iki beton türü bir araya geldiğinden homojen, işlenebilirliği iyi, normal ağırlıklı fakat çarpma ve çatlak direnci yüksek dayanım ve dayanıklılık kriterleri açısından performansı yüksek bir betonun elde edilmesi beklenmektedir. KYB karışımlarda çeşitli tiplerde liflerin kullanılabileceği çeşitli araştırmacılar tarafından gösterilmiştir. Ancak, KYB de kullanılan lifler KYB nin mekanik özelliklerini değiştirmektedir. Genellikle lifsiz KYB ye lif ilavesi yayılma çapını düşürmekte, taze betonun akışını yavaşlatmakta ve özellikle dar engeller arasından geçiş

25 5 yeteneğini olumsuz etkilemektedir. Kullanılan lif tipi, yüzey özellikleri, geometrisi, miktarı ve KYB karışımın tasarım özellikleri lifli KYB nin işlenebilirliğini önemli derecede etkileyen parametrelerin en başında gelmektedir. Liflerin varlığının KYB nin mekanik özelliklerini önemli derecede etkilediği hemen her çalışmada görülmektedir. Bu nedenle güncel literatürün özellikle lifli KYB nin mekanik özelliklerini etkileyen parametrelerin daha iyi anlaşılmasına yönelik olduğu ve geleneksel sıkıştırma işlemi gören lifli beton kompozitlerle ilgili çalışmalara oranla henüz daha sınırlı olduğu, ancak konu ile ilgili araştırmaların giderek ivme kazandığı dikkati çekmektedir. Lif miktarının artması lifli KYB nin yayılma çapını düşürmektedir. Bunun nedeni olarak liflerin agregalara oranla daha yüksek özgül yüzeylerinden dolayı akışa karşı bir iç direnç oluşturması gösterilmektedir. Kullanılan lifin tipi, boyu, narinliği (lif boyunun lif çapına oranı) ve miktarının yanında KYB karışımının uygun tasarımı da lifli KYB nin işlenebilirliği için anahtar parametrelerdir. Lifler aynı hacimdeki agregalara göre daha uzun şekle ve daha yüksek yüzey alanına sahip olduğundan dolayı akışa karşı bir içsel sürtünme ile karşı koyarlar. Genel olarak lif boyu ve en büyük agrega boyutu ile agrega hacmindeki azalmanın, akış sırasında içsel sürtünmeyi azalttığı ve işlenebilirliği arttırdığı bilinmektedir. Yüksek özgül yüzeyli ve ıslatılmaları için çelik liflere oranla daha fazla su gereken polimer liflerin, akışa karşı çelik liflere oranla daha fazla bir direnç gösterdiği belirtilmektedir. Narinliği yüksek olan lifler, lifli KYB karışımın yayılma çapını düşük narinlikli liflere oranla daha olumsuz etkilemektedirler. Ancak, lif ilavesi ile akıcılık ve kendiliğinden yerleşebilirlik özelliğinde önemli bir kayıp olmadan kullanılabilecek maksimum lif miktarını etkileyen tek bir parametrenin olmadığı, bunun lif özellikleri ve içeriği ile olduğu kadar KYB karışım oranları ile de yakından ilişkili olduğu literatürde vurgulanmaktadır. Bu çalışmada, uçucu kül (UK) içeren kendiliğinden yerleşen hibrid lifli betonların (KYHLB) özellikleri üzerine araştırmalar yapılacaktır. Bu kapsamda tez çalışmasının amaçları;

26 6 1. Çimento, viskozite arttırıcı toz madde (uçucu kül), su ve toplam agrega miktarının sabit tutulması halinde, karışımın agrega gradasyonunun lifsiz, PP lifli, çelik lifli ve pirinç kaplı çelik lifli KYB lerin mekanik ve durabilite özellikleri üzerindeki etkisini araştırmak, 2. Hibrid lifli KYB ler de karışımın içerisindeki lif yüzdesini bir tasarım parametresi olarak önemini ortaya koymak, 3. Üç farklı tip ve boydaki liflerle üretilen hibrid lifli KYB lerin yayılma çapı ve bloklanma oranı gibi reolojik özellikleri, basınç dayanımı, ultrasonik dalga hızı (UPV), yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı gibi mekanik özellikleri ve yüksek sıcaklık etkisi, donma-çözülme gibi durabilite parametrelerini güvenle tahmin edebilmek, 4. Son zamanlarda PP lifler beton, sıva, harç ve püskürtme beton uygulamalarında yaygın olarak kullanılmaktadır. PP elyafları %100 PP esaslı olup, kullanımında ilave işçilik gerektirmeyen, kolay uygulanabilen, betonun ve sıvanın kalitesini artırmak için kullanılan çürümeyen bir üründür. PP liflerin farklı çelik liflerle birlikte KYB ve yapı için sağladığı avantaj ve dezavantajların araştırılması amaçlanmıştır. PP liflerin hibrid kullanımında betonda hangi oranlarda katılabileceği, betona dayanım ve dayanıklılık yönünden sağlayabileceği faydaların araştırılması amaçlanmıştır. UK katkısının PP lifle güçlendirilmiş KYB ye etkisi ile PP lifin UK içeren KYB deki davranışı taze ve sertleşmiş beton deneyleri üzerinde araştırılması amaçlanmıştır. 5. KYB nin basınç dayanımı, eğilme dayanımı, yarmada çekme dayanımı, yangın dayanımı ve donma çözülme dayanımı açısından sahip olduğu zayıf performanslarını iyileştirmek amacıyla UK katkılı KYB ler çelik lifler ve PP lifle güçlendirilmiştir. UK nin çelik lifli ve PP lifli KYB ye etkisi ile çelik liflerin ve PP lifin uçucu küllü KYB ye katkısı araştırılmıştır. Çelik liflerin ve PP liflerin artan lif oranının işlenebilirlik, dayanım ve dayanıklılık özelliklerine etkileri üzerine bir dizi deneysel çalışmalar yapılmıştır. Ayrıca PP lif ve çelik lifli UK içeren KYB özelliklerine etkileri açısından birbirleri ile kıyaslanmıştır. KYB ın özellikleri ve lifli betonların özellikleri hakkında birçok çalışma yapılmıştır. Ancak KYHLB ler hakkında literatürde çok az araştırmaya rastlanmaktadır. Bu çalışmanın amacı; 3 farklı tip ve boydaki lifin, KYB teknolojisinin uygulanması ile

27 7 üretim ve kullanılabirliğinin araştırılması, KYB teknolojisinin hibrid lifli betonlara uygulanması ve UK içeren hibrid lifli KYB nin özelliklerinin araştırılmasından ibarettir. Araştırmanın kapsamı, KYB de karışımın lif oranı, lif narinliği ve miktarının mekanik ve bazı durabilite özellikleri üzerine etkisinin araştırılması ile sınırlı olacaktır. KYB tasarımında önemli parametreler olan viskozite arttırıcı toz madde tipi, su/çimento, su/ toz madde oranı, toplam agrega hacmi ve agrega tipi gibi diğer parametreler araştırma kapsamı dışındadır. Bununla birlikte tez kapsamında toplam hamur hacmi, lif narinliği ve miktarının hibrid lifli KYB nin reolojik özelliklerine etkisi (mekanik özellikler dikkate alınmadan) incelenecektir. Bu araştırma kapsamında bağlayıcı miktarı, su miktarı ve karışımın lif oranı sabit tutularak karışıma viskozite arttırıcı toz malzeme olarak UK eklenmesi ile hamur hacmindeki artışın hibrid lifli KYB nin işlenebilirliğine etkisi gözlemlenecektir. Bu araştırmada lifsiz KYB ler için geliştirilmiş olan J-halkası çökme yayılma deneyi ile L-kutusu deneyinin hibrid lifli KYB de reolojik özelliklerin değerlendirilmesinde kullanılabilirliği de araştırılacaktır. Bu çalışmada L-kutusu deney aparatının lifsiz KYB ler için önerilen haliyle 30 mm den uzun lifler içeren karışımlarda kullanılamamasından dolayı, L-kutusu aparatında modifikasyon yapılıp geçiş boşluğu arttırılarak deneylere devam edilecektir. Bunun dışında tüm tez çalışmasında lifsiz KYB ler için önerilmiş olan J-halkası çökme-yayılma deneyi ve V-kutusu deney aparatı aynen kullanılacaktır. Bu amaç doğrultusunda deneysel çalışma üç temel grup halinde yapılacaktır. I. Grup deneylerde 0,38 olacak şekilde su/(çimento+mineral katkı) oranı, çimento ile birlikte UK ile %10 oranında ikame edilmesi, %2 oranında ÇL ve PKÇL ve buna ilaveten %0, %0,05 ve %0,1 oranında PP lif katkılı KYB üretilecektir. II. Grup deneylerde 0,38 olacak şekilde su/(çimento+mineral katkı) oranı, çimento ile birlikte UK ile %15 oranında ikame edilmesi, %2 oranında ÇL ve PKÇL ve buna ilaveten %0, %0,05 ve %0,1 oranında PP lif katkılı KYB üretilecektir. III. Grup deneylerde 0,38 olacak şekilde su/(çimento+mineral katkı) oranı, çimento ile birlikte UK ile %20 oranında ikame edilmesi, %2 oranında ÇL ve PKÇL ve buna ilaveten %0, %0,05 ve %0,1 oranında PP lif katkılı KYB üretilecektir. Üretilen betonlar üzerinde taze halde; yayılma çapı ve 50

28 8 cm çapa yayılma süresi (t 50 ), V-hunisi akış süresi, L-kutusu ve J-halkası deneyleri yapılıp, görünür stabilite indeksi belirlenecektir. Sertleşmiş halde ise, 28 günlük basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı deneyi, UPV ve kuru birim ağırlık, basınçlı su geçirimliliği, SEM, yüksek sıcaklık etkisi (200, 400 ve 600 C de ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı) ve donma çözülme (50, 100 ve 300 çevrimde ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı) deneyleri yapılacaktır Kaynak Özetleri Bu bölümde; lifli betonlar üzerine önceden yapılmış çalışmaların kısaca özetleri verilmiştir. Anastasiou et al. (2014) donatı olarak çelik lifler ve filler olarak ise pota fırın cürufu kullanarak KYB karışımları üretmiş ve laboratuvarda test etmişlerdir. Pota fırın cürufunun farklı içerikleri 60 kg/m 3 den 120 kg/m 3 e, çelik lifler ise %0 dan %0,7 ye kadar kullanmışlardır. Farklı karışımlar taze halde akıcılık, geçiş yeteneği ve segregasyon direnci testlerine tabi tutulmuş, sertleşmiş durumda ise basınç dayanımı, kırılma tokluğu, donma çözülme direnci ve klorid penetrasyon direnci testleri yapılmıştır. Test sonuçları pota fırın cürufunun KYB ler için filler olarak kullanılabileceğini göstermiş, yeterince kıvam ve işlenebilirliği sağladığı, basınç dayanımı ve durabiliteyi geliştirdiğini belirtmişlerdir. Pota fırın cürufunun çelik liflerle birlikte kullanılabileceğini, bunun yanı sıra pota fırın cürufu gibi düşük fiyatlı endüstriyel ürünler yüksek performanslı KYB lerde kullanılabileceği ve kırılma tokluğunu kayda değer oranda artıracağını belirtmişlerdir. Sonuç olarak; yapılan deneysel çalışmalarından pota fırın cürufunun kendiliğinden yerleşebilirlik, dayanım ve durabiliteden ödün vermeksizin toz içeriğini artırmak amacıyla kullanılabileceği kanaati oluşmuştur. KYB karışımların birleşimlerinin çok hassas olduğu bu nedenle dizayn prosesleri esnasında hassasiyet gösterilmesi gerektiği ifade edilmiştir. Daha ayrıntılı olarak yüksek oranda lif içeriğinin kayda değer oranda kırılma tokluğunu geliştirdiği için kullanılan liflerin miktarının hassasiyetle üzerinde durulması gerektiği, taze beton karışımlarının segregasyon ve akışını negatif etkilediğini belirtmişlerdir. Bunun yanı

29 9 sıra farklı lif içerikleri de donma çözülme direncini geliştirmesine karşın, klorid penetrasyon direncini zayıflatmadığını, pota fırın cürufunun artmasıyla uygun süper akışkanlaştırıcı ile segregasyon riskinin azaltılabileceği ve yeterince akıcılığın sağlanabileceğini ifade etmişlerdir. Pota fırın cürufunun betonların 28 ve 90 günlük basınç dayanımıyla ilgili dayanım gelişimine pozitif etki ettiği belirtilmiştir. Donma çözülme direnci, özelliklede klorid penetrasyon direnci ölçümleri pota fırın cürufunun artmasıyla üretilen betonların durabilitesini artırdığını ifade etmişlerdir. Kamal et al. (2014) lif donatılı KYB mekanik özellikleri üzerine bir çalışma yürütmüşlerdir. Bu çalışmada KYB de kullanılan liflerin (çelik ve PP) optimum içeriğini belirlemek amacıyla taze ve sertleşmiş beton üzerine farklı liflerin etkileri araştırılmıştır. Çalışmada mekanik özellikler üzerine deneysel araştırma, eğilme dayanımı, darbe dayanımı ve basınç dayanımı lif donatılı KYB ler üzerine incelenmiştir. Araştırma sonucunda çelik ve PP liflerin optimum içeriği çimento dozajının sırasıyla %0,75 ve %1 oranında olması gerektiği belirtilmiştir. Darbe dayanımının betonun lif kullanımından dolayı geliştiği ifade edilmiştir. Arabi et al. (2014) yaptıkları çalışmalarında yüksek sıcaklığa maruz kalmış PP lifli KYB nin artık gerilme (Bir cisme uygulanan gerilme kaldırıldıktan sonra cisimde kalan kısma artık gerilme denir. Temel nedeni ise heterojen gerilme dağılışının oluşturduğu şekil değişimidir.) üzerine numune boyutu ve lif içeriğinin etkilerini incelemişlerdir. Çalışmada 200 C den 600 C ye kadar yüksek sıcaklığa maruz kalan PP lifli numunelerin mekanik özellikleri araştırılmıştır. Silindir ve küp olarak hazırlanan numuneler 2 ile 4 saat süre zarfında sıcaklığa maruz bırakılmış ve test öncesinde ise oda sıcaklığına kadar düşürülmüştür. Sıcaklık saptaması, maruz kalınan sabit süredeki yüksek sıcaklık karekterizasyonu, yüksek sıcaklık altında KYB lerin termal şok hareketine sebep olan şekil etkisinin kanıtı olarak görülmüştür. Deneysel sonuçlarda silindir numune ile küp numune karşılaştırıldığı zaman termal şok silindir numunede betona daha fazla zarar verdiği ve silindir numunelerdeki basınç dayanımının küp numunelere kıyasla daha fazla düştüğü belirtilmiştir. Gerçekte mekanik özellikler üzerine etkisi, sıcaklığın numuneleri için termal şoka sebep olduğu ve bununda

30 10 sıcaklığın bir sonucu olduğu ifade edilmiştir. PP lifli numunenin 600 C den oda sıcaklığına kadar soğutulmasıyla termal şoka uğrayan betonun kırılma enerjisi ve artık dayanımının arttığı sonucuna varılmıştır. Ghafari et al. (2014) yaptıkları çalışmada hibrid çelik liflerle donatılmış kendiliğinden yerleşen ultra yüksek performanslı betonun performansını tahmin edebilmek için tepki yüzeyi metodolojisi kullanarak istatistiksel bir model geliştirme üzerine araştırma yapmışlardır. Kabul edilen regresyon modelinin düşünülen değişkenler ile elde edilen tepkiler arasında iyi bir korelasyon sağladığını tespit etmişlerdir. Sayısal optimizasyon minimum çelik lif içeriği ile en yüksek eğilme dayanımını verecek kendiliğinden yerleşen bir karışım elde etmek amacıyla geliştirildiği belirtilmiştir. Yapılan çalışma neticesinde, çelik mikro lifin hacimce %1,75 kullanımının, kendiliğinden yerleşebilirlik kriterinin alt sınır değerini karşılayabilmesi için ultra yüksek performanslı beton karışımlarında kullanılabilecek en uygun oran olduğunu ifade etmişlerdir. Pajak and Ponikiewski (2013) KYB üzerinde %0,5, %1 ve %1,5 oranında düz ve kancalı çelik lif donatısı katarak normal betonla kıyaslamak amacıyla eğilme davranışını araştırmışlardır. Laboratuvar testlerini RILEM TC 162-TDF ye göre yapmışlardır. KYB lerin eğilme davranışı normal betonla kıyaslandığı zaman lif hacim oranının artmasıyla KYB nin önceki ve sonraki parametreleri de artığı ifade edilmiş, çelik liflerin tipinin bunun için önemini belirtmişlerdir. Sonuç olarak lif dozajının artmasıyla kırılma enerjisinin arttığı ve kancalı çelik liflerin düz çelik liflerden daha iyi performans gösterdiği, genellikle KYB ile normal betonun eğilme davranışının benzer olduğu fakat lif hacim oranının artmasıyla eğilme dayanımının arttığını belirtmişlerdir. Pereira de Oliveira et al. (2013) çelik lif donatılı kendiliğinden yerleşen betonun (ÇLDKYB) karışım dizaynı için kuru harç oranını değerlendirmek amacıyla bir çalışma yapmışlardır. Bu amaçla çelik lifin çap ve kalınlığını 30/0,50 ve 60/0,80 oranında %0,5, %1 ve %1,5 hacminde betona ilave etmişlerdir. Daha sonra ÇLDKYB nin taze halde kıvam, viskosite ve geçiş yeteneği, sertleşmiş halde ise basınç dayanımı, elastisite modülü, eğilme dayanımı ve kılcallık gibi değerlerini ölçmüşlerdir. Çelik lif dağılımı

31 11 sayma yöntemi kullanılarak yapılmış, kuru harç oranının lif faktör içeriğine bağlı olduğu gösterilmiştir. Çelik lif hacminin artması, yayılma çapının azalmasına neden olacağı belirtilmiş, fakat yeterince kuru harç miktarı sağlanırsa ÇLDKYB için viskosite ve geçiş yeteneği üzerine önemli bir etki etmeyeceği vurgulanmıştır. Sonuç olarak ÇLDKYB nin karışım dizaynında kuru harç oranının önemli bir parametre olarak kullanılacağı ifade edilmiştir. Akçay and Taşdemir (2012) hibrid çelik lif donatılı KYB nin karışım dizaynı, işlenebilirliği, lif dağılımı, mekanik özellikleri ve kırılma davranışı üzerine bir araştırma yapmışlardır. Bu araştırmada 3 farklı çelik lif tipi kancalı ve kancasız olmak üzere iki farklı hacim oranında (betonun toplam hacminin %0,75 ve %1,5) karışımlara eklemişlerdir. Sonuçta yayılma çapı, U-kutusu, V-akış hızı ve J-halkalı testleri betonun çelik lif içeriğinin artmasıyla hibrid çelik lif donatılı KYB nin işlenebilirliğinin hafifçe azaldığını, akıcılık üzerine ana etkinin ise lifin geometrisinden kaynaklandığını belirtmişlerdir. Lif ilavesi, nihai akıcılığını değiştirmemesine rağmen akıcılık oranını değiştirdiğini ifade etmişlerdir. Deneysel testler sonucunda eğilme dayanımları uzun lif dayanımının artmasıyla hafifçe arttığı, buna karşın yarmada çekme dayanımının değişmediğini belirtmişlerdir. Yüksek dayanımlı betonlarda, uzun çelik lifler, normal dayanımlı çelik lifler ile karşılaştırıldığında sünekliliği ve sertliği geliştirdiği görülmektedir. Beton içerisindeki liflerin dağılım ve saçılımı görüntü analizi ile araştırılmış olup bütün beton serilerinde herhangi bir kümelenme olmaksızın homojen olarak dağıldığını tespit etmişlerdir. Lif miktarının artmasıyla betonun mekanik özelliklerinin geliştirildiği sonucuna varmışlardır. Dining et al. (2012) yaptıkları çalışmada çeşitli yüksek sıcaklığa maruz kalmış kendiliğinden yerleşen yüksek performanslı beton (KYYPB) un kırılma enerjisi, kırılma modeli, eğilme tokluğu, nihai yük ve artık basınç dayanımı üzerine farklı liflerin etkisini incelemişlerdir. Mikro PP lifin KYYPB numunelerinin önemli ölçüde yüksek sıcaklıkta yüzeylerinde dökülmeye sebebiyet vermediği fakat betonların mekanik özellikleri üzerine açık bir etki göstermediği belirtilmiştir. Makro çelik lif donatılı KYYPB nin yüksek sıcaklıktan sonra ve önce eğilme tokluğu ve nihai yük taşımasının daha yüksek

32 12 olduğu belirtilmiştir. Isıtıldıktan sonra hibrid lifli KYYPB nin mekanik özelliklerinin mono lif donatılı KYYPB den daha iyi olduğu belirtilmiştir. Kırılma modunun yüksek sıcaklıkta çelik lifin kırıldığı, düşük sıcaklıkta ise çelik lifin ayrılmasından dolayı değiştiği ifade edilmiştir. Hibrid lifin kullanımının, yüksek sıcaklıktan sonra KYYPB nin kırılma enerjisini ve tokluğunu ayrıca kırılma modelini ve artık dayanımını geliştirmede etkili olduğu belirtilmiştir. Uysal (2012) yüksek sıcaklığa maruz bırakılan KYB lerin performansını değerlendirmek amacıyla bir çalışma yürütmüştür. Bu amaçla çeşitli oranlarda kireçtaşı tozu, bazalt tozu ve mermer tozunu Portland çimentosuyla yer değiştirmiştir. Her bir karışım tipi için üretilen numunelerin yarısını yüksek sıcaklığa maruz bırakarak KYB lerin davranışı üzerine PP lifin etkisini anlamak ve geliştirmek amacıyla PP lif ekleyerek bir çalışma yapmıştır. KYB karışımları 0,33 s/ç oranında hazırlanmış ve PP lif içeren karışımlar ise 1 m 3 için 2 kg kullanılmıştır. Numuneler 56 günlük kür sonunda yüksek sıcaklığa (200, 400, 600 ve 800 C) tabii tutulmuştur. Daha sonra basınç dayanımı ve ağırlık kayıpları hesaplanmıştır. Bunun yanı sıra UPV ve yüksek sıcaklığa maruz kaldıktan sonra numuneler üzerindeki yüzey çatlak gözlemleri yapılmıştır. Sonuç olarak 600 C ye maruz kaldıktan sonra KYB karışımlarının tamamında ciddi oranda dayanım kaybı olduğu gözlemlenmiş, kısmen PP lif içeren betonların yüzeyinde dökülmelerin azaldığı tespit edilmiştir. Kontrol karışım numuneleri bütün ısı çevrimlerinde filler katkılı numunelerden daha iyi performans verdiği belirtilmiştir. Bu çalışma sonucunda; Kireçtaşı tozu, bazalt tozu ve mermer tozunun Portland çimentosuyla yüksek oranda yer değiştirmesiyle yüksek oranda ağırlık kaybına neden olduğu belirtilmiş ve ağırlık kaybının kireçtaşı tozu kullanılan serilerde bazalt ve mermer tozu kullanılan serilere göre çok daha fazla ağırlık kaybına neden olduğu belirtilmiştir. PP lif ile filler katkısı içeren KYB lerin ağırlık kayıpları bütün serilerde PP lifsiz karışımlardan daha düşük olduğu belirtilmiştir. Ağırlık kaybının bütün seriler için %1,24 ve 9,07 oranında olduğu ve bunun ana sebebinin ise betonun yüzey tabakasındaki dökülmelerin olduğu ifade edilmiştir.

33 13 Sıcaklık artmasıyla KYB numunelerinin UPV değerleri azalmıştır. KYB numuneler yüksek sıcaklığa maruz kaldıklarında kireçtaşı tozu serilerinin Bazalt ve mermer tozuyla üretilen serilerle karşılaştırıldığında UPV değerlerinde daha yüksek oranda azalma gözlemlenmiştir. PP lif katkılı KYB karışımlarının UPV değerlerindeki azalma bütün yer değiştirme oranlarında PP lifsiz numunelerden önemli oranda yüksek olduğu tespit edilmiştir. KYB ler 400 C üzerinde basınç dayanımlarını önemli ölçüde kaybettikleri belirtilmiştir. Bazalt tozunun bütün sıcaklık döngüleri için daha iyi performans verdiği, PP lif içeren KYB lerin basınç dayanımı yüksek sıcaklığa maruz kaldıktan sonra bütün yer değiştirme oranlarında PP lifsiz betonlardan daha düşük olduğu, KYB ler için PP lif katılmasının beton basınç dayanımına negatif etki ettiği belirtilmiştir. Bunun nedeni olarak da PP lif varlığı beton içerisinde kapiler gözenek yapısı oluşturduğu ve KYB nin basınç dayanımını azalttığı belirtilmiştir. Yüksek sıcaklığa tabii tutulan numunelerin yüzeyine üzerinde görsel muayene sonucunda 200 ve 400 C arasında çatlama ya da dökülme görülmediği, 800 C sıcaklıkta ise çatlama ve dökülme gerçekleştiği, 600 C de numuneler üzerinde ince çizgiler ve bir miktar çatlamalar olduğu belirtilmiştir. Sıcaklık artışıyla çatlama ve dökülme daha da belirginleşmiş ve PP lif içeren betonların daha az çatlama ve dökülme gösterdiği ifade edilmiştir. Mazeheripour et al. (2011) hafif kendiliğinden yerleşen beton üzerine karışım dizaynını düzenleyip geliştirmek amacıyla çalışma yapmışlardır. Bu amaçla Kendiliğinden yerleşen hafif betonun (KYHB) taze ve sertleşmiş durumdaki mekanik özelliklerini ve performansını test etmek amacıyla PP lif katmışlardır. Bunun neticesinde betonun akıcılığını test etmek amacıyla, segregasyon direnci, geçiş ve doldurma yeteneğini ölçmüşlerdir. Sertleşmiş halde ise mekanik özelliklerinden basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı ve elastisite modülünü, betonların 28 günlük kür süresi sonrasında ölçüldüğü belirtilmiştir. KYB lerin normal ağırlıklarının %75 ine ulaştıkları zaman onların taze beton özelliklerini de çok fazla etkilediği belirtilmiştir. %0,3 oranında PP lif kullanımıyla betonun yayılma çapında %40 a varan azalma olduğu ifade edilmiştir. Yayılma çapı %0,1 de sırasıyla 680 mm ve%0,2 de ise 560 mm ye

34 14 kadar azaldığı belirtilmiştir. PP lif kullanımının V akış süresini artırdığı, %0,15 lik lif kullanımında ise hafifçe azalttığı ifade edilmiştir. PP lifin KYHB ler için basınç dayanımı ve elastisite modülü için bir etki oluşturmadığı, fakat lif hacminin artışıyla eğilme dayanımı %10,7 ve yarmada çekme dayanımı ise %14,4 oranında dayanımı arttığını belirtmişlerdir. Corinaldesi and Moriconi (2011) farklı lifler ve mineral katkılarla hazırlanmış KYB karekterizasyonunu üzerine araştırma yapmışlardır. Bu çalışmada 3 farklı lif tipi çelik lif, polivinil alkol ve yüksek sertliğe sahip PP ve iki farklı mineral katkı (kireç taşı tozu ve geri dönüşüm betonundan elde edilen toz) kullanılmıştır. S/ç oranı 0,40 da sabit tutulmuştur. Taze beton davranışları yayılma çapı, V kutusu akış hızı ve L kutusu deneyleri yapılmış, sertleşmiş beton numunelerinde ise eğilme ve basınç dayanımı testlerinin yanı sıra serbest kuruma ve plastik rötre testleri değerlendirilmiştir. Sonuç olarak çelik lifler ve geri dönüşümden elde edilen tozla hazırlanan KYB lerde çok iyi sonuçlar elde edildiği belirtilmiştir. Cai et al. (2010) lif donatılı KYB lerin mekanik özellikleri üzerine bir çalışma yapmışlardır. Bu çalışmada betonun mekanik özellikleri üzerine lif içeriğinin ve lif tipinin etkisini incelemiştirler. Araştırma sonucunda ise lif ilavesinin lif donatılı KYB lar üzerinde eğilme dayanımı ve süneklilik gibi özelliklerini geliştirdiği sonucuna varılmıştır. Mohamed et al. (2010) KYBiçinde mikro selülöz liflerin değerlendirmesi üzerine bir çalışma yapmışlardır. Bu çalışmada KYB ve beton eşdeğer harcı (BEH) geri dönüşüm mukavvalarından elde edilmiş mikro bitkisel liflerin değerlendirilmesi için bir deneysel çalışma yürütülmüştür. BEH ler amaç KYB lerin formülüsazyonunu optimize etmek amacıyla geliştirilmiştir. Bu çalışmada çimento hacmince 6 farklı lif hacim fraksiyonu %14, %21, %28, %41, %83 ve %138 düşünülmüştür. Toplamda 7 farklı BEH karışımı da s/b oranı 0,35 olarak sabit olmak kaydıyla döküm gerçekleştirildiği ve BEH in mekanik karakteristikleri, işlenebilirliği, doldurma yoğunluğu üzerine etkileri incelenmiştir. Yapılan çalışmalar sonucunda BEH metodunun kendiliğinden yerleşen

35 15 geri dönüşüm mukavva lifli betonların karışım dizaynı için hazırlanan malzemelerin mikroyapısı ve mekanik özellikleri üzerine lifin etkisini çalışmak ve hedef betonun reolojik özelliklerini belirlemek amacıyla etkili bir yöntem olduğu belirtilmiştir. Sonuçta BEH in basınç dayanımı yaklaşık %21 oranında lif içeriğinde önemli oranda geliştiği belirtilmiştir. Bunun yanı sıra erken yaşlardaki basınç dayanımı 3 günden daha az mikro lif eklenerek de azalmıştır. Hacimce lif içeriğinin %41 i aşınca basınç dayanımı ve yoğunluğunda dikkate değer oranda azaldığını belirtmişlerdir. Aynı trend, hacim yoğunluğu olarak da eğilme dayanım değişimi içinde benzer sonuçlardan söz edilmiştir. Aslında selülöz mikro lifin eklenmesiyle 28<%V f <138 (hacimce eklenmesiyle) hafif ağırlıklı BEH in üretilmesi ile kg/m 3 ağırlığında ve MPa arasında basınç dayanımı değerleri elde edildiği ifade edilmiştir. Felekoğlu et al. (2009) iki polimer esaslı (PP ve polivinil alkol) mikro liflerin performansını araştırmak amacıyla kendiliğinden yerleşebilirliğini koruyarak yüksek miktarda lif içeren iki farklı matris üzerinde çalışma yapmışlardır. Betonun taze haldeyken lif donatılı matrisin tiksotropik davranışını s/ç oranı ve karışım dozajını uygun bir şekilde düzenleyerek minimize etmişlerdir. Prizma kompozit örneklerin mekanik özellikleri üç noktalı eğilme yükleme testi ile karşılaştırılmıştır. Seçilen kompozitlerin tipik davranışları ve bu matrislerdeki iki farklı lif tipinin çökme mekanizması mikro yapısal çalışmalar tarafından karekterize edildiği belirtilmiştir. Sonuç olarak yüksek dayanımlı lif ile yüksek dayanımlı bir matriks en iyi performansını eğilme dayanımı ve sertlik performansı üzerine verdiği ifade edilmiştir. Fakat uçucu kül katkısının da matriks-lif ara yüzeyini güçlendirdiği için kompozit performansını azaltmadığı belirtilmiştir. Ding et al. (2008) lif donatılı KYYPB üzerine çalışmışlardır. İşlenebilirlik, dayanım ve sertliğin KYYPB için önemli bir faktör olduğunu ve işlenebilirliğin bu tür betonlarda başvurulması gereken ön koşul olduğu belirtilmiştir. Mikro ve makro boyutta lifler kullanılmıştır. Yapılan çalışmada hibrid lif (PP lif+çelik lif) ve tek tip lif donatılı KYYPB nin işlenebilirliği üzerine bir çalışma yapılmıştır. Çalışmada çeşitli dozajlarda lif kokteyli, PP lif ve çelik lifler kullanılmıştır. Bu liflerle yapılan karışımlar için

36 16 akıcılık, doldurma yeteneği ve segregasyon direncini ölçmek amacı ile çeşitli yeni yöntemler uygulanmıştır. Yapılan çalışmaların sonucunda mikro lifler için, 10 kg/m 3 çelik lif ile 1 kg/m 3 lük PP lifin taze betonun işlenebilirliği açısından negatif etki göstermediği, 2 kg/m 3 lük PP lifin işlenebilirlik üzerine negatif etki gösterdiği ve donatılı KYYPB için uygun olmadığı belirtilmiştir. Makro lifler için ise akıcılık testi, çelik donatısız kaplarla lifli beton için analiz edilebileceği, fakat bu yöntemle segregasyon direnci ve geçiş yeteneğini araştırmanın imkânsız olduğu ifade edilmiştir. Lif donatılı KYYPB için çeşitli test metotları ve işlenebilirliğin uygun parametreleri tavsiye edilebileceği ifade edilmiştir. Aydın (2007) KYB de lif kullanımının bazı teknik ve ekonomik faydalarından bahsetmiş ve KYB nin geleneksel betonla kıyaslandığı zaman yüksek akıcılığa ve kohezyona sahip yeni bir beton tipi olduğunu belirtmiştir. Bu çalışmada karbon ve çelik lifi birlikte kullanmış, hibrid lif donatılı betonların yerleşebilirliği üzerine lif içeriğinin etkisini incelemiştir. Liflerin etkisinin, lif hacmi ve lif tipine bağlı olduğunu belirtmiş olup bunların yanı sıra gerilme, şekil ve yüzey pürüzlülüğünün de önemli olduğunu belirtmiştir. Sonuç olarak hibrid lif donatılı KYB nin akış karakteristikleri ve sertleşmiş durumdaki bazı mekanik özellikleri üzerine lif içeriğinin etkisi araştırılmıştır. Test edilen karışım oranları ve bütün lif tipleri için yapılan gözlemlerde karışımlarda bir problem olmadığı ve lif dağılımının üniform olduğu belirtilmiştir. Karışımların tamamında işlenebilirlik ve akış kaybı olmaksızın çelik ve karbon lif toplamda %2 oranında kullanıldığı, yüksek hacimli lif donatılı karışımların tamamının EFNARC tarafından önerilen üst limitleri aştığı belirtilmiştir. Bütün karışımların kendiliğinden yerleşebilme karakteristiğine sahip olduğu ve iyi akışkanlığa sahip olduğu ifade edilmiştir. Hibrid lif donatılı betonların akış davranışının lifsiz KYB lerin akış davranışından farklı olduğu ve hibrid liflerin büyük bir miktarının kendiliğinden yerleşebilirliği sağladığı, lif donatısı ile yüksek seviyede işlenebilirlik elde etmek için karışımdaki pasta miktarının lif dağılımını daha iyi sağlamak amacıyla artırılması gerektiğini belirtmiştir. Çimento içeriğinin artması, ince agrega içeriğinin artması ya da puzolanik katkıların kullanımının da bu probleme alternatif sunacağı, bu alternatiflerinde deneysel programların geliştirilmesiyle araştırılabileceği ifade

37 17 edilmiştir. Sertleşmiş özellikleri için ise lif donatı içeriğinin sadece dayanıma etkisi incelenmiş olup OL 6/16 lif içeren M9 tipi (sadece %2 çelik lif)karışımının 28 günde en yüksek basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı ve eğilme dayanımı verdiğini belirtmiştir. Torrijos et al. (2007) lifsiz ve çelik lif donatılı KYB lerin fiziksel ve mekanik özellikleri üzerine yaptıkları bir çalışmada, laboratuvar ortamında üretilen 15 cm çapında, 250 cm yüksekliğinde narin ve uzun kolon elemanlarda çelik lifli kendiliğinden yerleşen betonun (ÇLKYB) kolon yüksekliği boyunca homojen olup olmadığını araştırmışlardır. Çalışmanın sonucunda homojen lif dağılımının elde edilmesinde lif dozajının önemli bir parametre olduğu belirtilmiştir. Lif dozajı 25 kg/m 3 gibi göreceli olarak düşük olduğunda ÇLKYB nin reolojik parametrelerinin lifsiz duruma göre çok belirgin bir şekilde değişmediği ve kolon yüksekliği boyunca homojen lif dağılımının elde edildiği, lif dozajı 50 kg/m 3 olduğunda ise özellikle kolon yüzeyinde hava boşluklarının olduğu ve kolonun üst kısımlarında basınç dayanımı kaybının %15 ler düzeyine ulaştığını ifade etmişlerdir. Çalışmadan elde edilen diğer bir sonuç da kolon yüksekliği boyunca kaba agrega dağılımı üzerindedir. ÇLKYB de kolon yüksekliği boyunca agrega dağılımının lifsiz KYB ye göre daha homojen olduğu ifade edilmiş olup liflerin varlığının KYB karışımın stabilitesi veya ayrışmaya karsı direncini olumlu yönde geliştirdiği belirtilmiştir. Hai Tang et al. (2006) lif donatılı yüksek dayanımlı KYB nin davranışı üzerine bir çalışma yürütmüşlerdir. Yüksek dayanımlı kendiliğinden yerleşen betonun sünekliliği ve basınç dayanımının, normal yüksek dayanımlı betonlarla benzer olarak dayanım artışıyla azaldığı ifade edilmiş olup, uçucu kül içeren çelik lif donatılı yüksek dayanımlı kendiliğinden yerleşen betonun taze ve mekanik özellikleri geliştirmek amacıyla karışımlara çelik lif ilave etmişlerdir. Karışımlarda çimento ağırlığın %15 oranında uçucu kül ile yer değiştirme yapılmış olup, hacimce %1 oranında da çelik lif katılmıştır. Mekanik davranışlarla ile ilgili basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı ve eğilme dayanımı üzerinde durulmuş olup, çelik lifin lif donatılı yüksek dayanımlı KYB nin işlenebilirliği üzerine araştırmalarda yapmışlardır.

38 18 Sengül et al. (2006) çelik lif donatılı KYB lerin karışım tasarımı, işlenebilirlik ve mekanik özellikleri üzerine bir deneysel çalışma yapmışlardır. Çalışmada düşük (çekme dayanımı 1100 MPa) ve yüksek (çekme dayanımı 2200 MPa) dayanımlı lif donatılı ve farklı çimentolu malzemeler içeren KYB lerin basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı ve enerji yutma kapasiteleri çalışılmıştır. Çalışmada kullanılan çelik lif dozajı 40 kg/m 3 tür. Çalışmada elde edilen bulgulara göre benzer hacimde su / ince malzeme oranında lifsiz KYB nin basınç dayanımının, 900 kg/m 3 lük çimento dozajının ince öğütülmüş silika tozu ile yer değiştirilerek 650 kg/m 3 e düşürülmesiyle belirgin bir şekilde değişmediği ortaya konmuştur. Çelik lif dayanımı, su / toz oranının KYB nin yaş ve sertleşmiş hal performansına etkilerinin incelendiği çalışmada; çimento miktarının arttırılması ve s/ç oranının düşürülmesiyle artan viskozite nedeniyle betonun akış süresinin uzadığı ve karışımlara lif eklenmesi ile betonun akış süresinin yalnızca düşük çimento miktarına sahip karışımlarda betonun akış süresini uzattığı ifade edilmiştir. Ayrıca yüksek dayanımlı lif donatılı KYB nin yarma dayanımı ve kırılma enerjisinin düşük dayanımlı lif donatılı KYB den daha yüksek olduğu bulunmuştur. Betonun dayanımı arttıkça liflerin matristen ayrılmaktan çok, koptuğu ve böylece sünekliğin yüksek dayanımlı betonlarda daha az olduğu bulunmuştur. Sahmaran et al. (2005) iki farklı çelik lif tipi kullanarak hibrid lif donatılı KYB nin işlenebilirliği üzerine lif içeriğinin etkisini incelemişlerdir. Liflerin etkisi lif hacmi, uzunluğu ve lif oranı esas alınmış olup bunların yanı sıra şekil ve yüzey pürüzlülüğünün de önemli olduğunu belirtmiştir. Sonuç olarak hibrid lif donatılı KYB nin akış karakteristikleri ve sertleşmiş durumdaki bazı mekanik özellikleri üzerine lif içeriğinin etkisi araştırmışlardır. 60 kg/m 3 lif içeriği ile kendiliğinden yerleşebilirliği elde edilebileceği gözlendiği, karışımlarda elde edilen sonuçların bazıları EFNARC tarafından gösterilen limitleri aşsa da iyi akıcılık ve kendiliğinden yerleşebilirlik karakteristiğini sağladığı belirtilmiştir. Ayrıca lif donatısı ile yüksek seviyede işlenebilirlik elde etmek için karışımdaki pasta miktarının artırılmasıyla lif dağılımını daha iyi sağlandığı belirtilmiştir. Çimento içeriğinin artması, ince agrega içeriğinin artması ya da puzolanik katkıların kullanımının da bu probleme alternatif sunacağı, bu alternatiflerinde deneysel programların geliştirilmesiyle araştırılabileceği ifade

39 19 edilmiştir. Sertleşmiş özellikleri için ise lif donatı içeriğinin sadece dayanıma etkisi incelenmiş olup OL 6/16 lif içeren karışımının hem 28 hem de 56 günde en yüksek basınç dayanımı verdiği hâlbuki eşit miktardaki ZP305 ve OL 6/16 lifli karışımı ise en yüksek yarmada çekme dayanımını verdiğini belirtmişlerdir. Choi and Yuan (2005) yaptıkları çalışmalarında cam lifli ve PP lifli betonların yarma dayanımları ile basınç dayanımları arasındaki deneysel ilişkiyi araştırmışlardır. PP lif olarak monofilament tipi 0,90 mm çapında ve 50 mm boyunda lifi, beton hacminin %1,0 ve %1,5 oranlarında kullanarak lifli betonlar üretmişlerdir. Test sonuçları betona cam ve PP lif ilavesinin 7, 28 ve 90 günlük yarma dayanımlarına yaklaşık %20-%50 arasında bir artış sağladığını ayrıca cam lifli ve PP liflerin yarma dayanımlarının basınç dayanımlarını oranlarını sırasıyla %9 ile %13 olduğunu bulmuşlardır. PP lifli betonlarda yarma ile basınç dayanımları arasındaki ilişki olarak f( st )=0,55(f c )*0,5 formülünü geliştirmişlerdir. Gettu et al. (2005) lif donatılı KYB de maksimum performansın elde edilmesi için bir diğer önemli nokta da homojen lif dağılımının sağlanması olduğunu belirtmiş ve liflerin beton içerisinde homojen dağılımı, lifli betonun tek eksenli çekme ve eğilme davranışındaki performansını önemli ölçüde etkilediğini belirtmiştir. Gutierrez et al. (2005) liflerle güçlendirilmiş harçların performansları üzerine silis dumanı, uçucu kül, metakaolin ve yüksek fırın cürufu gibi puzolanların etkilerini incelemişlerdir. Cüruf hariç tüm puzolanlar %15, cüruf ise %70 oranında karışımlara ilave edilmiştir. Doğal lif olarak fique, sisal ve coir, yapay lif olarak ise cam, PP ve çelik lif olmak üzere toplam 6 farklı lif kullanmışlardır. Maksimum dane çapı 6 mm, s/b oranları 0,52-0,64, süperakışkanlaştırıcının çimentoya oranı ise 0,015-0,030 olarak kullanmışlardır. Deneysel olarak basınç dayanımı, su emme ve kapiler su emme katsayısı, klor geçirimliliği üzerine çalışmalar yapılmıştır. Deneyler sonucunda, genel olarak çelik lif katkısında daha az olmasına rağmen, kontrol harçlarında lif eklenmesiyle basınç dayanımında azalmalara yol açtığını belirtmişlerdir. Bununla birlikte yüksek aktiviteli puzolan ilavesi ve cüruf, bu performans kaybını telafi etmesine yardımcı

40 20 olduğu ifade edilmiştir. Cam ve çelik lifle güçlendirilmiş harçlarda silis dumanının katkısının performansı arttırdığını belirtmişlerdir. Cam, sisal ve çelik liflerle güçlendirilmiş çimento tabanlı malzemelere silis dumanının dâhil edilmesiyle kılcal geçirimlilikte büyük azalmalar meydana geldiği belirtmişlerdir. Harçlarda lif ilavesinin kılcal porozitelerinin arttırmasından dolayı klor geçirimliliğini arttırdığını ancak sırasıyla silis dumanı, metakaolin, cüruf ve uçucu kül ilavesinin klor geçirimliliğini azaltmada etkili olduklarını gözlemlemişlerdir. Genel olarak %15 oranında özellikle silis dumanı ve metakaolinin harçlara ilavesinin sırasıyla %20 ile %68 arasında lifsiz harçlara göre performanslarını geliştirdiğini ifade etmişlerdir. Yine silis dumanı ve metakaolinin özellikle çelik, cam ve sisalle lifle güçlendirilmiş malzemelerin mekanik ve dayanıklılık performanslarını geliştirdiğini, düşük derecede puzolanik aktivite niteliğinde olmasından dolayı uçucu kül ilavesi değişik bir performansa sahip olduğu ifade edilmiştir. Şahmaran et al. (2005) İki farklı lif donatılı kendiliğinden yerleşen betonların işlenebilirliği üzerinde yaptıkları deneysel bir çalışmada, lifli beton serilere uygulanan işlenebilirlik testlerinden elde edilen sonuçların lifsiz KYB serileri için EFNARC (2002) de önerilen üst limitlerinin aşılmasına rağmen akıcılık ve kendiliğinden yerleşebilirlik karakteristiklerinin sağlandığını belirtmişlerdir. Çalışmadaki bulgulara göre 60 kg/m 3 dozajında ZP305 (lif boyu 30 mm ve narinliği 55) ve OL6/16 (lif boyu 6 mm ve narinliği 16) liflerinin tekil veya karışık olarak kullanımı ile lifli KYB de kendiliğinden yerleşebilirliğin sağlanabildiği ortaya konmuştur. Han et al. (2005) PP lifli yüksek performanslı betonların yangın deneyi sonucundaki genleşerek parçalanma dayanımlarını araştırmışlardır. PP lifler %0, %0,05 ve %0,10 oranlarında kullanılmışlar. S/b oranı 0,3 ve 0,4 olan ve %20 oranında uçucu kül içeren betonlar üzerinde çalışma yapmışlardır. Yangın testinin ardından kabarıp dökülme, PP lifsiz düz betonlarda meydana gelirken, özellikle %0,05 (0,45 kg/m 3 ) üzerindeki PP lif içeren beton yüzeylerinde dökülme tüm numunelerde önlendiğini tespit edilmiştir. PP liflerin 165 C de erimesiyle oluşan boşlukların yüksek sıcaklıkta buhar basıncını tahliye edilmesinde rol oynamasından dolayı dökülme direncini arttırdığını ifade etmişlerdir.

41 21 Basınç dayanımlarını PP liflerin %1-3 arasında arttırdığını, ayrıca slump değerininde lif oranı arttıkça azalma eğiliminde olduğunu vurgulamışlardır. Baradan and Felekoglu (2005) KYB kullanımı ile prefabrikasyon sektöründe ne gibi değişikliklerin ortaya çıkabileceği üzerine bir çalışma yapmışlardır. KYB kullanımı; isçilik ve üretim maliyeti, üretim süresi ve çevresel etkiler açısından büyük avantajlar getirdiğini, daha düşük s/ç oranı ile daha iyi mekanik özellikler daha yüksek performanslı prefabrike elemanlar üretilebileceği, vibrasyon işleminin ortadan kalkmasının üretim hızını artıracağını ve isçilik maliyetini azaltacağını, kalıp sisteminde vibrasyonsuz çalışan insan gücü de dikkate alındığında daha az et kalınlığına sahip kalıplar kullanılması mümkün olacağını ifade etmişlerdir. Liu et al. (2005) yaptığı çalışmada PP liflerin çimento harçlarının kuruma rötresi üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Deney sonuçlarının, çimento harcına karıştırılan PP liflerin kuruma rötre oranını azaltabildiğini, artan PP lif hacmi ile kuruma rötresinin önce azaldığını ve sonra arttığını belirtmişlerdir. En düşük kuruma rötresi değerinin ise %0,20 PP lif hacim oranında olduğunu bildirmişlerdir. PP lif uzunluğunun, çapının, yüzey modifikasyon metodunun ve kesit şeklinin çimentolu harçların kuruma rötresini etkilediğini belirtmişlerdir. İnce, uzun veya büyük özgül yüzey alanlı PP lifli çimento harçlarının daha az kuruma rötre oranına sahip olacağını bildirmişledir. Song et al. (2005) yaptıkları çalışmada naylon ve PP liflerle güçlendirilmiş betonların dayanım özelliklerini basınç, yarma, darbe dayanımları ile rötre çatlaklarının gelişimini incelemişlerdir. PP lifler hacimce 0,6 kg/m 3 miktarında ilave etmişler. PP liflerin basınç dayanımına %5,8, yarma dayanımını %9,7, darbede dayanımda ise ilk çatlağı %11,9, kırılmayı %17,0 oranlarında lifsiz betonlara göre dayanımlarını arttırdığını belirtmişlerdir. Erken plastik rötre çatlaklarını ve slump değerini de azalttığını ifade etmişlerdir. Corinaldesi and Moriconi (2004) öndökümlü elamanlar üretmek için KYB hazırlamışlardır. Bu çalışmada alışagelen çelik donatı ağı yerine homojen olarak

42 22 dağılmış çelik lifi çimento ağırlığının %10 u oranında betona katkı olarak ilave etmişlerdir. İstenen beton dayanım sınıfı s/ç oranı 0,40 ile elde edilmiştir. Basınç ve eğilme deneyleri öndökümlü elemanların güvenirliğini belirlemek amacıyla yapıldığı ifade edilmiştir. İşlenebilirlik görünüşü dikkate alınmış ve ilk olarak kuruma rötresi testleri düşük agrega çimento oranından dolayı betondaki yüksek gerilmeyi önlemek amacıyla çelik lif katkısı değerlendirilmiştir. İkinci olarak donma çözülme döngülerine olan direnci araştırılmış ve son olarak da hem karbonasyon hem de klor penetrasyon deneyleri yürütülmüştür. Yapılan çalışmalar sonucunda lif ilavesinin öndökümlü elemanlar için çok büyük problem olan KYB nin kuruma rötresini önleme açısından çok etkili olduğu belirtilmiştir. Çimento tanecik matrislerinin çok düşük poroziteye sahip olduğundan dolayı, klorid iyon difüzyon oranının çok düşük olduğu, donma ve çözülme direnci ise azaldığı ve hidrofobik ajanlara gelişi güzel başvurarak geliştirilebileceğini, ayrıca beton içerisine giren suda azaltılabileceği belirtilmiştir. KYB nin durabilitesinin tatmin edici olduğu belirtilmiş olup böylesi elemanların üretimindeki diğer malzemelerle rekabet edebileceğini ifade etmişlerdir. Altun et al. (2004) yaptıkları çalışmalarında s/ç oranı 0,5 olan ve çökmesi süper akışkanlaştırıcı ile 150±20 mm. aralığında sabit tutulan çelik lif katkılı silindir beton numuneler C20 betonu kullanılarak Dramix RC-80/60-BN tipi çelik lif katkılı 30 kg/m 3, 40 kg/m 3, 50 kg/m 3, 60 kg/m 3 dozajlarında 4x6 adet üretmişlerdir. Değişik dozajlardaki çelik lif katkısının beton basınç dayanımına etkisi yanında, elastisite modülüne ve tokluk değerlerine olan etkileri de belirlenmiştir. Silindir numune basınç dayanımlarının, lif narinliği 80 ve s/ç oranı 0,50 olan betonda 30 kg/m 3, 40 kg/m 3 ve 50 kg/m 3 lif içeriklerinde azaldığı 60 kg/m 3 lif içerikli beton basınç dayanımının artış göstermesine nazaran katkısız beton basınç dayanımına göre azalmış olduğu belirlenmiştir. Deney sonuçları incelendiğinde çelik lif katkısının C20 beton sınıfını değiştirmediği sonucuna ulaşılmıştır. Çelik lif katkısı katkısız numuneye göre en az iki katı kadar sünek davranış göstermiştir. Ayrıca artan çelik lif oranı verilen beton sınıfı ve s/ç oranı için süneklik değerini istenilen düzeylerde değiştirmemiştir. Silindir numune gerilme-şekil değiştirme eğrilerine göre, çelik lif katkısı ile elastisite modüllerinin incelenen numuneler için azalmış olduğu sonucuna varılmıştır.

43 23 Beddar et al. (2004) yaptıkları çalışmada çimento matriksinin düşük eğilme dayanımından dolayı gevrek bir malzeme olduğunu, matriks içerisinde rastgele dağılan lif ilavesinin kırılma dayanımını geliştirdiğini bununla birlikte karışımın işlenebilirlik kaybı problemine yol açtığını bu amaçla çelik lif takviyeli beton karışımın dizaynının optimizme edilmesi üzerinde çalışmışlardır. Bu optimizme katkı maddesinin, lifin, su ve çimentonun hacmi gibi parametreler ile işlenebilirlik fonksiyonu ile araştırmışlardır. 1,2 mm çapında 30x50 mm uzunluğundaki çelik lifler %0, %0,5, %1,0, %1,5 ve %2,0 oranlarında kullanılırken, katkı maddesi olarak yoğunluğu 1,2 olan süper akışkanlaştırıcı %0, %0,5, %1,0, %1,25, %1,5, %1,75 ve %2,0 oranlarında kullanılmıştır. Çimento dozajı 350 kg/m 3 ve su miktarı 215 lt/m 3 olan 35 farklı test karışım hazırlanmışlardır. Ayrıca mm lik küplerle basınç dayanımlarına, mm lik prizmalar ile de eğilme dayanımları incelenmiştir. Çalışma sonucunda lif takviyeli betonların karışım dizaynının optimize edilmesi metodunu değişen akışkan katkı, sabit s/ç oranında su ve çimento miktarına dayandırmışlardır. Ayrıca akışkanlaştırıcı katkının %1 den az kullanılması sonucunda liflerle güçlendirilmiş betonlarda işlenebilirliğin azaldığı ifade edilmiştir. Song and Hwang (2004) yaptıkları çalışmada yüksek dayanımlı çelik liflerle güçlendirilmiş betonların mekanik özellikleri üzerine araştırma yapmışlardır. Yüksek dayanımlı beton yapımında çimento, silis dumanı, su, süperakışkanlaştırıcı, nehir kumu ve kırılmış bazalt sırasıyla 430, 43, 133, 9, 739 ve 1052 kg/m 3 miktarlarında kullanmışlardır. 35 mm uzunluğunda, 0.55 mm çapındaki performans sınıfı 64 olan çelik lifi %0,5, %1,0, %1,5 ve %2,0 oranlarında hacimce kullanmışlardır. Çalışma basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, kırılma modülü ve tokluk indeksi özelliklerini içermiştir. Deneyler sonucunda basınç dayanımının çelik lif miktarının artması ile arttığını ve maksimum dayanıma %1,5 çelik lif oranında görüldüğünü ve dayanımda %15,3 lik bir artış meydana geldiğini ancak %2,0 lif oranında hafif azalma görüldüğünü bildirmişlerdir. Yarmada çekme dayanımlarında ise %0,5- %2,0 lif oranları arasında artan lif miktarı ile yarma dayanımlarının %19 ile %98,3 arasında arttığını, kırılma modülünün ise %28,1 ile %126,6 arasında yükseldiğini belirtmişlerdir. Tokluk indekslerinin de artan liflerle geliştiğini ve %2,0 çelik lif oranında I5, I10 ve I30

44 24 değerlerinin sırasıyla 6,5, 11,8 ve 20,6 değerlerini aldığını belirtilmiştir. Ayrıca liflerle güçlendirilmiş betonların basınç, yarmada çekme dayanımları ile kırılma modülünü veren bir dayanım modeli kurmuşlardır. Tabak (2004) yaptığı çalışmada, çelik lif görünüm oranının (l/d) ve lif hacminin (V f ), betonun mekanik özelliklerine etkisi üzerine bir çalışma yapmıştır. Bu amaç çerçevesinde görünüm oranı 45, 65 ve 80 olan üç farklı çelik lifi, %0, %1 ve %1,5 oranlarında kullanılarak 10 farklı kompozisyonda betonlar üretmiştir. Üretilen betonlardan hazırlanan muhtelif boyuttaki örnekler üzerinde tek eksenli basınç, yarmada çekme, dört noktadan yüklemeli eğilme deneyleri, ultrases hızı ölçümleri ve darbe deneyleri yapmıştır. Yapılan deneysel çalışmalar neticesinde, çelik lifler, her hacim ve görünüm oranında taze betonun işlenebilme yeteneğini düşürdüğü ve özellikle işlenebilme; görünüm oranı yüksek olan (l/d=80), ve lif hacmi %1 ve %1,5 olan betonlarda kayda değer oranda düşürdüğünü, çelik lif kullanımı, betonun birim hacim ağırlığını arttırdığını ve bu artışın, kullanım hacmine ve görünüm oranına bağlı olarak değişmekte olduğunu, Betonda çelik lif kullanımı betonun basınç dayanımını; yaklaşık olarak %4 ile %18 arasında değişen değerlerde arttırdığını, Betonda çelik lif kullanımı, betonun yarmada çekme dayanımını; kayda değer oranda (%11 ile %55 arasında) arttırdığı görmüştür. Bu etki lif görünüm oranı ve lif hacmi arttıkça arttığını, betonda çelik lif kullanımı, betonun eğilme dayanımını; %3 ile %81 arasında değişen değerlerde arttırmış ve özellikle lif görünüm oranı ve lif hacmi arttıkça liflerin eğilme dayanımına etkisi kayda değer oranda artmış, çelik lifli betonların ultrases hızları beklenenin aksine kontrol betonuna kıyasla daha düşük değerlerde elde edilmiştir. Bu düşüş lif hacmi ve görünüm oranı artıkça az miktarda artmış. Bunun sebebi olarak; liflerin betonla temas eden geçiş bölgelerinde yerleştirmeden kaynaklanan oldukça küçük boyutlu boşlukların bulunuyor olması ve liflerin gelişigüzel dağılımı gösterilmiştir. Yazıcı et al. (2004), KYB de atık olarak üretilen uçucu külden yararlanmak, hem de KYB de kullanılan uçucu külün beton üzerindeki etkisinin araştırılması amacıyla yaptıkları çalışmada değişik oranlarda C sınıfı uçucu kül içeren KYB nin taze ve sertleşmiş haldeki özelliklerini incelemişlerdir. Bunun yanı sıra yüksek oranda uçucu

45 25 kül içeren KYB de silika tozu kullanımının taze ve sertleşmiş beton özellikleri üzerindeki etkisi araştırmışlardır. Dinçer (2004) beton karışımda uçucu külü ağırlıkça %20 oranında, çelik lif narinliği 65 ve lif oranı %0,5 olarak çalışma yapmıştır. Normal betona çelik lif ve uçucu külün birlikte katıldığı durumda çelik lifin, betonun tüm mekanik özelliklerinde artış eğilimi yaratırken, uçucu kül azalmaya neden olduğunu ifade etmiştir. Uçucu külün, çelik lif ile birlikte katıldığı harcın dayanımda yarattığı olumsuz etkinin, çelik lifin harç içerisinde oluşturduğu bağ kuvvetinin azalmasına neden olmakta ve betonun çekme dayanımını olumsuz yönde etkilemekte olduğunu belirtmiştir. Çelik lif katkılı betona uçucu kül katkısının, basınç dayanımında %11 azalmaya neden olurken, çekme dayanımında %22 azalma meydana getirdiğini ifade etmiştir. Ancak, uçucu külün zamana bağlı puzolanik etkisi, betonun harç dayanımında sağlayacağı artışın, çelik lifin harç içerisinde kurduğu köprünün bağ kuvvetlerinin de artışına neden olacağı ve betonun çekme dayanımını artıracağını düşünmektedir. Betona uçucu kül katkısının, eksenel basınç etkisindeki betonun sünekliğini artırdığı, eğilmede çekme kuvvetlerine karşı ise betonun sünekliğini azaltacağı ifade edilmiştir. Ancak bu konuda deneysel bir bilgi sunulmamıştır. Felekoğlu and Baradan (2004) KYB lerin mekanik özellikleri üzerine yaptıkları deneysel çalışmalarda, KYB tasarımında sabit bir çimento dozajında akışkanlaştırıcı katkı miktarı arttırılıp karışım suyu azaltıldıkça, yayılma değeri belirli sınırlar arasında tutulurken viskozite hızla arttığı belirtilmiştir. Sabit bir çimento dozajı ve agrega gradasyonunda, su/toz oranı artışıyla aynı anda katkı dozajının azaltılması, taze betonun donatılar arasından geçiş yeteneğini arttırmaktadır. Bu çalışmada üretilen KYB lerin çekme dayanımları aynı anda dayanım sınıfındaki normal betonlara kıyasla %3 ile %17 arasında değişen mertebelerde daha yüksek sonuç verdiği belirtilmiştir. Bu çalışmada üretilen KYB lerin elastisite modülünde normal betonlara kıyasla önemli bir farklılık gözlenmemiştir. L-kutusu deneyleri ile KYB nin yatay yönde akışında ayrışma meydana gelip gelmediği tespit edilebileceği ifade edilmiştir.

46 26 Kayalı (2004) çalışmasında yüksek hacimli uçucu küllerin liflerle güçlendirilen betonların mekanik özelliklere üzerine bir çalışma yürütmüştür. Uçucu külü ince agreganın yaklaşık üçte biri oranında kısmi olarak ince agrega ile yer değiştirdiğini, PP lifi ya da çelik lifi ise beton hacminin en fazla %1 i oranında katıldığı belirtilmiştir. Deney sonucunda yüksek hacimli uçucu kül içeren lifli betonların basınç ve çekme dayanımlarını uçucu külsüz betona göre iki katından fazla geliştirdiğini ve diğer mekanik özelliklerinin de uçucu külden dolayı önemli derecede arttığını ifade etmiştir. Büyük oranda uçucu kül kullanımının lifli betonların çalışmasını gelişimi için gerekli olduğunu, PP liflerin sonuçta %50 lere kadar, çelik liflerin ise %100 lerin üzerinde artışlar sağladığını ifade etmiştir. Bu gelişimi de matriks ile lifler arasındaki mikro yapıdaki modifikasyon ve yoğunlaşmadan olduğuna kanaat getirilmiştir. Gürdal and Yüceer (2004) KYB üretiminin titizlik gerektirmekte ve çok sıkı denetleme işlemlerini zorunlu tutulması gerektiğini belirtmişlerdir. KYB nin her türlü karmaşık kalıplarda, vibrasyonun mümkün olmadığı durumlarda, dar ve sık donatılı kesitlerde kullanımı inşaat teknolojisi açısından çok büyük bir kolaylık olmakla beraber, KYB nin geliştirilmesi ve hafif agregalı KYB, çelik tel donatılı KYB, PP lif donatılı KYB üzerinde çalışmalar dünya çapında devam ettiği belirtilmiştir. Arı et al. (2004) yaptıkları çalışmada beton borulara çelik lif katkısının mekanik özelliklere etkisini araştırmışlardır. Çalışmada basınçsız su ve yağmur suyu iletmede kullanılmak üzere yapılmış, uzunluğu boyunca ek yerleri dışında, en kesiti değişmeyen 500 mm anma çaplı betonarme borular ele alınmıştır. Borulara farklı cins ve oranlarda çelik lif ilave edilerek hasır donatılı borular ile çelik lifli boruların mekanik özelliklerinin kıyaslanması yapılmıştır. Bu kıyaslama yapılırken C35 betonu S420 donatısı ve kancalı lifler sınıfına giren ve çekme dayanımı minimum 1050 N/mm 2 olarak belirtilen ZP 308 ve RC 80/60 BN kodlu çelik lifler 25 kg/m 3 ve 40 kg/m 3 dozajlarında kullanılmıştır. Deneyler sonucunda, ZP 308 ve RC 80/60 BN çelik lif çeşitleri ile üretilen silindir beton numunelerde 25 kg/m 3 dozajla sırasıyla %7 ve %8 lik artışlar görülürken, 40 kg/m 3 dozajla sırasıyla %6 ve %7 lik düşüşler görülmüştür. Deneylerde çelik lif takviyeli beton borularda ilk çatlakların çok yüksek yüklerde ortaya

47 27 çıktığı ve tipik olarak 0,3 mm den az bir genişliğe sahip olduğu görülmüştür. Çelik lif donatı içermeyen numuneler çok gevrek bir şekilde kırılırken, çelik lif donatı içeren numuneler yüksek miktarda enerji yutarak, kontrollü ve uzun sürede kırılmışlardır. Özellikle RC 80/60 BN tipi çelik lif katkısının beton boruların taşıma gücünde ve sünekliliğinde artışlar sağladığı görülmüştür. Şahmaran et al. (2004) tarafından yapılan çalışmada, yüksek oranda UK kullanılarak KYB üretimi gerçekleştirilebileceği ifade edilmiştir. Yayılma testi sonunda betonun yayılma çapı 730 ile 800 mm, 50 cm yayılma genişliğine ulaşma süresi ise 2 ile 4 sn arasında gerçekleşmiştir. Yayılma testi sonunda bütün karışımların KYB özelliği gösterdiği belirtilmiş olup, V-hunisi testi sonunda elde edilen akma sürelerinde, karışımların viskozitesi KYB olma standartlarına göre biraz yüksek olduğu gözlenmiştir. Sertleşmiş KYB ler üzerinde yapılan basınç dayanım deneyi sonuçlarına göre, 28 günlük basınç dayanımları 30 MPa ile 46 MPa arasında değiştiği belirlenmiştir. UK miktarı toplam bağlayıcı miktarının ağırlıkça %50 sine kadar olan karışımlarda ilk günlerdeki basınç dayanımı farkının kapandığı ifade edilmiştir. Felekoğlu (2003) KYB, kendi ağırlığı ile sık donatılı dar ve derin kesitlere kolayca yerleşebilen, iç veya dış vibrasyon gerek olmaksızın kendiliğinden sıkışabilen, bu özelliklerini sağlarken, ayrışma ve terleme gibi problemler yaratmayacak kohezyonunu (stabilitesini) koruyabilen, çok akıcı kıvamlı özel bir beton türü olduğunu ifade etmiştir. Yao et al. (2003) beton içerisindeki mikro liflerin, mikro düzeydeki çatlakları kontrol altına alarak, bu çatlakların makro çatlaklara dönüşmemesi yönünde çalıştıklarını ya da oluşumu geciktirdiklerini, boyutlarının çok küçük olması dolayısı ile matris içerisinde daha yoğun bir lif dağılımı oluşturabildiklerini ve aynı zamanda elastik bölgedeki davranışı iyileştirerek geliştirdiklerini belirtirken; aynı zamanda makro liflerin, makro ölçekteki çatlakları kontrol etmede, maksimum yük sonrasındaki davranışı iyileştirmede ve de elastikiyet modülü, çekme ve eğilme dayanımlarını artırmada etkili olduklarını ifade etmişlerdir. Şekil 1.1 de görüldüğü gibi lifsiz betona göre çeşitli tiplerde hibrid lifli beton serileri, toplam lif hacimleri aynı olmasına rağmen farklı eğilme gerilmeleri

48 28 ve sehimler sergilediği belirtilmiştir. Kabaca, her bir serinin eğilme gerilmesi-sehim eğrisi altında kalan alan incelendiğinde, karma lif içeren serilerin lif içeriğine göre farklı enerjiler ortaya koyduğu tespit edilmiştir. Şekil 1.1. Lifsiz ve karma lifli olarak tasarlanan karışımların eğilme gerilmesi-sehim grafiği Felekoğlu (2003) normal beton dizaynından farklı olarak KYB de; kimyasal katkı, viskozite arttırıcı katkı ve çok miktarda inert veya puzolanik mineral katkının tümünün veya bir kısmının kullanılması gerektiğini belirtmiştir. Bu malzemelerin seçimi ve beton dizaynında uygun oranlarda kullanılmasına yönelik yeni deney yöntemleri ve dolayısıyla standartlar geliştirildiğini ifade etmiştir. Djelal et al. (2003) tarafından KYB nin tribolojik (Sürtünme bilimi) tutumu nun incelendiği araştırmada süper akışkanlaştırıcı katkıların kullanımıyla yüksek işlenebilirlikte, kalıba konması kolay ve hiçbir titreşim gerektirmeyen KYB üretimi son birkaç yılda Avrupa da yaygınlaştığını belirtmişlerdir. KYB nin yerleşme sürecinin beton/duvar ortak yüzeyinde ortaya çıkan sürtünmeye bağlı olduğu tezi savunulmuş ve KYB yi karakterize etmek amacıyla bir doğrusal hareket tribometrisi geliştirilmiştir. Beton/metal tabaka sürtünmesinin katsayısını etkileyen birkaç parametrenin olduğu, bu

49 29 parametreler tabakanın pürüzsüzlüğünü, tabakaya karşı kayma hızını, basıncı ya da normal baskıyı zorlaştırdığı ifade edilmiştir. Kayalı et al. (2003) çalışmalarında yüksek dayanımlı liflerle güçlendirilmiş hafif agregalı betonların bazı karakteristiklerini üzerine çalışma yapmışlardır. Öğütülmüş uçucu kül agregası ince malzeme ile yer değiştirilerek hafif betonda kullanmışlardır. Basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, kırılma modülü, elastisite modülü, gerilmebirim deformasyon ilişkisi ve basınç altındaki tokluk üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Öğütülmüş uçucu küllü normal betonlar ile beton hacmince %0,56 PP lif içeren betonları kıyaslandığında PP lifin yarmada çekme dayanımını %90 ve kırılma modülünü ise %20 arttırdığını belirtmişlerdir. PP lif katkısının araştırılan diğer mekanik özelliklerini önemli bir etkisinin olmadığını bildirmişlerdir. Çelik lif ise %1,7 oranında kullanılmış ve yarmada çekme dayanımını yaklaşık %118 ve kırılma modülünü %80 oranında arttırdığını bulmuşlardır. Çelik liflerle güçlendirmede elastisite modülünde biraz düşüş olduğunu ve gerilme birim deformasyon ilişkisini değiştirdiğini ve daha çok eğik doğrusal hale geldiğini ifade etmişlerdir. Çelik lif kullanımını ile basınç altındaki toklukta artış kaydetmişler ve bununda süneklilikte önemli bir artış sağladığını belirtmişlerdir. Felekoğlu et al. (2003) KYB lerin aşınma ve donma-çözülme direnci üzerine yaptıkları çalışmada aynı çimento dozajında farklı viskozite arttırıcı mineral katkılar ve farklı agrega gradasyonları ile KYB ler üretilmiş ve bu betonların dayanım sınıfına eşdeğer olacak geleneksel betonların yüzeysel aşınma ve donma-çözülme performansları karşılaştırılmıştır. Yao et al. (2003) karma lif takviyeli betonu şu şekilde tanımlamıştır. Yapısına farklı tip ve boyutlarda lif ilave edilmesi ile üretilen yeni bir kompozit malzeme olduğu, ve betonun kompleks bir malzeme olduğundan, yapısı çoklu faz içerdiğini ifade etmiştir. Beton, bünyesinde mikron ölçeğinde kalsiyum-silikat-hidrat (C-S-H) jeli, milimetre ve santimetre ölçeklerinde kum ve kaba agrega ihtiva etmektedir. Böyle bir kompozit malzeme içerisinde tek tip ve boyutta lif kullanımının tüm fazlarda iyileştirme

50 30 sergileyeceğini beklemenin mümkün olmayacağını söylemiştir. Şekil 1.2 de beton bünyesinde tekil olarak kullanılan farklı lif çeşitlerinin sergilediği davranış modellenmiştir. Şekilden açıkça anlaşılacağı üzere mikro yapı üzerindeki çatlakların köprülenmesinde mikro lifler, makro yapıdaki çatlakların köprülenmesinde makro ölçekteki uzun liflerin etkili olabileceği belirtilmiştir. Lif üretim teknolojisinin sunduğu farklı köken, tip ve boyutlardaki liflerin üretim avantajından dolayı beton bünyesinde tekil lif kullanımının yerine farklı boyutsal özelliklerde (uzunluk, boy-çap oranı vb.) ve/veya farklı kökenlerde (çelik, cam, polimer vb.) lifler kullanılarak dizayn edilecek karma yapıdaki lif takviyeli beton daha yüksek mühendislik avantajları ve servis verebilme yeteneği sergileyecektir. Çünkü karma lif takviyeli beton teknolojisinde amaç yük altında oluşan çatlakların mikro düzeyden başlanarak kontrol altına alınabilmesidir. Şekil 1.2. Betonda tekil olarak kullanılan farklı lif çeşitlerinin çatlak köprüleme davranışı Sağlam et al. (2003) KYB ve katkı-çimento uyumu üzerine yaptıkları çalışmada, farklı ve değişik çimento çeşitleriyle deneyler gerçekleştirmişler ve sonuçta betonların yayılma hızlarını tespit etmişlerdir. Deneme yapılan betonların 1 günlük dayanımlarının hem çimento hem de katkı cinsinden etkilendiği, ayrıca bazı çimento ve katkıların birlikte kullanılmaları durumunda büyük miktarda hava sürüklendiği ve bunun da dayanımları olumsuz etkilediğini belirtmişlerdir. Taze beton özellikleri ve dayanımlar

51 31 açısından çimento-katkı etkileşmesinin önemli olduğu, bu nedenle uygulamadan önce çimento-katkı uyum deneylerinin kesinlikle yapılması gerektiği sonucuna varmışlardır. Kırca ve Şahin (2003) yaptıkları çalışmalarında PP lif kullanımının beyaz betonlardaki dayanıklılığını incelemişlerdir. 1m 3 beton için 600 gram 18 mm boyunda PP lifler kullanmışlardır. Büzülme ve donma-çözülme deneyleri yapmışlardır. PP lif kullanımı ile kontrole göre büzülme deformasyonlarının 28. gün itibariyle %25 azaltmakta olduğu, ayrıca lif kullanımının, donma çözülme etkisiyle betonda oluşan mikro çatlakların oluşmasına ve genişlemesine ve ilerlemesine mani olduğunu belirtmişlerdir. Büzülmeden dolayı oluşan gerilmeleri taşımakta, harç içerisinde mikro düzeydeki hareketlenmeyi kılcal çatlaklarda köprüler oluşturarak kısıtladığını belirtmişlerdir. PP lif kullanımının, erken yaşlarda büzülmeyi ve dolayısıyla kılcal çatlak oluşumunu azaltırken, bir yandan da ileriki yaşlarda donma-çözülme gibi etkenlerle beton içerisinde oluşabilecek gerilimleri absorbe ederek beton performansının daha uzun süreler devam etmesini sağladığını belirtmişlerdir. Ekincioğlu (2003) yaptığı çalışmada çeşitli miktarlarda mezo çelik lif, makro çelik lif ve mikro PP lif içeren çimento esaslı yüksek dayanım, tokluk ve süneklik sağlaması amacıyla kompozit malzemeler üretmiştir. M20 tipi PP lif yüzdesi %0,05 de sabit tutmuş, çelik lifler ise kancalı ve kancasız olmak üzere OL 6/16, RC 65/60 ve ZP 305 tipte ve karışım içerisindeki hacimsel yüzdeleri %3 olacak şekilde on bir farklı beton hazırlamıştır. Karışım betonlarının basınç dayanımları, elastisite modülleri, yarmada çekme dayanımları, kırılma enerjileri, net eğilme dayanımları çelik lif içermeyen betonla kıyaslama yapmıştır. Deneyin genel sonuçları şu şekilde ifade edilmiştir. Karışımda kullanılan lif tip ve yüzdelerine bağlı olarak %3 oranında çelik lif eklenmesinin kırılma enerjisi, karakteristik boy ve net eğilme dayanımı başta olmak üzere basınç dayanımı, elastisite modülü ve yarmada çekme dayanımlarında artışların sağlandığını, basınç dayanımlarında çelik lif içermeyen betona göre %13-37, elastisite modüllerinde %3,2-12,9, yarmada çekme dayanımlarında %78-140, kırılma enerjilerinde % , net eğilme dayanımlarında % ve karakteristik boylarda % arasında artışlar elde edildiğini, çelik lif içermeyen PP lifli beton

52 32 numunesi gevrek bir şekilde kırılırken diğer numuneler yüksek miktarda enerji yutarak, kontrollü bir şekilde ve uzun sürede kırılmıştır. Böylece yüksek performanslı betonlarda önemli bir sorun olan gevrek davranış ortadan kalkmış ve malzeme sünek bir davranış sergilediğini, kırılma enerjisi, karakteristik boy ve net eğilme dayanımı makro lif içeriğindeki artış ile artmakta, mezo lif içeriğindeki artış ile azaldığını ve en yüksek kırılma enerjisi, karakteristik boy ve net eğilme dayanımı, narinliği ve boyu en büyük lif ile üretilen numuneden elde edildiğini, en düşük değerlerin ise narinliği ve boyu en küçük lifi yüksek oranda içeren numunelerden elde edildiğini, en yüksek kırılma enerjisi ve net eğilme dayanımın boyu ve narinliği en büyük olan lif ile üretilen numuneye ait olduğunu, betona çelik lif eklenmesiyle basınç dayanımının arttığını, bu artışların en fazla mezo ve makro lifin birlikte kullanıldığı karma lifli numunelerde olurken, iki farklı makro lif kullanılmasının ise fazla bir etkisinin olmadığını, en yüksek yarmada çekme dayanımlarının mezo ve makro liflerin birlikte içeren numunelerde elde edildiğini, farklı boyut ve narinliğe sahip olan betonun mekanik özelliklerinin iyileştirilmesinde farklı oranlarda katkıda bulunduğunu belirtmiştir. Kawamata et al. (2003) yaptıkları çalışmada karma liflerle güçlendirilmiş çimento tabanlı kompozitlerin özelliklerini araştırmışlardır. Çelik ve PP lifler münferit olarak katılmış ayrıca karma lifli karışımlar denenmiştir. 32 mm uzunluğunda, 0,415 mm çapında, eğilme dayanımı 2650 MPa ve birim hacim ağırlığı 0,736 g/m olan çelik lif ve 30 mm uzunluğundaki PP lif kullanmışlardır. Silis dumanı %20,7 ve çimento %79,3, SP/B=%2,0 ve S/B= 0,30 oranlarında betonlar üretmişlerdir. Çelik lif ve PP lif münferit olarak %1,5 oranında kullanmışlar. Karma lifli betonlarda ise s/b oranları 0,40, 0,45 ve 0,50, PP lif 6 mm ve 15 mm uzunluğunda ve %1 oranında, çelik lifler 32, 24, 16 ve 8mm uzunluklarında ve %0,5, 0,75 ve %1 oranında kullanmışlar. Numune boyutları mm ve üç nokta yüklemesi ve mm silindirik numunelerde tek eksenli çekme deneylerinde kullanmışlardır. Büyük ve geniş çatlaklarda çelik lifin düz çimento hamurunu yeterince yüksek performansa çıkaramadığından, sentetik liflerin çimento hamurunu sünekliliğini arttırmak için katıldığını söylemiştir. Çimento matriksinde, karma liflerin dayanım ve süneklilik açısından münferit olarak kullanılan liflerden daha üstün bir performans sergiledikleri belirtmişlerdir.

53 33 Banthia and Nandakumar (2003) yaptıkları çalışmalarında karma liflerle güçlendirilmiş çimento kompozitlerinin çatlak genişlemesi direnci üzerine yaptığı çalışmalarında, çift taraflı konsol kirişlerin çatlak yayılımını incelemişlerdir. Lif tipi ve kombinasyonların çatlak genişlemesine yönelik direncine etkisini araştırmışlardır. PP ve çelik liflerle oluşturduğu karma lifin hem çatlak oluşumuna hem de yayılmasına karşı bir direnç gösterdiklerini ifade etmişlerdir. Mikro PP liflerin çok düşük miktarlarda kullanılmasının bile katılan makro çelik liflerin etkisini büyük oranda arttırdığını belirtmişlerdir. Erbaş (2003) yaptığı çalışmasında PP liflerin beton üzerinde kılcal su emme ve kapilarite deneyi, rötre deneyi, aderans dayanımı ölçümü, basınç ve eğilmede çekme dayanımı deneyleri ile durabilitesine etkileri ile ilgili çalışmasında, sıva harcı için M03 ve F06 tipi lif, beton için ise M12 ve F19 tipi lif (600 gr/m 3 ve 900 gr/m 3 ) kullanmıştır. M12 ve F19 tipi liflerin betonun işlenebilirliğini değiştirmediğini, F19 lif katkılı betonlarda kılcal su emme oranını %35 azalttığını, F06 lifli harçların %23 oranında rötre büzülmesini azalttığını, PP lif kullanımının sıvanın yüzeye tutunma yeteneğini arttırdığını, M12 lif katkılı betonların basınç dayanımını ortalama %10 arttırdığını, F19 liflerin betonun eğilme çekme dayanımında etkili olduğunu belirtmiştir. Eğilmede çekme dayanımından çıkan parçalar üzerindeki basınç dayanımı deneylerinin sonuçlarında %5 ila %9 aralığında yüksek çıktığını tespit etmiştir. Puertas et al. (2003) PP liflerle güçlendirilmiş alkali aktive edilmiş çimento harçlarının mekanik ve durabilite davranışları üzerine bir çalışma yapmışlardır. Mekanik testlerde iki farklı lif dozajı %0,5 ve %1 hacmince, rötre testinde %1, durabilite testlerinde ise %0,5 oranında kullanmışlardır. PP liflerin rötreyi azalttığını, harçlarda %1 e kadar lif hacminin ilavesinin mekanik davranışlara olumlu bir etkisinin olmadığını ayrıca PP liflerin elastisite modül değerini geliştirmediğini belirtmişlerdir. Sonuçların dayanım gelişimi için liflerin varlığı ve miktarından daha çok matriksin en önemli faktör olduğunu gösterdiğini belirtmişlerdir.

54 34 Ünal (2003) yaptığı çalışmasında PP ve çelik lif içerikli beton yolların mekaniksel özelliklerini araştırmıştır. S/ç oranı 0,47 sabit tutularak betonlara 20 kg/m 3 ve 40 kg/m 3 oranlarında RC65/60 BN tipi iki ucu kancalı çelik lif ve 300 gr/m 3 ve 600 g/m 3 oranlarında M13 tipi PP lif katılmasıyla 5 grup ayrı ve karma betonlar üretmiştir. PP lif içeren numunelerde kontrol grubu ani gevrek kırılma gerçekleştiği belirtilmiştir. PP lif içeren betonların basınç dayanımlarında kontrol grubuna göre %3 lük bir artış, büzülme değerlerinde kontrol grubuna kıyasla %16 azaldığı ancak, aşınma dirençlerinin kontrol grubundan yaklaşık %24 oranlarında azalma ve donma çözülme direncinin ise yaklaşık %16 azalma belirlemiştir. Çelik lif içeren betonların basınç dayanımlarında kontrol grubuna göre %7 lik bir artış olduğunu belirlemiştir. Büzülme değerleri kontrol grubuna kıyasla %43 daha az, aşınma dirençleri ise kontrol grubundan %6 oranında, donma çözülme direnci ise kontrol grubuna göre %42 arttığını ifade etmiştir. Sonebi (2003) tarafından yapılan çalışmada, modellemede kullanılmak üzere orta dayanımlı uçucu kül içeren KYB ler üzerine deneysel çalışmalar gerçekleştirmiştir. Yeni hazırlanmış taze KYB nin etrafında engeller bulunan ve onun kendi ağırlığı altında kalıpları tamamen doldurması ve akıcılığıyla yerleşmesi incelenmiş ve herhangi bir segregasyon ve blokajlaşma gözlenmediği ifade edilmiştir. Daha kaliteli beton ve çalışma durumlarını iyileştirme için sınıflandırmalar yapılmıştır. KYB karışımları genellikle daha yüksek içeriklerde ince dolgu malzemeleri, çimento içeriği ve yüksek derecede sıkıştırılmış güçlü beton üretmeği amaçladığı için özel bir betondur ve uygulama alanlarında en dar kesitlerden geçebilme yeteneğine sahiptir. KYB lerden elde edilebilen maksimum fayda, pratik olarak geleneksel olarak dökülen beton ile ilgili yapılara adapte olabilmesidir. Özkul ve Doğan (2003) KYB lerin geçirimlilik özellikleri üzerine yaptıkları çalışmada 5 farklı çimento tipiyle üretilmiş karışımları, 3 yıl boyunca laboratuvar ortamında açıkta saklamış ve KYB lerin geçirimlilik özellikleri, bu süre boyunca meydana gelmiş olan karbonatlaşma derinliklerini ölçmüş olup bunun yanında hızlı klor difüzyonu, basınçlı su geçirimliliği ve kılcallık deneyleri üzerine çalışma yapmışlardır.

55 35 Corinaldesi and Moriconi (2002) tarafından dayanıklı fiberle güçlendirilmiş kendiliğinden yerleşen beton adlı araştırmada öndökümlü elemanları üretmek için KYB hazırlandığı, bu elemanlar üretilirken betona, çimento miktarının %10 u kadar bir dozajla homojen olarak dağıtılmış çelik lifler eklendiği belirtilmiş olup, s/ç oranı 0,40 alınarak uygun bir beton sınıfına ulaşıldığı, öndökümlü elemanların güvenli olup olmadığının tespiti için sıkışma ve esneme testlerinin yapıldığı belirtilmiştir. Bununla beraber onarılabilirlik yönleri göz önünde tutulduğu ifade edilmiştir. Persson (2002) tarafından KYB nin sülfat dayanıklılığı incelenmiştir. Bu amaçla 40 tan fazla silindirik beton numunesi 900 gün boyunca sodyum sülfat, deniz suyu veya saf suya maruz bırakılmıştır. Testin başlama süresi 28 ve 90 gün olarak belirtilmiştir. Ağırlık ve iç temel sıklık ölçülmüş ve vibrasyonlu bir betonun uygun özellikleri ile bir kıyaslama yapıldığı belirtilmiştir. Sonuçta görülmüştür ki sodyum sülfat etkisi altında büyük olasılıkla KYB nin kireçtaşı içeriğinden dolayı kütlesi vibrasyonlu betonunkinden daha büyük kayba uğramıştır. Deniz suyu veya saf su etkisinde ise hiçbir ağırlık farkı gözlenmediği ifade edilmiştir. İç temel sıklık azalmamış ve yahut iki beton türü arasında değişiklik olmadığı gözlemlenmiştir. 900 gün boyunca ortaya çıkan tomasit sülfat etkisine rağmen hiçbir içsel bozulmaya sebebiyet vermediği belirtilmiştir. Lee (2002) yaptığı çalışmasında UK li betonu değişik çelik lif miktarları ile test etmiştir. Karışımlarda %20 oranında uçucu kül çimento ile ağırlıkça yer değiştirmiştir. 30 mm uzunluğunda 0,5 mm çapında narinlik oranı 60 olan çelik lifi hacimce %0, %0,5, %1 ve %2 oranlarında karışıma ilave etmiştir. Çelik lif oranı arttıkça basınç dayanımları artığı ve %2 çelik lif katkısının uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımını normal betona göre %16 kadar daha fazla artırdığını gözlemlemiştir. Gerilmenin pik yaptığı andaki deformasyonlarda artan lif miktarı ile arttığı, %0, %0,5, %1 ve %2 çelik lif katkısındaki pik değere karşılık gelen birim şekil değiştirmeler sırasıyla 0,001676, 0,001924, 0, ve 0, olarak bulmuştur. Karışıma ilave edilen çelik lifler tokluk oranlarını yeteri kadar çok arttırmış ve %2 çelik lifli karışım %0,5 çelik lifli betona göre %120 lik bir artış göstermiş olduğunu belirtmiştir. Çelik lif ilavesi gerilmeşekil değiştirme eğrilerinin artan kısımlarını değiştirmemiş fakat eğrinin azalan

56 36 kısımları önemli bir şekilde değiştirdiği gözlemlenmiştir. Bu çelik lif ilavesinin sünekliliği iyi bir şekilde gelişimini sağladığı ifade edilmiştir. Deneysel elastisite modülleri %0, %0,5, %1 ve %2 çelik lifli uçucu küllü betonlarda sırasıyla 4648, 4290, 4648 ve 4397 ksi olarak ölçmüştür. Taşdemir ve Bayramov (2002) yaptıkları çalışmalarında yüksek performanslı çimento esaslı kompozitlerin mekanik davranışını incelemişlerdir. Yaptıkları çalışmalarında yüksek dayanımlı betonlar (YDB) ile homojen dağılı ultra incelikteki taneleri içeren yoğunlaştırılmış sistemleri (DSP), büyük kusurlarında arındırılmış (MDF) çimentoyu, geleneksel çelik lif donatılı betonları (ÇTDB), karma lif donatılı betonları, reaktif pudra betonları (RPC) gibi ultra yüksek dayanımlı çimento esaslı kompozitleri, yüksek oranda çelik lif içeren çimento bulamacı (SIFKON), kendiliğinden yerleşen betonu, sentetik lif donatılı betonları, erken yaşlardaki rötresi düşük yüksek dayanımlı yarı hafif betonu ve yangına dayanıklı PP lif donatılı yüksek dayanımlı betonu gözden geçirmişlerdir. Yüksek performanslı lif donatılı betonların hem fiziksel hem de kimyasal etkilere karşı normal betonlara kıyasla daha iyi bir dayanıklılığa sahip olduklarını, çelik liflerin, beton gibi yarı gevrek bir malzemede sünekliği arttırmak için giderek daha fazla kabul görmekte olduğunu, yüksek performanslı lif donatılı betonlar üzerine yapılmış birçok araştırmaya rağmen uygulamaların sınırlı olduğunu belirtmişlerdir. Miao et al. (2002) yaptıkları çalışmada çelik lifsiz ve çelik liflerle güçlendirilmiş betonların donma dirençleri üzerindeki sülfat çözeltisinin etkisini araştırmışlardır. Deneylerde narinlik oranı 40 olan çelik lifi hacimce 117 kg/m 3 kullanılmışlardır. S/ç oranı ise 0,26, 0,32 ve 0,44 ve maksimum agrega tane çapı 10 mm olan betonlar mm prizmalarda hazırlamışlardır. Sülfat çözeltisi ise değişikliği %5 olan sodyum sülfat çözeltisinden oluşturmuşlardır. Sülfat atağı donma çözülme ile ilgilendirilerek beton üzerinde hem pozitif hem de negatif etki görmüşlerdir. 0,44 ve 0,32 su-çimento oranlarında donma çözünme çevrimi sudakine göre sodyum sülfatta daha az etkidiğini, 0,26 da ise tam tersi sodyum sülfatta daha şiddetli bir etki görmüşlerdir. Çelik lifli betonların lifsiz betonlara göre daha yüksek kalitede olduğu ve daha fazla donma çözülme çevrimine dayandığını belirtmişlerdir. Donma çözülmenin ve

57 37 sülfat atağının kendi içlerinde etkimekte olduğunu belirtmişlerdir. Çelik lif donatılı betonların analizinde en önemli parametrelerin çekme ve eğilme dayanımları olduğunu, çünkü bu parametrelerin malzeme davranışını temsil ettiğini belirtmişlerdir. Yiğiter (2002) yaptığı çalışmasında lifli yüksek performanslı betonların enerji yutma kapasiteleri ve deformasyon özelliklerini araştırmıştır. Betonda farklı en büyük agrega tane çapları, farklı lif geometrileri ve farklı lif dozajları kullanımının gerilme deformasyon davranışlarına etkilerini araştırmıştır. Deneysel çalışmasında üretilen numunesi ilk çatlamada kırılırken, çelik lif takviyeli kiriş numunelerinin ilk çatlaktan sonra da bir süre daha taşıma gücünü koruduğunu, basınç mukavemeti deney sonuçlarından da anlaşılacağı üzere çelik liflerin bu mekanik özelliğe pek de etkili olmadığı, hatta çelik lif oranı arttıkça basınç dayanımlarında daha da azaldığını belirtmiştir. Ayrıca, eğilmede çekme deneyinden kırılan parçalar üzerinde yapılan basınç dayanım testinde çelik lifli betonda normal betona göre daha yüksek değerler elde edildiğini belirtmiştir. Yıldırım (2002) yaptığı çalışmasında lif takviyeli betonların performans özelliklerini araştırdığı çalışmasında %0,5, %0,75 ve %1,0 oranında RC 80/60 BN çelik lif ve F20 tipi PP lif ise %0,1 hacimsel katkı oranı kullanmıştır. 12 farklı beton numunesi hazırlamış ve numuneler üzerinde kıvam, birim ağırlık, özgül ağırlık, boşluk oranı, su emme, basınç dayanımı, ultrasonik ses hızı ölçümü, elastisite modülü, poisson oranı, eğilme dayanımı, tokluk, darbe dayanımı, yorulma dayanımı, rötre, donma çözülme ve sıcaklığa dayanıklılık deneyleri yapmıştır. Lif malzemesinin ve yapısının betonun kıvamını doğrudan etkilediğini gözlemlemiş, çelik liflerin fazla esnemediklerini ve uçları kancalı olduğu için beton içinde kıvamı PP liflere göre daha katılaştırıcı ve harcı bir arada tutucu etki yaptığını PP liflerin ise çelik liflerin aksine kıvama fazla etki etmemekte ama az da olsa Vebe süresini arttırmakta olduğunu belirtmiştir. Çelik lifli betonların PP life nazaran daha ağır oluşunun nedeni özgül ağırlığının daha fazla olması nedeniyle PP liflerin artışıyla beton ağırlığının düştüğünü belirtmiştir. Su emme miktarının betonda çelik lifler arttıkça azaldığını PP liflerin ise yüzeylerinde daha fazla su tuttuğunu görmüştür. Betonların su emme ve boşluk oranı değerleri arasında

58 38 paralellik olduğunu belirtmiştir. 3 günlük betonlarda çelik liflerin oran artışının dayanım artışı ile doğru orantılı olduğu ama 90 günlük betonlarda sadece %0,5 lif oranının daha iyi sonuç verdiği ve lif oranı arttıkça dayanımın düştüğü sonucuna varmıştır. PP lifli betonların dayanımı 3. günden itibaren kontrol betonundan daha düşük değer almakta olduğu ve bu olayın sonraki günlerde de benzer şekilde devam ettiğini belirtmiştir. PP lif miktarının arttırılması ile dayanımı daha aşağıya çekebileceği belirtilmiştir. Liflerin matrisi bir arada tutarak, belirgin bir şekilde dağılmayı önlediğini ve betonun daha fazla deformasyon göstererek kırıldığını gösterdiğini belirtmiştir. Çelik liflerin uzun oldukları için eğilme dayanımlarının çok fazla geliştikleri ve lif yüzdesi arttıkça arttıklarını, çelik lifli betonların kırılma esnasında birbirinden ayrılmadığını ve dağılmadıklarını belirtmiştir. Çelik liflerin sadece toklukları değil, toklukla ilgili tüm diğer özellikleri de olumlu etkilediğini ifade etmiştir. Darbe etkilerine liflerin yüksek mukavemet gösterdiğini ancak çelik liflerin PP lifin çok üstünde bir performans gösterdiğini ve darbe dayanımını arttırdığını görmüştür. Lif miktarı arttıkça, yorulma etkisinin yavaşladığını ve betonların geç kırıldığını özellikle %0,75 ve %1 çelik lif içeren betonlarda tam kırılma olmadığını ve betonun ezildiğini söylemiştir. Çelik liflerin kancalı oluşları sebebiyle, özellikle büzülmeyi azaltmakta olduklarını, PP lifin ise şişmeyi arttırdığını belirtmiştir. Çelik lifli betonların donma-çözülme etkisinde kontrol betonuna göre kötü olduğunu ancak PP liflerin dayanıklılık faktörünü geliştirdiği anlamıştır. Liflerin sıcaklık etkisi sonucu betonda ağırlık kaybını hemen hemen hiç etkilemediği, fakat liflerin betonda dayanım kaybını az da olsa azalttığını belirtmiştir. Aulia (2002) yaptığı çalışmasında 19 mm uzunluğunda fibrile F19 tipi PP lifi hacimce %0,2 (2 kg/m 3 ) kullanmış ve betonların sünek davranışını farklı agregalar ile yüksek dayanımlı normal beton ve silis dumanlı yüksek dayanımlı betonlar üretilerek, üzerinde taze ve sertleşmiş beton deneyleri ile kırılma özellikleri üzerinde deneyler yapmıştır. PP liflerin erime noktasının 160 C olduğunu ve beton içerisinde oluşturduğu boşluklar sayesinde yangın direncini arttırdığını belirtmiştir. PP liflerin su emmediklerini ve aşındırıcı olmadıklarını söylemiştir. Taze betonda su gerektirecek önemli bir etkisi olmadığını ancak çökme değerini biraz düşürdüğünü belirtmiştir. Karışım üniform olmadığından az da olsa segregasyon ve aynı zamanda kanamanın da meydana

59 39 geldiğini, ancak bu olayların normal betona göre oldukça yavaş meydana geldiğini, ayrıca PP lifin ilk ve son priz sürelerini kısalttığını belirtmiştir. Deneyler sonucunda, %0,2 lif hacminde PP ilavesinin hem basınç dayanımına hem de elastisite modülüne çok az bir etki yaptığını, 28. günde betonlarda ortalama basınç dayanımında %5,61, elastisite modülünde ise %5,20 lik bir artış yaptığını, liflerin erken plastik rötre çatlaklarını azalttığını, böylece yükleme anında oluşacak çatlakların çoğalması önlediğini, çatlakların büyümesini, genişlemesini ve çoğalmasını çimento matriksine tutunmasıyla önlediğini, beton içerisinde büyük boşluk hacimleri oluşturduğunu, bununda betonda mikro kusurlara yol açtığını belirtmiştir. Grünewald and Walraven (2002) yaptıkları bir çalışmada, geleneksel sıkıştırma işlemine tabi tutulmuş lifli betonlar ile kendiliğinden yerleşen lifli betonların mekanik özelliklerini karşılaştırmışlardır. Bu çalışmada üretilen geleneksel sıkıştırma işlemine tabi tutulmuş çelik lifli betonlar ile ÇLKYB ler benzer dayanım sınıfında olmalarına ve aynı tip ve dozajda lif içermelerine karsın, ÇLKYB nin eğilme dayanımının belirgin bir şekilde daha yüksek olduğu belirlenmiştir. Ayrıca ÇLKYB nin kırılma enerjisindeki değişkenliğin geleneksel normal çelik lifli betonlardan daha düşük olduğu bulunmuştur. Çalışmada, geleneksel normal lifli betonlarda uygulanan sıkıştırma enerjisinin liflerin dağılımı ve yöneliminde değişkenliklere neden olduğu da ifade edilmiştir. Zhu and Bartos (2002) tarafından KYB nin yayılma özelliği üzerine bir çalışma gerçekleştirmişlerdir. Bu çalışmada yayılma özelliği, geçirgenlik, absorpsiyon, yayılma gücü vb. ile beton dayanıklılık karakteristiklerinin yaygın olarak kullanılmalarını içermiştir. Aynı dayanım derecelerine sahip geleneksel vibrasyon referanslı beton ile KYB karışımlarının farklı bölgelerdeki yayılma özelliklerinin karşılaştırılması ile ilgili deneysel bir çalışma olarak yapılmıştır. KYB karışımlarının karakteristik küp basınç dayanımları 40 ve 60 MPa olarak belirlenmiş olup, ilave olarak herhangi bir malzeme kullanılmamıştır. Sonuç olarak görülmüştür ki KYB karışımları normal vibrasyona tabi tutulmuş aynı dayanım derecesine sahip normal beton referansından önemli derecede düşük oksijen geçirimliliğine sahip olduğu belirtilmiştir.

60 40 Yiğiter (2002) yaptığı çalışmada mineral katkıların (silis dumanı, uçucu kül v.b) çimentonun hidratasyon derecesini arttırırken ayni zamanda filler malzeme görevini üstlenerek betonun daha sıkı bir yapıya kavuşmasını sağladıklarını ifade etmiştir. Özel durumlar dışında lifli betonların da sıkı bir yapısı olması gerektiği ve bu anlamda mineral katkıların lifli betonlarda da kullanımının uygun olacağını belirtmiştir. Haist et al. (2002) PP, çelik ve alkali dirençli (AR tip) cam lifli yüksek performanslı kendiliğinden yerleşen hafif betonlar (KYHB) ile lifsiz betonların reolojik ve mekanik özelliklerini üzerine deneysel bir çalışma yapmışlardır. Çalışmada kullanılan çelik lifler 35 mm, PP lifler ve cam lifleri ise 12 mm uzunluğundadır. Çalışmada çelik lif, PP lif ve alkali dirençli cam liflerinin kullanılmasında artan lif dozajına karşılık çökme yayılma değerlerinde meydana gelen değişim incelenmiştir. PP ve cam liflerinin çelik life oranla çok daha az dozajlarda daha fazla yayılma çapı kaybına neden olduğu belirlenmiştir. (Şekil 1.3). Bu durum PP lif ve cam lifinin bu konudaki durumunu göstermektedir. Şekil 1.3. Kendiliğinden yerleşen hafif betonun çökme yayılma davranışı üzerinde lif tipi ve miktarının etkisi Sekil 1.3 den görüldüğü gibi, beton hacminin %0,2 si kadar cam lifi veya PP lif kullanılması KYHB nin çökme yayılma değerinde %34 e varan azalmaya yol açmış olup, aynı düzeyde yayılma çapı kaybı, çelik liflerin hacimce %1 dozajında

61 41 kullanılmasında olduğu görülmüştür. Araştırmacılar, bu durumu PP ve cam lifinin inceliğine dolayısıyla özgül yüzeylerinin çelik life oranla daha fazla olduğu tezine bağlı olarak açıklamışlardır. Bu tip liflerin ıslatılması için çelik life göre incelikleri ile orantılı olarak daha fazla su gerekecek ve karışım suyundaki denge bozulacaktır. Çalışmada liflerin yüksek dozajda kullanılması halinde yayılma tablası üzerinde lif ve kaba agrega kümelenmeleri meydana geldiği ve simetrik olmayan yayılma formu elde edildiği belirtilmiştir. Bu durumun özellikle diğer liflere göre daha uzun ve rijit olan çelik lifli serilerde çok belirgin olduğu vurgulanmıştır. Çalışmadan elde edilen yaş beton sonuçlarına göre araştırmacılar, KYHB de akıcılık ve kendiliğinden yerleşebilirlik fazla etkilenmeden kullanılabilecek en fazla lif miktarının büyük ölçüde lif tipine bağlı olduğunu ve çelik lifler için maksimum hacimce %0,5, PP ve cam lifleri için ise maksimum hacimce %0,1 oranında kullanılabileceği sonucuna varmışlardır. Grünewald and Walrawen (2001) çelik lif ve doygun kaba agreganın KYB nin özellikleri üzerine parametre adlı bir çalışma yapmışlardır. Bu çalışmada KYB nin birkaç ekonomik ve teknik faydası olduğunu; çelik liflerin kullanımı bu olanakları artırdığı ifade edilmiştir. Çelik lifler, köprü çatlaklarının yayılmasını geciktirir ve betonun birçok özellik ve karakteristiğini geliştirir. Liflerin betonun işlenebilirliğini önemli derecede azalttığı bilinmektedir. Bu yüzden düz KYB ile çelik liflerle takviye edilmiş KYB nin özelliklerini karşılaştırmak için bir araştırma yapmışlardır. Farklı agrega içeriği bulunan iki KYB karışımı referans olarak kullanıldı. KYB nin işlenebilirliğinin ne dereceye kadar etkilendiği sorusunu cevaplamak için betonların her biri, çelik liflerin ayrı hacimde bulunan dört farklı türü ile test yapıldı. Taze betonun materyal özelliklerini değerlendirmek için çökme akışı ve J-halkası testi kullanıldığı belirtilmiştir. Huang (2001) işlenebilir, kırılma dirençli, geçirgensiz, dayanıklı harç için çimento, uçucu kül, PP ve akışkanlaştırıcı katkı kullanarak deneysel bir çalışma yapmıştır. Düşük derecedeki atıkların izolasyon için PP lif ve akışkanlaştırıcı içeren çimento uçucu küllü sulu harçların fiziksel özelliklerinden viskozite, kanama, priz süreleri ile basınç ve eğilme dayanımları, boşluk, su geçirgenliği ve dayanıklılığına bakmıştır. PP lif içeren

62 42 sulu harçlar kırılma (çatlak) direnci yüksek, değişen çevre koşullarına karşı daha az korunmasız ancak, yüksek viskozite ve yüksek geçirgen bir yapı oluşturur, akışkanla birlikte ise viskozite, eğilme dayanımı, su geçirgenliği, durabilite, ıslanma kuruma ve sülfat atağını karşı etkileri geliştirdiğini ifade etmiştir. Deneysel çalışmasında %70 Tip I Çimento, %30 F sınıfı uçucu kül, %1 lif oranında F10 tipi PP ve %1 oranında F tipi akışkanlaştırıcı ile s/b oranları 0,4, 0,5, 0,6, 0,7 ve 0,8 olan harçlar üretmiştir. Numuneler durabilite deneyleri için 28 gün kür etmiştir. Deneylerin sonunda; PP lifli harcın, dışarı sızma süresini (viskozite) arttırdığını, akışkanlaştırıcı ise sızma süresini azalttığını, PP liflerin özellikle ilk ve son priz sürelerini kısalttığını, akışkanlaştırıcı ise priz sürelerini 2-4 saat geciktirdiğini, PP liflerin, s/b oranı 0,5 ve üzerinde olan harçların kanamasını arttırdığını ve yine akışkanlaştırıcı ile kanamayı daha da arttırdığını, basınç dayanım deneylerini 50 mm lik küpler üzerinde, eğilme dayanım deneylerini ise mm lik prizmalar üzerinde yapmıştır. Sadece PP lif içeren numunelerde her iki deneydeki dayanımlarda çok az bir azalma görüldüğünü ve bunu da PP lifin oluşturduğu boşlukların sebep olacağını ifade etmiştir. Akışkanlaştırıcı katkı kullanılan PP lifli numunelerde ise basınç ve eğilme dayanımlarında artış olduğunu, PP lif ilavesi ile numunelerde boşluk artarken, akışkanlaştırıcı katkısı ile boşluklar büyük ölçüde azalmakta olduğunu, PP liflerin betonun geçirgenliğini arttırmakta olduğunu, PP lifli harçların ıslanma kuruma çevrimi sonunda, eğilme dayanımlarında bir değişim olmadığını, 28 gün suda kür edilen numunelerin 120 gün boyunca %4,2 magnezyum sülfat çözeltisinde bekletilen PP lifli harçlarda sülfat atağının bir etkisinin görülmediğini ifade etmiştir. Sonuç olarak yalnızca PP lif ilavesinin yaş ve sertleşmiş sulu harçlarda olumsuz etkilerinin olabileceğini fakat sülfat atağı, ıslanma kuruma ve çatlak dirençlerini önemli derecede artırdığını belirtmektedir. Geçirgenliğin azaltılması, akışkanlık, viskozite ve dayanım artışı için akışkanlaştırıcının PP liflerle birlikte kullanımının özellikle PP liflerin oluşturduğu ters etkileri minimize ettiğini için gerekli olduğu belirtmiştir. Su et al. (2001) tarafından yapılan KYB için basit bir karışım metodu isimli deneysel çalışmada, ilk olarak agregadaki ihtiyaç duyulan oranların tanımlanması yapılmış ve agreganın boşluklarını dolduran bağlayıcıların birleştirme özellikleri ve betonun

63 43 yayılma özellikleri incelenmiştir. KYB de istenen diğer bir özelliğide serbest sıkışabilme yeteneği olduğu ifade edilmiştir. Agreganın miktarı, bağlayıcı özelliği, karışım suyuna katılacak süper akışkanlaştırıcının türü, dozajı ve kullanılması karışım için önemli faktörlerdir. Slump akışı, V-akış hızı, L-kutusu, U-kutusu ve basınç testleri KYB nin performanslarını incelemek için sürdürülmektedir ve bunun sonucunda yüksek kaliteli KYB yi başarılı bir şekilde üretmek için bazı metotlar önerilmektedir. Japon Hazır Beton Birliği tarafından gerçekleştirilen metotla karşılaştırıldığında, çalışmada önerilen yöntemin uygulanabilirliği kolay ve daha az zaman harcandığı, daha az miktarda bağlayıcı gerektirdiği ve maliyet açısından ciddi tasarruf sağladığı ifade edilmiştir. Sevil (2001) yaptığı çalışmasında UK li, lifli beton kompozitinde lif tipinin beton özelliklerine etkisini araştırmıştır. Uçucu kül tüm çalışmalarda %10, %15 ve %20 oranlarında ve değişik malzemelerden elde edilmiş üç çeşit lif kullanmıştır. 1.seri betonlarda lif kullanılmamış, 2. seri betonlarda ipliksi görünümlü PP lif 1,8 kg/m 3 (PPI), 3. seri betonlarda kumaşsı görünümlü PP lif 1,2 kg/m 3 (PPII), 4. seri betonlarda çelik lif 15 kg/m 3 miktarlarında kullanmıştır. Sonuçta, PPI lifleri çökme değerini ortalama %4,3, PPII lifleri %7,2, çelik lif ise %3,3 oranında işlenebilirliği düşürdüğünü, uçucu kül ilavesiyle işlenebilirlik sabit kaldığını, yaptığı çalışmada uçucu kül miktarının %15 değeri uygun olduğunu, kuru birim ağırlıklar uçucu külün artması ile azaldığı, lif güçlendirmesi ile arttığını, basınç dayanımlarında uçucu külün çimento yerine kullanılması ile %10 lar seviyesinde azaldığını, lif güçlendirmesi ile PPI liflerde %90 lara varan, PPII liflerde %18 lere varan çelik liflerde ise %95 lere varan oranda arttığını, eğilme dayanımlarında uçucu kül katkısının %2 ler seviyelerinde azaldığını, lif güçlendirmesi ile PPI liflerde %114 lere varan, PPII liflerde %1 ler değerlerinde çelik liflerde ise %130 lara varan artışlar görüldüğünü, yarmada çekme dayanımlarını uçucu külün azalttığını lif ilavesi ile artışlar görüldüğünü özellikle çelik liflerde %54 oranında arttığını, çelik lifli betonda basınç deneylerinde numune kırıldığı halde yükün %40 ını tekrar karşıladığını ve yüksek bir parçalanma direncine sahip olduğunu belirtmiştir.

64 44 Grünewald and Walraven (2001) ÇLKYB nin islenebilirliği üzerinde lif tipi ve miktarı, karışımın kaba agrega içeriğinin etkisi ve ÇLKYB nin reolojik özelliklerinin belirlenmesine yönelik olarak uygulanan ve asıl olarak lifsiz KYB için geliştirilmiş olan işlenebilirlik deney yöntemlerinin uygunluğu üzerinde bir çalışma yapmışlardır. Bu çalışmada her iki karışımda lifsiz halde tam olarak KYB özellikte olan ve viskozite arttırıcı toz malzeme olarak uçucu külün kullanıldığı iki farklı kontrol karışımı üretilmiştir. Kontrol karışımlarının ikincisinde karışımın kaba agrega içeriği bir miktar azaltılmış ve aynı anda çimento ve uçucu kül miktarı arttırılarak karışımın hamur hacminde de artışa gidilmiştir. Harç fazındaki kum miktarı ise %40 olarak sabit tutulmuştur. Kontrol karışımlarının yayılma çapları 700 mm civarında ve V kutusu akış süreleri ise 10 s civarında olduğu belirtilmiştir. Değişik boy ve görünüm oranlarına sahip dört değişik çelik lif, 40 kg/m 3 den 120 kg/m 3 e kadar değişik dozajlarda karışımlara katılmıştır. Böylece her bir kontrol karışımında kullanılabilecek maksimum lif miktarı belirlenmiştir. Çalışmada yalnızca taze beton özellikleri incelenmiştir. Bu çalışmadan elde edilen sonuçlara göre, ÇLKYB nin bloklanma riskinde karışımda kullanılan lif tipi ve dozajının yanında engel açıklığının da önemli bir parametre olduğu vurgulanmış olup referans karışımların J-halkası aparatında 36 mm lik donatı açıklığında bloklanmadığı ancak, lifli serilerde bloklanmanın olmadığı davranış için en az 62 mm lik donatı açıklığının gerektiği belirtilmiştir. 60 ve 80 kg/m 3 lük RC80/60 (lif boyu 60 mm ve narinliği 80) lifi dozajında 122 mm lik açıklığın gerektiği belirtilmiştir. Liflerin görünüm oranı (narinliği) azaldıkça herhangi bir işlenebilirlik problemi olmadan karışıma daha fazla lif eklenebildiği belirtilmiştir. Kullanılabilecek en fazla lif miktarını sınırlandıran tek bir parametrenin olmadığı, bunun lif özellikleri ve dozajıyla olduğu kadar karışım oranları ile de yakından ilişkili olduğu ifade edilmiştir. Bu çalışma kapsamında V-kutusu akış süresi deneyi çıkış ağzı boyutları EFNARC 2002 ve 2005 de belirtilen boyutlardan (65 x 65 mm) daha geniş olan (125 x 125 mm) bir V-kutusu ile yapılmıştır. Bu aparat ile elde edilen sonuçların da birbirlerinden ayırt edici olabildiği ve bu aparatın ÇLKYB nin viskozitesinin değerlendirilmesinde kullanılabileceği belirtilmiştir.

65 45 Acun (2000) yaptığı araştırmada PP ve çelik lifli betonlar üzerine deneysel çalışmalar yapmıştır. Üretilen betonlarda %52 kaba, %48 ince agrega, su-çimento oranı 0,46 ve kimyasal katkı oranı ise çimento dozajının %0,1 oranında sabit tutarak sadece lif oranını değiştirmiştir. 20 mm uzunluğunda M20 tipi PP lif beton karışımlara sırasıyla %0,06, %0,08 ve %0,09 oranlarında katmıştır. RC 80/60 olarak kodlanmış boyu 60 mm ve kalınlığı 0,75 mm olan iki ucu kancalı çelik lifler beton karışımlara sırasıyla %0,5, %1,0 ve %1,5 oranlarında katmıştır. PP liflerin karışım oranlarına bağlı olarak bu betonların çelik liflere kıyasla işlenebilirlik özelliklerini daha iyi yönde etkilediklerini, betona katıldığında çok kolay bir şekilde ayrışma özelliğinden dolayı betona yapışıp daha iyi bağ yaptığı, PP lifin bu betonların elastisite modülü değerleri üzerinde etkili olduğu, beton silindir numunelerde uygulanan basınç gerilmesi altında deformasyon değerleri %0,06 oranındaki PP lifli betonlarda yüksek çıkarken, kiriş numunelerde ise eğilmede çekme gerilmesi altında sehim değeri %0,09 oranındaki PP lifli betonlarda yüksek çıktığını, Basınç mukavemeti deney sonuçlarına göre %0,06 oranındaki PP lifli betonlarda diğer oranlara göre daha iyi çıksa da normal betona kıyasla pek de etkili olmadığını, PP liflerin de betonda eğilmede çekme mukavemetini çelik lifler kadar olmasa da yaklaşık 1,5 kat arttırmış olduğunu, betona katılan çelik liflerin karışım oranlarına bağlı olarak bu betonların işlenebilirlik özelliklerini etkilediği ve hatta çelik lif hacim oranı arttıkça betonların işlenebilirliğinin azaldığını ve boşluk miktarının arttığını, çelik lif donatı malzemesinin bu betonların e-modülü değerlerini 4 kat arttırdığını ve en çok artışın %1 çelik lifli betonlarda olduğunu, çelik liflerin en belirgin faydasının eğilmede çekme gerilmesinde görüldüğünü, eğilmede çekme mukavemetini yaklaşık 2 kat arttırdığını, çelik lif oranı arttıkça betonun eğilmede çekme mukavemetinin de doğru orantılı olarak arttığını, eğilme çekme deneyi sırasında normal beton kiriş oranı 0,50 olarak sabit tutarak, hazır döküm kalıplarda titreşimli masa vibratörle, cm ebatlarında üretilen beton numuneleri, basınca ve tek noktalı yüklemeyle eğilmeye tabi tutmuştur. Yaptığı çalışmalar sonucunda en önemli sonucu, silis dumanı+çelik lifli betonların %10 silis dumanı katkı durumunda, çelik lifli betonlara göre, ortalama 0,27 basınç, 0,10 eğilme dayanımında artış; sadece silis dumanlı betonlara göre, ortalama 0,33 basınç, 0,17 eğilme dayanımında artış; normal betonlara göre ise, ortalama 0,55 basınç, 0,07 eğilme dayanımında artış sağlayarak gösterdiğini belirtmiştir. Bu olumlu etkilerin sebebini, silis dumanının kılcal boşlukları

66 46 doldurarak betonun basınç dayanımının artırmasına ve çelik liflerin betona süneklik kazandırarak eğilme dayanımını artırmasına bağlamıştır. Silis dumanı ve çelik lifin bir arada kullanılması durumunda birbirlerinin zayıf yönlerini tamamlayarak çok iyi bir kompozit malzeme oluşturmakta olduğunu bildirmiştir. Groth (2000) çelik liflerin KYB nin J-halkalı çökme yayılma deneyinde yayılma çapı ve J-halkası yüksekliği ve 50 cm çapa ulaşma süresi gibi parametreleri üzerine araştırma yapmıştır. Lif hacmi ile narinliğinin çarpımından oluşan ve boyutsuz bir parametre olan lif faktörü parametresi (V f.l/d) arttıkça yayılma çapının azaldığı ve ÇLKYB de lifsiz KYB ye göre 50 cm çapa ulaşma süresinin arttığı belirlenmiştir. Çalışmanın önemli sonuçlarından birisi çelik liflerin ÇLKYB nin yayılma çapı ve 50 cm çapa ulaşma süresini ne oranda etkileyeceğinin lifsiz KYB nin tasarım parametreleri ile doğrudan ilişkili olduğunun ortaya konmuştur. Xie et al. (2000) öğütülerek toz haline getirilmiş UK içeren yüksek dayanımlı KYB nin optimum karışım parametrelerini belirlemeye yönelik KYB nin hazırlanma prosedürünü açıklamıştır. Optimum karışım parametreleri seçildikten sonra iyi bir işlenebilirliğin yanı sıra yüksek mekanik özelliklere ve yüksek durabiliteye sahip bir KYB nin geliştirildiği ifade edilmiştir. Deneylerin sonucunda yaş beton karışımında düşük bir çökme kaybı meydana geldiği görülmüş olup, betonun basınç mukavemeti 80 MPa a ulaşmış ve beton düşük geçirgenliğe sahip olduğu ve bunun yanı sıra donma-çözülmeye karşı iyi bir dayanım sergilediği ifade edilmiştir. Qian and Stroeven (2000) yaptıkları çalışmalarında, çeşitli lif tipleri, lif içerikleri ve uçucu kül içeren karma PP ve çelik lifli betonların genel mekanik özelliklerini araştırmışlardır. Deneylerde Tip I çimentosu, F tipi uçucu kül, maksimum %3 akışkanlaştırıcı, 12 mm uzunluğunda monofilament PP lif, 0,3 mm çapında 40 mm uzunluğunda SF1, 0,3 mm çapında 30 mm uzunluğunda SF2 ve 0,1 mm çapında 6 mm uzunluğundaki SF3 tipi çelik lifleri kullanmışlar. Uçucu kül miktarları 50 ve 100 kg/m 3 olan, 400 kg/m 3 dozajlı, PP lif oranları %0, %0,15 ve %0,30 ve SF1, SF2, SF3 tipi çelik lifler ise %0, %0,2 ve %0,4 oranlarında toplam 17 karışım yapmışlardır.

67 47 Araştırmanın sonuçları göre, melez liflerin sinerjik bir etki yaptıklarını, çok ince PP lifler içeren karma liflerin homojen dağılması için uçucu kül gibi ince partiküllerinin gerekli olduğu, değişik boyutlarda çelik lif kullanımı değişik mekanik özelliklere katkıda bulunduğunu, küçük lif tipleri basınç dayanımına önemli derecede ancak yarmada çekme dayanımlarını ise çok az etkilediklerini belirtmişlerdir. Ayrıca uzun liflerin ise bunun tersi mekanik özellikler gösterdiği ifade edilmiştir. Ayrıca PP lif için optimum dozaj %0,15, çimento 400 kg/m 3 ve kül 100 kg/m 3 ve karma karışım için ise %0,15 PP, %0,4 SF1 ve %0,2 SF3 çelik lifli olanın maksimum olduğunu tespit etmişlerdir. Arslan ve Aydın (1999) yaptıkları araştırmada lifli betonların darbe etkisi altındaki genel özellikleri başlıklı makalelerinde, betonun gevrek özelliğinin geliştirilerek daha sünek bir hale gelebilmesi için değişik tiplerde güçlendirme elemanları kullanılmakta olduğunu ve günümüzde rasgele dağılı liflerin betona katılması, betonun çekme dayanımını, düktilitesini, enerji emme kapasitesini ve çatlak gelişim karakteristiklerini geliştirmek için kullanılan en etkin yöntemlerden biri olarak uygulamışlardır. Yapı mühendisliğinin pek çok uygulamasında betonun darbe yüklerine ve tekrarlı yüklere karşı yeterli dayanıma sahip olması istendiğini ve liflerin darbe dayanımda sağladığı mükemmel artışta lifli betonların en önemli avantajlarından olduğu belirtilmiştir. Bu çalışmada lifli betonların darbe dayanımı üzerine yapılmış literatür çalışmalarının genel bir değerlendirilmesini yapmışlardır. Toutanji (1999) yaptığı çalışmasında %5 ve %10 silis dumanı ile %0,1, %0,3 ve %0,5 oranlarında uzunluğu 6-51 mm arasında değişen fibrilize PP lifli betonun taze beton, basınç ve eğilme dayanımları, klor geçirimliliği ile aderansını araştırmıştır. Silis dumanının lifli betonlarda işlenebilirliğe ters etki yaptığını, silis dumanı eklenmesinin eğilme dayanımına önemli miktarda etkilediğini, PP lif miktarının artmasıyla da silis dumanı içeren betonun eğilme dayanımını artırdığını belirmiştir. Silis dumanının %5 oranında kullanımının aderans kuvvetini arttırdığını, silis dumanı arttıkça bağ kuvvetinin arttığını, bununla birlikte PP lif kullanımının sonucunda aderans kuvvetinin arttığını özelliklede %10 silis dumanı katkılı PP liflerde olduğunu belirtmiştir. PP lif

68 48 eklenmesinin klor geçirimliliğine ters etki yaptığını, bununla birlikte silis dumanı eklenmesinin geçirimliliği önemli derecede düşürdüğünü söylemiştir. %5 silis dumanı ve %0,3 PP lifli betonun yeterli işlenebilirliği sağlarken geçirimliliğin azalmasını sağlayan optimum oranlar olduğunu belirtmiştir. Ayrıca PP lif oranlarının rötre ve basınç dayanımına etkilerin kararsız gözüktüğünü söylemiştir. Kayalı et al. (1999) yaptıkları çalışmalarında uçucu kül içeren hafif agregalı liflerle güçlendirilmiş betonların kuruma rötreleri üzerine inceleme yapmışlardır. Basınç dayanımı 61 ile 67 MPa olan uçucu kül içeren hafif agregalı betonlar üretmişlerdir. Betonları ya PP ya da çelik liflerle güçlendirmişlerdir. Liflerin basınç dayanımını etkilemediklerini fakat çekme dayanımlarını arttırdıklarını ifade etmişlerdir. Betonların elastisite modülleri kıyaslandığında hafif agregalı betonların elastisite modüllerinin yaklaşık 21 GPa olduğunu normal betonlarınkinin ise 35 GPa olduğunu belirtmişlerdir. Betonların liflerle güçlendirilmesinin elastisite modülü değerini etkilemediğini belirtmişlerdir. Bu tip hafif agregalı betonların toplam bağlayıcı oranının %23 kadar uçucu kül içerdiğini ve benzer dayanımdaki betonların uzun dönem rötresinde normal betondan yaklaşık iki katı kadar genişlediğini belirtmişlerdir. Çelik lifin kuruma rötresini azaltmasına karşın PP lifin rötreyi azaltmadığını belirtmişlerdir. Uçucu külbeton karışımında genellikle %10-30 arasında belirli bir yüzdeye sahip uçucu külün çimentonun bir kısmı yerine kullanımı, karayollarında, su yapılarında ve kanalizasyon tesislerinde en sık rastlanan problemlerden biri olarak sülfat etkisine karşı, sadece çimento kullanılarak üretilen betonlardan daha fazla direnç göstereceği belirtilmiş olup, karışımda lif malzemenin kullanılmasıyla da mekanik davranışta gelişmeler kaydedildiği belirtilmiştir. Sağlık ve Kocabeyler (1998) yaptıkları araştırmada PP lifle güçlendirilmiş betonların performans özellikleri üzerine yapmış oldukları çalışmada, s/ç oranı 0,80, dozajı 300 kg/m 3 olan lif oranı hacimce %0,1, %0,3 ve %0,5 olan M20 tipi lif içeren betonlar üretmişlerdir. Betonda hacimce %0,1 PP lif kullanımının, toplam çatlak alanında %90 azalma, kohezyonda önemli artış, terleme suyunda azalma, su geçirimliliğinde %45 azalma, elastisite modülü %2 düşüş, aşınma direncinde %7 artış, toklukta %13 artış

69 49 görmüşlerdir. Lif oranının artmasıyla çökme değerinin ise azaldığını belirtmişlerdir. Kısaca PP lif kullanımı ile betonun basınç dayanımı, eğilmede çekme dayanımı ve yarmada çekme dayanımı gibi özelliklerinde çok belirgin bir iyileşmenin sağlanamadığını, ancak kohezyon, tokluk ve su geçirgenliği gibi diğer bazı ve sertleşmiş beton özelliklerinde hacimce %0,1 lik lif kullanımı ile kontrol betonuna göre önemli derecede iyileşmeler sağlandığını belirtmişlerdir. Lif oranı arttıkça hava miktarında azalma ve bundan dolayı taze beton birim kütlesi artmaktadır denilmiştir. Lif miktarının artışıyla kontrol betonuna kıyasla priz başlangıç ve priz bitiş sürelerinin düştüğünü bununda lifle güçlendirilmiş betonun daha erken dayanım kazanmasının işareti kabul edilebileceğini belirtmişlerdir. Ayrıca betonda belli bir miktarda PP kullanımı ile plastik rötre çatlaklarında önemli mertebede azalma sağlandığı çalışmaları sonucunda tespit etmişlerdir. Toutanji et al. (1998) yaptıkları çalışmalarında %0, %0,1, %0,3 ve %0,5 gibi dört değişik oranda 12,5 mm ve 19 mm uzunluğundaki iki farklı PP lif ve %5 ve %10 oranlarında silis dumanı çimento ile yer değiştirilmesi ile hazırladıkları numuneler üzerinde permeabilite ve ACI 544 verilen düşü ağırlıklı darbe deneylerini gerçekleştirmişlerdir. Silis dumanı içermeyen numunelerde, PP lifin betonların permeabilitesini artırdığını görmüşlerdir. Silis dumanı eklenmesiyle lifler daha iyi dağılım göstermesi ve belki de çimento matrisinin kohezifliğinin artması nedeniyle permeabilitedeki bu artışın azaldığını vurgulamışlardır. Lif hacmi sabit kalacak şekilde lif boyunu küçülttüklerinde ise silis dumanı içeren ve içermeyen betonlarda permeabilitenin azaldığını vurgulamışlar. Ayrıca lifli betonların darbe dayanımının silis dumanı eklenmesiyle arttığı fakat lifsiz betonlarda silis dumanı eklenmesinin etkisi olmadığını belirtmişlerdir. Furlan and Hanai (1997) yaptıkları çalışmalarında faklı tiplerde çelik ve PP liflerle güçlendirilmiş etriyeli ve etriyesiz kirişlerin özellikleri incelenmişlerdir. S/ç oranı sabit 0,45 olan yedi farklı karışımda, M42 tipi PP hacimce %0,5 oranında ve 25,4 mm uzunluğundaki çelik lif hacimce %1,0 ve %2,0, 38,1 mm uzunluğundaki çelik lifi ise %0,5, %1,0 ve %2,0 oranlarında kullanmışlar. Etriyesiz tüm kirişlerin kesme kırılması

70 50 gösterdiğini, ayrıca lifli diğer tüm kirişlerin ise kesme dayanımını %9 ila %37 arasında arttırdığını belirtmişlerdir. Lifler çatlak sonrası rijitlik artışı sağladığı ve çatlak kontrolünde daha etkili olmasından dolayı sehimi azalttığı bildirilmiştir. Çelik ve PP liflerin farklı etkiledikleri, bununda PP liflerin düşük elastisite modüllerinden kaynaklandığı bundan dolayı daha az etkili olduklarını belirtilmişlerdir. Çelik lif katkısının betonun işlenebilirliğini azalttığı, PP liflerin ise kısmen işlenebilirliği azalttığını vurgulamışlardır. Çelik lif katılmasının en önemli avantajının mekanik özellikler de çekme dayanımını uzun liflerin arttırdığı, kısa liflerin ise özellikle elastisite modülünü artırdığını belirtmişlerdir. Lif takviyeli betonlarda çatlak gelişim hızının yavaşladığı bununda sehimi azalttığı belirtilmiştir. Ayrıca %2 çelik lif etriyesiz kirişlerde sünekliği arttırdığını bildirmişlerdir. Lif katkısının kesme dayanımını arttırdığı ve etriyeli kirişte kırılma modunu kesmeden eğilmeye çevirdiğini vurgulamışlardır. Eren and Çelik (1997) yaptıkları çalışmada silis dumanının ve çelik lif tiplerinin, çelik lif takviyeli yüksek dayanımlı betonların (ÇLTYDB) özelliklerine etkisini araştırmışlardır. Çalışmada iki farklı silis dumanı yüzdesi %5 ve %10 ve üç farklı kancalı lif (30/0,50, 60/0,80, 50/0,60, boy/çap, mm/mm) hacimce üç farklı oranda beton hacminin yüzde 0,5, 1,0 ve 2,0 oranlarında karışıma katmışlardır. Basınç dayanımı üzerinde silis dumanı etkisi olmasına karşın, çelik liflerin miktarı ve narinliği basınç dayanımını çok az olarak etkilediğini belirtmişlerdir. Deneylerden şu sonuçları elde etmişlerdir. Katılan liflerin çap ve miktarlarını artırmanın ÇLTYDB lerin Vebe zamanını artırdığını, her ne tür olursa olsun çelik lif içeriğinin artırılmasıyla taze ÇLTYDB lerin içinde kalan hava azaldığını, narinliği 60 olan %2 lif içerikli betona %10 silis dumanı eklenmesiyle yarmada çekme dayanımı %129,91 arttığını, A serisi koduyla üretilen betonun yarmada çekme dayanımı (ft) ile, kullanılan lif yüzdesi (V f ) arasında ve yarmada çekme dayanımı (f t ) ile basınç dayanımı (f c ) arasında lineer bir fonksiyonla; hiç silis dumanı içermeyen ve çimento ağırlığının %5 ve %10 oranında silis dumanı içeren ÇLTYDB nin yarmada çekme dayanımındaki gelişme açıklanabileceğini, %10 silis dumanı ve %1 oranında narinliği 60 olan lif eklenmiş A serisi beton %28,7 ile maksimum basınç dayanım artışı sağladığını, %2 oranında ve

71 51 narinliği 75 olan lif içeren A serisi betonun basınç dayanımını %40,69 düşürdüğünü ortaya çıkarmışlardır. Kurugöl (1997) yaptığı çalışmada çelik lif donatılı ve polimer katkının normal ve hafif betonların mukavemet özelliklerine etkileri üzerinde deneysel çalışmalar yapmıştır. Deneylerde ZC 50/50 tipindeki çelik lif kullanmıştır. Çelik lif hacim oranı arttıkça, betonun işlenebilirliğinin azalmakta ve boşluk miktarının artmakta olduğunu belirtmiştir. Çelik liflerin normal ve hafif betonlara kazandırmış olduğu en önemli özelliğin, eğilme ve yarma gerilmelerindeki iyileşmeler şeklinde kendini gösterdiğini, basınç mukavemeti değerlerinde ise bu anlamda bir etki yapmadığını saptamıştır. Normal ve hafif betonlarda değişken hacim oranlarında katılan çelik lifin elastisite modülü değerleri üzerinde etkili olmakta olduğunu ve çelik lifin hafif betonlarda normal betonlara göre daha çok arttığını belirtmiştir. Çelik lif oranının sabit olduğu normal ve hafif beton serilerinde yapılan tahribatsız Schmidt sertlik ve ultrases hız ölçüm değerleriyle, basınç mukavemetleri arasında iyi bir uyum olduğunu görmüştür. Sanjuan and Moragues (1997) yaptıkları çalışmalarında plastik rötreyi en alt seviyeye indirmek için, PP lifle güçlendirilmiş harç karışımlarının optimizasyon probleminin araştırılmasını planlanmışlar ve deneysel yaklaşımları tarif etmişlerdir. Çimento/kum, s/ç ve PP lif miktarı olarak düşünülen parametrelerin çaprazlanarak seçilen metodun temelini oluşturmuştur. Test sonuçlarının harçlara PP lif ilavesinin plastik rötreyi azalttığını gösterdiğini belirtmişler ve artan lif miktarının plastik rötreyi azalttığını fakat bunun etkisinin daha az olduğu, tersine çimento/kum ile PP lif miktarının çarpım etkileşiminin oldukça önemli olduğunu belirtmişlerdir. Huang (1997) yaptığı çalışmasında uçucu küllü haçlara ferdi olarak bentonit, silis dumanı ve PP lif katkısı ilave etmiştir. Taze beton üzerinde akışkanlığına, kanamasına ve priz zamanlarına, sertleşmiş beton üzerinde ise basınç dayanımı, boşluk yapıları ve su geçirimliliği deneyleri üzerinde çalışmıştır. Ayrıca durabilite özellikleri içinde sülfat atağı ve ıslanma kuruma çevrimleri sonucundaki basınç dayanımlarını test etmiştir. Maliyetteki azalma, kanamadaki azalma, birim hacmin artışı, geçirimsizlikteki gelişme

72 52 ve uzun ömürlülükteki artıştan kaynaklanan avantajlarından dolayı F tipi uçucu kül %30 oranında tüm karışımlarda kullanmıştır. 10 mm uzunluğunda PP lifi hacimce %1 oranında kullanmıştır. S/b oranları 0,5, 0,7, 0,9 ve 1,1 seçmiştir. Deneyler sonucunda şu sonuçlara yer vermiştir. Özellikle düşük su/katı madde oranındaki PP lifli harçlarda akışkanlıkta azalma gördüğünü ve su/katı madde oranı arttıkça ise akışkanlık özelliği ihmal edilebilir bir düzeye geldiğini, PP katkısının priz başlangıç ve bitiş sürelerine etkisinin ihmal edilebilir düzeyde olduğunu, PP katkısının kanamayı arttırdığını, bununda PP lifin süspansiyon içerisinde çözünmemesinden ve böylece katı maddenin birim hacimdeki harçta azalmasından kaynaklandığını, basınç dayanımlarını 50 mm küpler üzerinde yapmış ve PP lifler basınç dayanımlarını 7, 14, 28, 56 ve 118 günler sonunda dahi azaltmakta olduğunu, bunu da lifler ile harç matriksinin arasındaki ara yüzeylerdeki zayıf düzleşmiş şekillerden kaynaklandığını,28 günlük harçlar hem boşluk yapısı hacmi hem de su geçirgenliğini test etmiştir. PP lif katkıların, boşluk hacmini arttırdığı, s/b oranı düştükçe boşlukların çoğunun jel boşluklar olduğu, ancak s/b oranı arttıkça ise jel boşluklarının azalıp, büyük boşlukların arttığı görmüştür. PP liflerin düşük lif oranlarında su geçirmeme özelliğini geliştireceğinin beklendiğini,28 gün nemli kürden sonra harç numuneleri sülfat atağı ve ıslanma-kuruma çevrimine maruz bırakmıştır. Sülfat atağında 28 ve 90 güne ıslanma kurumada ise 5, 10 ve 15 çevrim incelemiş, çevrim 24 saat suda ıslanmaya, 24 saat 40 derece kurumaya bırakılarak yapmıştır. PP lifin ilavesinin, ıslanma kuruma çevrimi sonucundaki basınç dayanımlarında etkisini geliştirdiğini belirtmiştir. Sonuç olarak PP lif ilavesinin sülfat direnci ve ıslanma kuruma direncine karşı harç numunelerine önemli gelişme sağladığı ancak su geçirgenliğini arttırdığı bunu da ilave edilen PP nin %1 yerine daha düşük oranlarda kullanılmasının daha uygun olacağını belirtmiştir. Alhozaimy et al. (1996) yaptığı çalışmada 19 mm uzunluğunda PP lif kullanarak, birbirinden farklı olmak üzere iki farklı durum için deneyler yapmışlardır. Birincisi normal betona PP lifi %0, %0,05, %0,10, %0,20, %0,30 arasında katarak PP ilavesinin etkilerini incelemişlerdir. İkinci deney ise %0,1 PP içeren ve içermeyen puzolan katkılı betonları incelenmişlerdir. İkinci deneydeki puzolan karışımları: %75 çimento+%25 uçucu kül, %75 çimento+%25 cüruf ve %90 çimento+%10 silis dumanlı karışımlardır.

73 53 Çalışmalarında, basınç dayanımı mm lik silindir numunelerde, eğilme dayanımı mm lik prizmalarda ve darbe direnci ise mm lik silinir numuneler üzerinde deneyleri yapmışlardır. Deneyler sonucunda, PP liflerin basınç dayanımı üzerine önemli bir etkisinin olmadığını sadece silis dumanı içeren betonların normal betonun basınç dayanımını %17 ve lifli betonun ise %23 arttırdığı görmüşlerdir. PP liflerin eğilme dayanımı üzerinde önemli bir etkisinin olmadığını, %0,1, %0,2 ve %0,3 PP lif içeren betonların sırasıyla eğilme tokluklarını %44, %271, %387 arttırdığı, silis dumanı ise eğilme tokluğunu kontrol numunelerinde %48 ve liflide ise %79 arttırdığını, PP lif oranı arttıkça darbe dirençleri ve ilk çatlağında arttığını, PP liflerin %0,05, %0,1, %0,2 ve %0,3 hacimlerinde sırasıyla darbe dirençlerini %48, %62, %171 ve %90 oranlarında arttırdığını, genellikle puzolanların darbe direncini azalttığını, ancak lifler ile birlikte olumlu etki yaparak beraber darbe direncini uçucu kül, silis dumanı ve cüruf sırasıyla liflerle birlikte %82, %42, %90 oranlarında arttırdığını, lif takviyeli puzolan katkılı betonların olumlu etkiler sağladığını, uçucu kül+pp lifli karışımın, basınç dayanımını düşürdüğünü ancak diğer özelliklerini olumlu yönde iyileştirdiğini belirtmişlerdir. Kiper (1996) yaptığı çalışmasında PP liflerin beton içerisinde yaptığı davranışları üzerine araştırma yapmıştır. PP lifin taze betonda ilk anlarında plastik rötre çatlaklarını ve kusma miktarını azaltmakta olduğunu bildirmiştir. Ayrıca betonun darbe dayanımında artış sağladığını ve betonun basınç altında ani göçmesini engellediğini belirtmiştir. PP liflerin gerektiği kadar kullanıldığında beton içerisinde homojen bir karışım sonucu üç boyutlu bir mikro donatı oluşturduğunu ve farklı çap ve uzunluktaki liflerin betonun karakteristik özellikleri üzerinde çok büyük performanslı iyileştirmeler meydana getirdiğini belirtmiştir. Kützing (1996) yaptığı çalışmasında yüksek performanslı betonların sünekliliğinin geliştirilmesi üzerine liflerin etkisini araştırmıştır. Bu çalışmada yüksek performanslı betonların basınç altındaki kırılgan davranışını liflerle değiştirilmesi yani sünek davranması amacıyla çelik lifleri %0,5 in (40 kg/m 3 ) altında ve %1,5 (120 kg/m 3 ) oranlarında ve PP lifi ise %0,2 (2 kg/m 3 ) oranında kullanmıştır. Numune boyutları

74 mm olan 72 kg/m 3 mikro silikalı karışımlar hazırlamıştır. Sadece PP lif kullanımının yüksek dayanımlı betonun gerilme-şekil değiştirme eğrisine oldukça benzer olduğunu ve basınç dayanımında %40 oranında bir artışın ortaya çıktığını belirtmiştir. Çelik lifin %0,5 oranının altında kullanımında, gerilme-şekil değiştirme eğrisinde değişiklik oluşturmadığı, %1,5 oranında çelik lif kullanımında ise gerilme şekil değiştirme eğrisinin tepe noktasının belirginleşmediği ve tepe noktasından sonra da eğride daha az basamaklar oluşturduğunu görmüştür. Lifli betonlarda ani kırılma gözlenmediğini ve her iki lifin birlikteliğinin malzeme özelliklerini pozitif yönde etkilediklerini ve boyuna mikro çatlakları ise çelik liflerin adeta birleştirdiğini belirtmiştir. Uğurlu (1995) yaptığı araştırmada çelik liflerle güçlendirilmiş betonun su yapılarındaki kavitasyon hasarlarının onarımında kullanılması üzerine çalışmıştır. Ayrıca kavitasyonu, akım hızının ve düşünün yüksek olduğu barajların dolusavak boşaltım kanallarında, akım içindeki basıncın buhar basıncına düşerek suyun buhar haline geçmesi ve akım içinde buhar kabarcıkları oluşturması olarak tanımlamıştır. Kavitasyonun, oluşum mekanizması açısından dinamik bir etki olduğunu söylemiştir. Kırılgan bir yapı malzemesi olan betonun, çelik lifler yardımıyla yük kaybı olmaksızın ya da çok az yük kaybı seviyelerinde yüksek oranda elastik plastik davranabilme yeteneği kazandığını bildirmiştir. Yük altında bu farklı davranış sonucu betonun teknik özelliklerinden özelliklede tokluk, darbe, yorulma, kavitasyon hasarlarının dayanımında müthiş bir artış meydana geleceğini belirtmiştir. Çelik lifli betonun kırılma anındaki yüksek enerji absorblama özelliği sonucu betonun kırılması için yapılması gereken işin artmış olduğunu belirtmiştir. Bu çalışmasında, çelik liflerle güçlendirilmiş betonun teknik özelliklerinden yararlanarak su yapılarındaki kavitasyon ve negatif basınçtan ileri gelen hasarlara karşı lifli betonlardan beklenen avantajlarını vurgulamıştır. Ünal (1994) çelik lifli betonların özelliklerini araştırmak amacıyla yaptığı çalışmada, lifli beton kompozitlerinin durabilitesini ve çimento matriksi ile aderansın önemini belirtmiştir. Yapılan çalışmada hacim artışından dolayı dışarıda kalan lifler dikkate alınmazsa, liflerin karışım içerisinde gelişi güzel dağıldığını belirtmektedir. Yapı

75 55 elemanlarının üretimde; lifli betonun kullanılması halinde işlenebilmeyi kolaylaştırmak amacıyla karışıma uçucu kül katılması lifli betonun aderans dayanımını artıracağını ifade etmiştir. Yıldırım (1994) yaptığı çalışmasında hafif ve yarı hafif betonlarda çelik lif kullanımının betonun özelliklerine etkisini araştırmıştır. Lifli beton malzemelerde matriksin fonksiyonu lifleri bir arada tutmak, onları korumak ve liflere veya liflerden gerilme aktarımını sağladığını ve lifin betonun basınç mukavemetine etkisi oldukça az olduğu gözlemlemiş ve değişik tip liflerde de bunun değişmediğini belirtmiştir. Direk çekme yükü altında kontrol betonunun gevrek bir malzeme olduğunu ve elastik bir davranış gösterdiğini bildirmiştir. Plastik bir uzama söz konusu olmadığını oysa lifli betonun elasto-plastik bir davranış göstermekte ve gerilme artışı şekil değiştirmeden daha hızlı olduğunu belirtmiştir. Hava boşluğunda lif yüzdesine göre olan artışın lifin yerleşmeyi olumsuz hale getirmesiyle açıklanabileceğini ve lifli betonların iç sürtünmeyi güçleştirdiğini ve yerleşme sırasında hava boşlukları kalabileceğini belirtmiştir. Çelik lif kullanımının betonların işlenebilirliğini olumsuz yönde etkilediğini, lif oranının artması ile elastiklik modüllerinin değiştirmemekte veya bir miktar azaltmakta olduğunu belirtmiştir. Yarı hafif ve hafif betonlarda çelik lif oranının artmasının bu betonların basınç, yarma ve eğilme dayanımlarını arttırdığını belirtmiştir. Bu betonlarda çelik lif kullanımının bu betonların ultrases hızlarını değiştirmediğini de belirtmiştir. Yarı hafif ve hafif betonlarda çelik lif kullanılarak normal betonların mukavemetine yaklaşılmakta olduğunu bildirmiştir. Tokyay et al. (1991) yaptıkları çalışmalarında PP ve çelik lifli yüksek dayanımlı betonların basınç ve çekme yükleri altındaki davranışları incelemişlerdir. 20 mm uzunluğundaki PP 1 kg/m 3, 30 mm uzunluğunda ve 0,4 mm çapındaki çelik lif ise beton hacminin %1,5 oranında kullanmışlardır. S/ç oranı 0,25 ve çökmesi 2-3 cm olan mm boyutlarında numuneler hazırlamışlardır. PP lif çekme dayanımını %13 arttırırken, çelik lif ise %35 oranında arttırdığını bulmuşlardır. Çelik lifli betonlarda, yük eksenine dik olan lifler yanal deformasyonları, yüksek çekme dayanımları ve beton matriksi ile aralarındaki sürtünme ile oluşan aderans nedeniyle, azalttıklarından tokluk

76 56 artmakta olduğunu ortaya koymuşlardır. Ancak bu durum PP lif içeren betonlarda söz konusu olmadığını vurgulamışlardır. Kontrol betonları ve PP lifli betonlar hemen hemen aynı davranışları gösterirken, çelik lifli betonlarda yanal deformasyonun daha düşük olduğu belirtilmiştir. Malzemelerin tokluğu gerilme birim deformasyon eğrisinin altında kalan alan olarak tanımlandığında, kontrol numuneleri ve PP lifli numunelerin birbirine çok yakın değerler verdiği buna karşılık çelik lifli numunelerin tokluğunun daha yüksek olduğunu, PP lifin yüksek dayanımlı betonun tokluğuna önemli etki yapmadığını, çelik lifin ise yüksek dayanımlı betonun tokluğuna önemli etki yaptığını görmüşlerdir. Çelik lifli betonların gerilme şekil değiştirme eğrilerinin alçalan kısımlarının eğimlerinin düşük olmasının, çelik lifin sünekliliği artırdığını ortaya koyduğunu bildirmişlerdir. PP ve çelik lifin basınç dayanımlarına ise bir etkilerinin olmadığını belirtmişlerdir. Bir sonraki bölümde Kuramsal Temeler başlığı altında lifli betonların tarihçesi, lif türleri, çelik lif, PP lifler, yüksek sıcaklık dayanımı, donma çözülme dayanımı, liflerin birlikte kullanımı ve lifli betonlar hakkında detaylı bilgi verilmiştir. Üçüncü bölümde deneylerde kullanılan malzemeler, kullanılan deney aletleri ve deney yöntemleri özetlenmiştir. Dördüncü bölümde ise deneylerden elde edilen sonuçlar ayrıntılı bir şekilde incelenmiş olup, daha önce yapılan çalışmalarla karşılaştırılmıştır. Son bölüm olan beşinci bölümde ise sonuçlar verilmiştir.

77 57 2. KURAMSAL TEMELLER 2.1. Kendiliğinden Yerleşen Betonlar KYB nin genel özellikleri KYB ler; süperakışkanlaştırıcı kullanılması ile düşük s/b oranda yüksek işlenebilirliğe sahip olup vibrasyon gerektirmeden kendi ağırlığı ile istenilen yere boşluksuz yerleşebilen betonlardır. Yerleşme sırasında da yeterli viskozitesi ile ayrışma (segregasyon) ve terleme gibi olumsuzluklar göstermemesi ile özel beton sınıfına girerler. İlk olarak 1988 yılında Japonya da betonarme yapılarda kullanılmak üzere geliştirilmişlerdir. Japonya da 1983 yılından itibaren betonarme yapılarda durabilite probleminin büyük önem kazanmasıyla birlikte mevcut sistem gözden geçirilmeye başlanmıştır. Betonun dökümü sırasında yeterli sıkıştırmanın yapılarak boşluksuz beton üretmek durabilite için en önemli unsur olduğu bilinmektedir. Fakat mevcut inşaat sektöründe taze betonun sıkıştırılması için gerekli kalifiye işçinin yetersizliği beton kalitesinde de azalmaya yok açtığı görülmüştür. Bu nedenle durabiliteyi artırmak ve yapı kalitesini yükseltmek için bazı çalışmalar yapılmaya başlanmıştır. Başlangıçta yeni bir beton üretilmesinin kolay olacağı düşünülmekteydi çünkü istenilen performansı gösterebilen su altı betonları kullanılmaktaydı ve bu betonlarda ayrışma (segregasyon) suda çözünebilen polimer esaslı katkıların kullanılmasıyla engellenmekteydi. Bunun yanında su altı betonlarının yüksek vizkozitelerinin betonda büyük miktarda hava boşlukları içermesi ve sık donatılı yapı elemanlarındaki sıkıştırma problemi bu betonların hava ile temas halinde olan yapılarda kullanılmasını engellemekteydi. Bu nedenle betonun işlenebilirliğini incelemek amacıyla yapılan deneylerde betonun dar kesitlerden akışı sırasında iri agregaların birbiriyle teması sonucu tıkanmanın oluştuğu ve iri agregalar arasındaki bağıl konumun değişmesiyle de basınç gerilmesinin yanında kayma gerilmelerinin de oluştuğu gözlemlenmiştir. Kayma gerilmelerinin betonun s/ç oranına önemli derecede bağlı olduğu önceki deneysel verilerden bilindiğinden, kayma gerilmelerinin azaltılması için s/ç oranının optimum değerinin belirlenmesi ve viskozitede uygun bir azalma sağlayıp işlenebilirliği arttırmak amacıyla

78 58 süperakışkanlaştırıcıların kullanılması öngörülmüştür. Bununla beraber betonun akışı sırasında dar kesitlerde oluşan blokaj problemi iri agregaların birbirleriyle temasından kaynaklandığı bilindiğinden bunu önlemek amacıyla iri agreganın toplam katı hacme olan oranının azaltılması ve hamurun deformasyonunu azaltan ince agrega miktarının kısıtlanması gerektiği anlaşılmıştır. Bütün bu çalışmalar ışığında sıkıştırma enerjisine ihtiyaç duyulmadan kendi ağırlığı ile sıkışarak kalıba boşluksuz yerleşebilecek işlenebilirliği yüksek KYB üretiminde önemli mesafeler alınarak üretim ve denetim teknikleri geliştirilmiştir (Okamura 1997). KYB ler Japonya da 1998 yılına kadar ülkenin yıllık beton üretiminin ancak %1 ini oluşturmaktaydı. Bunun nedeni o yıllarda KYB nin üretim ve işletim teknolojisinin henüz istenilen düzeyde olamaması, karışım dizaynı ve üretimde yeterli deneyime sahip teknik personelin eksikliği, KYB üzerinde işlenebilirlik, rötre ve durabilite konularında yeterli çalışmanın yapılamamış olması ve maliyetinin geleneksel beton maliyetinin 1,5-2 katına ulaşması olarak sıralanabilir (Nakara 1998). Günümüzde ise bu konularda yapılan araştırmaların ve çalışmaların ışığında KYB üretimi ve kullanımında büyük gelişmeler görülmektedir li yılların başında Japonya da betonarme yapılarda durabilite sorunları incelenmiş ve bu sorunların en önemli sebeplerinden birinin, taze betonun yeterli sıkıştırma işlemi uygulanmadan yerleştirilmesi olduğu tespit edilmiştir. Özellikle taze betonun sıkıştırılması için gerekli kalifiye işçi yetersizliği, yerleştirilen betonun kalitesini olumsuz etkilemektedir. Öte yandan işçi ne kadar eğitilmiş olursa olsun, taze betona homojen sıkıştırma enerjisi verilebilmesi, özellikle işlenebilirliğin düşük olması halinde pratikte mümkün değildir. Bu problemi çözmek için sıkıştırma enerjisine ihtiyaç duymayan kendi ağırlığı ile sıkışarak yerleşebilecek özel bir tip beton üretilmesi tasarlanmıştır (Okamura and Ouchi 1999). KYB kendi ağırlığı ile sık donatılı, dar ve derin kesitlere yerleşebilen, iç veya dış vibrasyon gerektirmeksizin kendiliğinden sıkışabilen, bu özelliklerini sağlarken ayrışma ve terleme gibi problemler oluşturmayarak kohezyonunu (stabilitesini) koruyabilen, dayanım ve dayanıklılığı yüksek, çok akıcı kıvamlı özel bir beton türüdür (Okumura and Ouchi 1999). KYB nin geleneksel betona göre bu farklı özelliği tasarım

79 59 felsefesindeki farklılık ve yeni nesil hiper akışkanlaştırıcıların kullanımı ile sağlanmaktadır. KYB ler yüksek akıcılığa sahip olmanın yanında, ayrışmaya karşı direncinin de yüksek olması gerekmektedir. Ayrışmaya karşı hamur viskozitesinin artırılması amacı ile uçucu kül (UK), taş tozu, silika dumanı ve kuvartz filleri gibi malzemeler kullanılmaktadır (Persson 2001) KYB nin karışım dizaynı KYB ler gerek karışım dizaynı, gerek yerinde dökümü sırasındaki işlemler gerekse de kullanım alanı bakımından geleneksel betondan farklı olup özel bilgi ve deneyim gerektirse de beton bileşenleri açısından genel olarak çok büyük bir farklılık göstermemektedir. KYB tasarımında ana unsur bu bileşenlerin kullanım oranları olup buna yönelik geliştirilen farklı yaklaşımların temelinde iri agreganın hacminin sınırlandırılması, süperakışkanlaştırıcı kullanılması ile harç özelliklerinin değiştirilmesi vardır. Okamura and Ozawa (1995) tarafından geliştirilen KYB tasarımında iri agrega miktarı toplam katı hacmin %50 sini, ince agrega miktarı da harç fazının %40 ı kadar olması gerektiği öngörülmüştür. 90μ dan büyük taneler ince agrega olup bu değerden küçük taneler toz olarak tanımlanmış ve çimento, silis dumanı, uçucu kül de bu isim altında toplanmıştır. Buna göre su/toz oranının, tozun özelliğine de bağlı olarak, hacimce 0,9-1,0 arasında olması KYB de istenilen işlenebilirliği sağladığı sonucuna ulaşılmıştır. Katkı miktarı ise harçlar üzerinde yapılan yayılma ve V hunisi deneyleri ile belirlenip minimum 650 mm lik çökme yayılma değeri ve sn arasında V-hunisi akış zamanına sahip betonlar KYB olarak tanımlanmıştır. Domone et al. (1999) optimum karışım dizaynı için matematiksel yaklaşımlarının temelinde Ozawa and Okamura (1995) nın geliştirdiği metot bulunmaktaydı. Su miktarı maksimum 200 kg/m³ olarak alınıp su/toz oranı 0,5 e kadar kullanılabilen bir karışım dizaynı geliştirmişlerdir (Gaimster and Dixon 2003). Japon Hazır Beton Birliği tarafından yayınlanan (Japanese Ready Mixed Concrete Association 1998)

80 60 kendiliğinden yerleşen betonlar için standartlaştırılmış karışım dizaynında toz miktarı arttırılmış ve s/b oranı 0,3 de sınırlandırılmıştır. İri agrega hacmi ise toplam hacmin %30 una kadar olması durumunda KYB de istenilen işlenebilirliğin elde edilebileceği belirtilmiştir. LCPC (Laboratory Central Des Ponts et Chausses) KYB nin reolojisi üzerine araştırmalar yapıp bununla ilgili yazılım geliştirmiştir. CBI nin (İsviçre Çimento ve Beton Araştırma Enstitüsü) yaklaşımı da KYB nin geçiş yeteneği üzerine olup blokaj problemi üzerine çalışmalar yapılmıştır (Suand Chai 2001). Avrupa da birçok şirketin üyesi olduğu yapı kimyasalları ve beton sistemleri üzerine kurulmuş olan EFNARC 2002 yılında KYB için yayınladığı Specification and Guidelines for SCC (EFNARC 2002) KYB için geliştirdiği karışım dizaynında 0,125 mm altı toplam ince malzeme miktarı kg/m³, su miktarı da maksimum 200 kg/m³ alınarak su/toz oranı hacimce 0,8-1,0 de tutulup, 4mm altı ince agrega miktarının harç hacminin minimum %40 ı, iri agrega miktarının da toplam birim ağırlığın %50 si ile sınırlandırılması gerektiği bildirilmiştir KYB nin taze haldeki özellikleri KYB nin işlenebilirliğinin sağlanması 3 parametreye bağlı olup ancak bu üç özelliğin bir arada olduğu betonlar KYB olarak adlandırılabilir. Bunlar sırasıyla, doldurma yeteneği, ayrışmaya karşı direnç ve geçiş yeteneğidir a. Doldurma yeteneği KYB nin kendi ağırlığı altında şekil değiştirip istenilen kalıba vibrasyona gerek duyulmadan boşluksuz yerleşebilmesi çimento hamurunun deformasyon (akış) yeteneğine ve taneler arası sürtünmeye bağlı olup doldurma yeteneğini tanımlayan unsurlardır. İri agrega hacmini düşürüp kullanılan çimentoya da bağlı olarak optimum gradasyonun geliştirilmesiyle taneler arası sürtünme azaltılabilirken s/b oranı dengelenip süperakışkanlaştırıcı kullanılmasıyla da çimento hamuru fazının deformasyon yeteneği arttırılabilir. Yayılma deneyi ile ölçülen yayılma çapı ve bu çapa ulaşması için geçen süre ile doldurma yeteneği olarak bilinmektedir.

81 b. Ayrışmaya karşı direnç Betonların gerek durağan gerekse de akış halinde görülebilen terleme, çimento hamuru fazı ile agrega ayrışması, kaba agreganın ayrışarak blokaja neden olması, hava boşluğundaki dağılımındaki düzensizlik gibi problemler bileşenlerin düzensiz bir şekilde dağılıp segregasyon oluşumuna neden olurlar. Süperakışkanlaştırıcılar ve vizkozite düzenleyici katkı kullanılarak s/b oranı azaltılıp terlemenin minimuma indirilmesi segregasyonun önlenmesinde birinci yöntemken, iri agrega hacminin sınırlandırılması ve en büyük agrega tane çapının düşürülmesiyle katı maddelerin ayrışmasını azaltmak da diğer bir yöntemdir. V-hunisi deneyi ile ölçülen T 5 dakika sonrası akış süresi ile KYB nin segregasyon direnci değerlendirilir c. Geçiş yeteneği KYB nin dar kesitlerden ve sık donatılar arasından geçebilmesi için doldurma ve ayrışmaya karşı direnç özelliklerinin yanında geçiş yeteneğinin de incelenmesi ve geliştirilmesi gereklidir. İri agrega hacmi ve en büyük agrega tane çapı azaltılarak kullanımını sınırlandırmanın yanında s/b oranını düşürüp viskozite arttırıcı katkı kullanılarak kohezyon artışı sağlamak da agrega ayrışmasını azaltıp blokajlanmayı önleyeceğinden geçiş yeteneğinin artmasını sağlamaktır. L-kutusu, U-kutusu, doldurma kutusu ve J-halkası deneyleri uygulanarak KYB nin geçiş yeteneği değerlendirilir. Çizelge 2.1 de KYB nin taze haldeki özelliklerini belirlemede uygulanan deney metotları ve bunlar için kabul edilen sınır değerler verilmiştir:

82 62 Çizelge 2.1. KYB nin işlenebilirliğini belirleyen deney metotları Deney Metodu Özellik Birim Değerler Minimum Maksimum 1 Yayılma Tablası Doldurma Yeteneği mm T50 yayılma süresi Doldurma Yeteneği sn V-Hunisi Doldurma Yeteneği sn V-Hunisi T5 dak. Segregasyon Direnci sn L-Kutusu Geçiş Yeteneği h 2 / h U-Kutusu Geçiş Yeteneği (h 2-h 1)mm Doldurma Kutusu Geçiş Yeteneği % J Halkası Geçiş Yeteneği mm KYB ler de deney metotları a. Serbest yayılma deneyi Daha önce Japonya da su altı betonlarının incelenmesi amacıyla geliştirilen bu yöntem daha sonra yüksek akışkanlı betonlarda ve KYB de kullanılmaya başlanmıştır. Betonun kendiliğinden yayılma özelliğini yani doldurma yeteneğini ölçmek amacıyla uygulanan bir yöntemdir. Çok yaygın olarak kullanılan bu deney yönteminde betonun hiçbir engel olmadan, serbest olarak, kendi ağırlığı ile bir koniden akarak yayılma tablası üzerinde serbest yayılması sağlanır.100*100 cm boyutlarındaki yayılma tablası düz bir zemine yerleştirilip yüzeyi nemlendirilir. Boyutları; üst çap 10 cm, alt çap 20 cm, yükseklik 30 cm olan kesik koni tablanın merkezine yerleştirilerek yaklaşık 6 lt betonla şişleme yapılmadan doldurulur. Huni dik olarak çekilerek betonun önceden tabla üzerine çizilen 50cm çaplı daireye yayılması için geçen süre ölçülür. Yayılma tamamlandıktan sonra birbirine dik iki yöndeki çap ölçülerek ortalaması alınır. Çökme-yayılma değeri olarak

83 63 adlandırılan bu değerin yüksek olmasıyla betonun akıcılığının dolayısıyla doldurma yeteneğinin iyi olduğu sonucuna varılır. Kendiliğinden yerleşen beton için sınır değer 65-80cm olarak belirlense de bazı araştırmalarda, örneğin (Lars and Tviksta 2000) yaptıkları çalışmalarda minimum 60 cm e kadar yayılma gösteren betonun kendiliğinden yerleşen beton özelliği gösterebileceği bildirilmiştir. Akıcılığın diğer bir değerlendirme parametresi olan t 50 süresi ise akıcılık ile ters orantılıdır. Bu süre ne kadar az ise akıcılık o kadar fazladır. t 50 süresi için sınır değer 2-5 sn olarak kabul edilmektedir. Bu deney yöntemi betonun hiçbir engel bulunmayan bir ortamdaki akıcılık özelliği hakkında fikir verir. Buna karşılık donatıların var olduğu bir ortamda betonun tıkanma olmadan donatıların arasından geçebilme yeteneği ile ilgili bilgi edilemez. Yine de segregasyon direnci gözlemlenebilir. Şekil 2.1 de serbest yayılma deney düzeneği görülmektedir. Şekil 2.1. Serbest yayılma testi deney düzeneği b. V-hunisi deneyi İlk olarak Japonya da geliştirilen ve Ozawa tarafından kullanılan bu deney yöntemi betonun viskozitesini ve geçiş yeteneğini ölçmek amacıyla yüksek akışkanlı betonlar, su altı betonları ve kendiliğinden yerleşen betonlar için uygulanmaktadır. En büyük agrega tane çapı 20mm nin altında olan betonlar için uygulanan bu deneyde betonun dar bir kesitten kendi ağırlığı ile akışı sağlanarak geçiş yeteneği incelenir. Boyutları Şekil 2.2 de görülen V şeklindeki huninin iç yüzeyi nemlendirildikten sonra en altta bulunan

84 64 kapak kapatılır. Yaklaşık 12 lt hacmindeki huni üst yüzeyine kadar şişleme yapılmadan betonla doldurulur. Yerleşmesi için 10 sn kadar beklendikten sonra alt kapağın açılmasıyla süre başlatılır. Akışın tamamen bitimine kadar geçen süre ölçülür. Bitiş anı üstten bakıldığında alttan ışık geçmeye başladığı andır. Deney kullanılan betonla 5 dakika sonra huninin yüzeyi temizlenmeden tekrar uygulanır ve süre ölçülür. Kendiliğinden yerleşen beton için yaklaşık 10 sn olması beklenen akış süresinin azalması betonun yüksek akışkanlıkta olduğunu gösterir. 5 dakika beklendikten sonra betonda oluşabilecek segregasyon akışın homojenliğini bozup akış süresinin artmasına neden olabilir. İki değer arasındaki fark segregasyon direnci hakkında fikir verebilir. Şekil 2.2 de V-hunisi deney düzeneği görülmektedir. Şekil 2.2. V-hunisi testi deney düzeneği c. L- kutusu deneyi İlk olarak Japonya da Sonebi tarafından L-flow ismiyle su altı betonlarında kullanılan bu deney yöntemi daha sonra Petersson tarafından geliştirilmiş ve Fransa da kendiliğinden yerleşen beton ön çalışmalarında önerilmiştir. KYB nin akıcılığının ve donatılar arasından geçiş yeteneğinin belirlenmesi amacıyla uygulanan bu yöntemle betonun tıkanma riski değerlendirilir. Deney düzeneği olarak yatay ve dikey hazneden

85 65 oluşan, Şekil 2.2 de ölçüleri verilen, ahşap ya da çelikten yapılabilen L şeklindeki kutu kullanılır. Dikey hazne ile yatay hazne birbirinden dik yönde yerleştirilmiş 3 adet 12 mm çaplı donatı ile ayrılır. Ayrıca dikey haznenin sonunda bir de kapak bulunmaktadır. Düzeneğin iç yüzeyi nemlendirilip ara kapak kapatıldıktan sonra dikey hazne yaklaşık 13 lt betonla, şişleme yapılmadan, doldurulur. 1 dakika beklenip betonun yerleşmesi sağlandıktan sonra ara kapak kaldırılarak betonun donatılar arasından geçip yatay hazneye dolması sağlanır. Deneye başlamadan önce yatay hazne üzerinde kapaktan itibaren 200 mm ve 400 mm lik mesafeler işaretlenir. Kapağın kaldırılmasıyla süre başlatılır ve betonun bu mesafelere kadar ulaşma süreleri ölçülür. Akış tamamlandıktan sonra düzeneğin her iki ucundaki beton seviyeleri ölçülerek birbirine oranlanır. Bu değer bloklanma oranı olarak adlandırılır ve KYB'nin akıcılık ve geçiş yeteneğin bir ölçüsü olup minimum 0,8 olarak kabul edilir. t 20 ve t 40 süreleri betonun akış özelliği ile ilgili bilgi verirken sınır değerler konusunda bir kabul henüz yoktur. Bu deneyle; betonun donatılar arasından geçiş durumuna göre tıkanma olasılığı, iri agreganın hazne boyunca ilerleme durumuna göre de segregasyon direnci hakkında bilgi elde edinilir. Şekil 2.3 de L-kutusu deney düzeneği verilmiştir. Şekil 2.3. L-kutusu testi deney düzeneği

86 d. U-kutusu deneyi Japonya daki Taisei Şirketi Teknoloji Araştırma Merkezi tarafından geliştirilen bu deney yöntemi su altı betonlarında, maksimum agrega tane çapı 25 mm nin altında olan betonlarda ve kendiliğinden yerleşen betonlarda uygulanmaktadır. KYB nin doldurma kapasitesini ve akış yeteneğinin incelenmesi amacıyla uygulanmaktadır. U şeklindeki deney aletinin orta kısmında düzeneği iki hazneye ayıran ama tabana kadar inmeyen bir orta duvar bulunmaktadır. Bu duvar ile düzeneğin tabanı arasında düşey yönde 13 mm çaplı 35 mm net açıklıklı donatılar ve bu donatıların önünde de kayıcı bir kapak bulunmaktadır. Deney düzeneğinin iç yüzeyi nemlendirilip kayıcı kapak kapatılır ve birinci hazne yaklaşık 20 lt betonla, şişleme yapılmadan, doldurulur. Yerleşmesi için 1 dakika beklenip ara kapak kaldırılarak betonun donatılar arasından geçip ikinci hazneye dolması sağlanır. Akış tamamlandıktan sonra her iki haznedeki beton seviyeleri ölçülerek aralarındaki fark hesaplanır. Doldurma yüksekliği denilen bu değer KYB için maksimum 30 mm olarak kabul edilir. Bundan daha düşük değerlerler de betonun donatılar arasından geçiş ve doldurma yeteneğinin yüksek olduğu sonucuna ulaşılır. Şekil 2.4 de U-kutusu deney düzeneği görülmektedir. Şekil 2.4. U-kutusu testi deney düzeneği

87 e. J- halkası deneyi Kaynağı tam olarak bilinmese de Japon kökenli olan J-halkası deneyi Paisley üniversitesinde geliştirilmiştir. Abrahams konisi, yayılma tablası ve belli aralıkta yerleştirilmiş donatılardan oluşan deney düzeneği ile betonun geçiş yeteneğinin ölçülmesi amaçlanmıştır. 300 mm çaplı halkanın üzerine boyları 100 mm olan çapı ve açıklığı beton özelliğine göre değişebilen düşey yönde yerleştirilmiş donatılar bulunmaktadır. Gerçek donatı ile karşılaştırma yapmak amacıyla açıklık maksimum agrega çapının 3 katı olarak alınabilir. Deney aletlerinin yüzeyleri nemlendirilir. Düz bir zemine oturtulan yayılma tablasının ortasına J-halkası yerleştirilip içerisine Abrahams konisi konulur. Koni üst yüzeyine kadar şişleme yapılmadan betonla doldurulduktan sonra sabit bir hızla dikey olarak çekilir ve betonun tabla üzerinde donatılar arasından geçerek yayılması sağlanır. Yayılma tamamlandıktan sonra birbirine dik iki yöndeki yayılma çapları ölçülerek ortalaması alınır. Donatılar arasından geçemeyip blok halinde kalan beton yayılma değerini doğrudan etkiler. Bununla beraber halkanın hemen dışındaki ve içindeki beton seviyeleri 4 farklı noktadan ölçülüp seviye farkı hesaplanır. KYB için maksimum 10 mm olarak kabul edilen bu fark betonun donatılar arasından geçebilme yeteneği hakkında bilgi verir. Şekil 2.5 de J-halkası deney düzeneği görülmektedir. Şekil 2.5. J-halkası testi deney düzeneği

88 KYB de akışkanlaştırıcı katkı kullanımı Betonun üç temel özelliği olan dayanım, dayanıklılık ve işlenebilirlik özelliğinin diğerlerine kıyasla daha yüksek olduğu yüksek performanslı betonlarda ana hedef s/ç oranını olabildiğince düşük tutarak ayrışma ve boşluk olmadan yerleşme yeteneğini arttırmaktır. Klasik beton teknolojisinde kullanılan akışkanlaştırıcıların temel görevi s/ç oranını değiştirmeden işlenebilirliği arttırmak olduğundan, düşük s/ç oranında yüksek işlenebilirlik sağlamak, ancak yüksek oranda su azaltıcıların (süperakışkanlaştırıcıların) bulunması ve gelişmesiyle sağlanmıştır. Süperakışkanlaştırıcı katkıların betonda akıcılık kazandırma etkisi normal akışkanlaştırıcılar ile benzer özellik göstermekle beraber kimyasal yapıları ve polimer moleküllerinin çimento taneleri üzerinde yapışıp parçacıkların elektrostatik yüklerini değiştirmesi bakımından farklılık göstermektedir (Doğan 2000). Süperakışkanlaştırıcılar kimyasal yapılarına göre üç farklı sınıfa ayrılırlar: 1. Sülfone edilmiş sentetik polimer 2. Karboksile edilmiş sentetik polimer 3. Karma işlevli sentetik polimer Sülfone edilmiş sentetikler sülfonatlı naftalin formaldehit veya sülfonatlı melamin formaldehit den oluşmuş olup süperakışkanlaştırıcıların temelini oluştururlar. İkinci grup olan karboksilatlı sentetik polimerler ise polikarboksilat ve poliakrilatlardan oluşur. Aminosülfatlar ve modifiye edilmiş linyosülfatların örnek olarak gösterilebileceği üçüncü grup süperakışkanlaştırıcılar kimyasal yapılarında farklı anodik ve kutupsal fonksiyon gruplarına sahiptir. Süperakışkanlaştırıcı katkıların özelliği yüksek oranda dağıtıcılık (dispersiyon) özellikleri ile çimento taneciklerini birbirinden uzaklaştırmasıdır. Dağılma, süperakışkanlaştırıcı moleküllerinin bağlayıcı tanecikler tarafından absorbe edilmesi sonucu oluşur. Dispersiyon olayı farklı teorilerle açıklanmıştır.

89 69 a) DLVO (Derjaguin, Landau, Verweck, Overbeck) liyofobik kolloid teorisi b) Sterik etki teorisi Çimento taneleri su ile temas edip çözünmeye başlayınca ortama Ca ++ iyonları verir. Çimento tane yüzeyinde artan Ca ++ iyonu konsantrasyonu, absorbe edilen akışkanlaştırıcının polimer möleküllerinin tane yüzeylerine yapışmasını sağlar(şengül 2005). Böylece negatif yükle yüklenen çimento taneleri arasında elektrostatik bir itme oluşur ve dispersiyon gerçekleşir. Birinci teoriye göre gerçekleşen bu elektrostatik itme, geleneksel sülfonatlı naftalin formaldehit (SNF) ve sülfonatlı melamin formaldehit (SMF) polimerler için geçerli olup polikarboksilat kökenli katkılarda buna ilave olarak sterik etki de söz konusudur. Bu ikinci teoriye göre polikarboksilatların uzun ana molekülleri polietilen ya da polieter yan bağlardan daha geniş bir hacim kaplamakta ve bu sayede çimento taneleri çevresinde birbirini iten fiziksel bir yapı oluşturmaktadır. Böylece elektrostatik etkiyle beraber sterik etki ile dağılan çimento taneleri kararlı hale gelerek daha etkin bir hidratasyona olanak sağlarlar. Daha yüksek oranda su kesme özelliği kazanan betonda içsel sürtünmeleri azalmasıyla, kayma gerilmesi ve viskozite de azalır. Böylece uzun süre en küçük detaylara kadar ayrışma göstermeden ve vibrasyon gerektirmeden kendiliğinden yerleşebilen betonlar üretilebilmektedir. KYB üretiminde; yüksek akışkanlık, yüksek ayrışma direnci gösterip betonun kararlılığını koruyarak işlenebilirliğinin uzun süre devam etmesini sağlamak büyük ölçüde kullanılan bu polikarboksilat bazlı akışkanlaştırıcı katkıya bağlıdır. Polikarboksilatlar kendi aralarında su kesme ve işlenebilirliği korumak bakımından farklılık gösterirler. Bunun temel nedeni katkı üretiminde kullanılan hammadde farkı, katı madde oranı, molekülü oluşturan ana zincir ve yan zincirin kimyasal yapısı ve molekül ağırlığı gibi faktörlerdir. Yapılan çalışmada (Felekoğlu et al. 2005) polikarboksilatların farklı kimyasal yapıları nedeniyle betonda işlenebilirliği koruma özelliklerinin değişim gösterdiği görülmüştür. Bir diğer çalışmada (Sağlam et al. 2005) da taze beton özellikleri ve dayanımlar açısından katkının çimento ile etkileşiminin önemli olduğu, bunun için uygulamadan önce çimento-katkı uyum deneylerinin yapılması gerektiği sonucuna ulaşılmıştır. KYB katkısı olan polikarboksilatlar, portlant

90 70 çimentosu, doğal puzolan katkılı çimento ve Portland kompoze çimento ile iyi bir uyum sağladığı fakat traslı çimento ve puzolanik çimento ile uyumsuzluk gösterdiği yapılan bir başka çalışmada görülmüştür (Özkul et al. 2000) a. KYB ler de vizkozite arttırıcı katkı etkisi Yüksek oranda su azaltan süperakışkanlaştırıcı katkıların dağıtma (dispersiyon) gücünün çok yüksek olması betonda plastik viskoziteyi düşürüp segregasyonun (ayrışma) ve terlemenin oluşmasına neden olmaktadırlar. Bunun için bu katkıların kullanılması durumunda ayrışmayı önlemek için bazı önlemler almak gerekir. Karışımda ince malzeme miktarını arttırmak bir yöntemdir. İnce malzeme olarak 100 mikrondan ince taneler düşünülüp uçucu kül, taş unu, cüruf, silis dumanı kullanılabilir. Bir diğer yöntem de, süperakışkanlaştırıcı ile beraber vizkozite düzenleyici kimyasal katkıların kullanılmasıdır. Betonda terlemeyi azaltıp ayrışmanın önüne geçebilmek için kullanılan vizkozite arttırıcı katkılar, doğal polisakkaritler, akrilik bazlı polimerler, selüloz türevleri ve nişasta kökenli ürünlerdir. Bu maddeler betonda kararlılığın korunmasını ve agreganın çimento hamuru içinde askıda kalmasını sağlamakla beraber düşük kalitede agrega veya düşük çimento dozajında etkinliklerini kaybederler (Berke et al. 2002). KYB üzerinde yapılan çalışmalarda toplam ince malzeme miktarının 400 kg/m 3 ile sınırlandırılması durumunda viskozite arttırıcı katkı ilave edilmeden üretilen betonlarda akışkanlığın yüksek olduğu fakat bunun yanında segregasyon da oluştuğu bu nedenle bu şartlar altında KYB tanımının yapılamayacağı belirtilmiştir (Roks et al. 1999) Hibrid Lifli Betonlar ve Genel Özellikleri Betonun en önemli dezavantajlarından biri çekme dayanımının, basınç dayanımının yanında ihmal edilecek kadar düşük olmasıdır. Bu dezavantaj KYB içinde geçerlidir. Betonun çekme dayanımının artırılmak istenmesi, lifli beton çalışmalarını gündeme getirmiştir. Milattan önceki yıllardan günümüze kadar kullanılmış olan, saman takviyeli kil harcı (kerpiç) ve at saçından sıva harcı da, lifli beton çalışmalarına esin kaynağı

91 71 olmuştur. Lifler çeşitli şekillerde ve boyutlarda çelik, plastik, cam ve doğal malzemelerden üretilen, uzunluğu, bükülebilirliği, esnekliği ve dayanıklılığı olan malzemelerdir. Bu malzemeler KYB nin taze ve sertleşmiş beton özelliklerini etkilemektedir. Bu nedenle, betondan beklenen performansa uygun lif çeşidi belirlendikten sonra deneme karışımları yardımıyla uygun lifli KYB karışım değerleri bulunmalıdır (Topçu and Canbaz 2007). Beton gibi çimentolu kompozitler yarı-gevrek yapıdadır. Günümüzde inşaat teknolojisinde sağlanan büyük ilerlemeler ve kimya alanındaki büyük gelişmeler sonucunda ortaya çıkan kimyasal katkılar sayesinde betonun dayanım düzeyi oldukça yüksek seviyelere çıkmış durumdadır. Şekil 2.6 da görüldüğü gibi özellikle yeni geliştirilen kimyasal katkılar sayesinde betonun s/ç oranı 1950 li yıllarda bulunduğu 0,6 0,7 düzeylerinden günümüzde 0,2 nin altına bile düşürülebilmektedir. Betonun dayanım düzeyi ise buna bağlı olarak giderek yükselmektedir. Şekil 2.6. Betonun evrimi kapsamında basınç dayanımı s/ç oranı ilişkisi (Taşdemir ve Bayramov 2002)

92 72 Betonda dayanım düzeyi bu denli artmaktadır ancak beton gibi çimentolu malzemelerin yalın halde karakteristik özelliği olan gevreklik sorunu devam etmektedir. Kapalı çevrimli basınç deneyleri ile 100 MPa a kadar olan betonlar üzerinde yapılan araştırmalar göstermiştir ki betonun dayanım seviyesi arttıkça maksimum yükteki eksenel birim deformasyon da artmaktadır. Ancak, maksimum yükten sonra, dayanım düzeyi yükseldikçe gerilme daha keskin bir şekilde düşmekte ve beton daha gevrek davranmaktadır (Şekil 2.7). Şekil değiştirme (%) Şekil 2.7. Normal ve yüksek dayanımlı betonlarda kapalı devre tek eksenli basınç deneyinde gerilme eksenel şekil değiştirme ilişkisi (Şekil Taşdemir et al. 1998) den alınmıştır Taşdemir et al. (1998) literatürde tek eksenli basınç yüklemesi altında elde edilmiş olan 85 adet deney verisini inceleyerek, betonun dayanım seviyesi arttıkça basınç gerilmeleri altında yutulan bağıl enerjinin (Bağıl kırılma enerjisi, U r ) değişimini göstermişlerdir (Şekil 2.8). Bağıl kırılma enerjisi, basınç gerilmesi şekil değiştirme eğrisinin yükselen kısmında gerilme değerlerinin basınç dayanımına (f c ), şekil değiştirme değerlerinin ise maksimum gerilmedeki şekil değiştirme değerine (ε cu ) bölünerek normalize edilmesi ile elde edilmektedir. Böylece elde edilen eğrilerden yola çıkılarak bağıl kırılma enerjisi elde edilmektedir (Taşdemir et al. 1998). Bu şekilde elde edilen normalize eğri, Şekil 2.8 de ki küçük grafikte gösterilen OP doğrusunu izlerse malzeme lineer elastik ve

93 73 gevrek, OBP yolunu izlerse de tam plastik davranıyor demektir. Böylece bağıl kırılma enerjisi, normalize eğrilerin altında kalan alan olarak 0,5 ile 1 arasında bir değer alır ve OP ye daha yakın normalize eğriler daha gevrek davranışı göstermektedir (Taşdemir et al. 1998). Şekil 2.8. Bağıl kırılma enerjisi basınç dayanımı ilişkisi (Taşdemir et al. 1998) Taşdemir et al. (1998) in çok çarpıcı bir şekilde gösterdiği gibi, betonun dayanım seviyesi çok üst düzeylere çıkarılabilmesine karşın gevreklik problemi artarak devam etmektedir. Bundan dolayı, çeşitli özelliklerde liflerin çimentolu kompozitlerde kullanılması yüksek dayanımlı ve sünek kompozitlerin oluşturulabilmesi için sürekli güncel kalmaktadır. Şekil 2.9 da çimentolu malzemelerin sınıflandırılması görülmektedir. Japon Beton Enstitüsü (JCI) tarafından yapılan bu sınıflandırmada çimentolu malzemeler; beton, harç ve çimento hamuru genel halinden, lif donatılı çimentolu kompozitler (FRC), yüksek performanslı çimentolu kompozitler (HPFRCC) ve en özel hal olarak da sünek lif donatılı çimentolu kompozitlere (DFRCC) kadar özelleşmektedir. Şekil 2.9 da ki sınıflandırmadan da görüldüğü gibi, çimentolu malzemelerin büyük bir kısmı çeşitli özelliklerde lifler içermektedir. Ancak, bu bölümde tez çalışması kapsamına giren

94 74 geleneksel lifli betonlar (kısa kesilmiş mezo ve makro boyutta çelik lifler içeren) ile ilgili bilgi verilecektir. Şekil 2.9. Çimentolu malzemelerin sınıflandırılması (JCI, DFRCC Committee 2003) FRCC: Lif donatılı çimentolu kompozit, FRC-Lifli beton, FRM-Lifli harç HPFRCC: Yüksek performanslı çimentolu kompozit, ECC-Tasarlanmış çimentolu kompozit, SIFCON-Çimento bulamacı emdirilmiş yüksek oranda kısa kesilmiş çelik lif içeren kompozit, SIMCON-Ağ şeklinde lif içeren çimento bulamacı emdirilmiş kompozit Ductal-Reaktif Pudra Betonu nun ticari isimli hali (Jovanovic et al. 2002) DFRCC: Sünek lif donatılı çimentolu kompozit çelik teller, beton gibi yarı-gevrek bir malzemede sünekliği arttırmak için giderek daha fazla kullanılmaktadır. Yüksek dayanımlı betonlar, normal betondan daha gevrek olduğundan bu malzemelerin kırılma enerjilerinin arttırılması gelecekte önemle ele alınmalıdır (Taşdemir and Bayramov 2002). Yarı gevrek karakterdeki betona eklenen uçları kancalı çelik lifler betonun özellikle kırılma enerjisi ve sünekliğini büyük oranda geliştirirler (Gopalaratnam et al. 1991; Bayramov

95 ; Löfgren 2005). Ayrıca çelik lifler betonun darbe ve aşınma dayanımını da geliştirirler (Banthia et al. 2003; Nataraja et al. 2005). Darbe yükleri altında lif miktarı arttıkça kompozitin kırılma enerjisi de artmaktadır (Arslan 1995) Lifli betonun kısa tarihçesi Bağlayıcı malzemelerle yapılmış yapı elemanlarında lif kullanılması çok yeni bir fikir sayılmaz. Antik çağlardan beri lifler gevrek malzemelerin donatılandırılması amacı ile kullanılmıştır (ACI ). Tarihi yapıların bazılarında, balçık karışımları içerisine hayvan kuyruk ve yele kıllarının katıldığı bilinmektedir. Benzer şekilde, büyük usta Mimar Sinan ın yaptığı şaheserlerde kullanılan Horasan Harcı içerisinde saman ve keçi kılı kullanıldığı bilinmektedir. Liflerin bağlayıcı içerisinde en sık kullanımı güneşte kurutulan kerpiç bloklar içerisinde saman kullanılmasıdır. Günümüzden yaklaşık 3500 yıl öncesi, Bağdat yakınlarında inşa edilmiş 57 metre yüksekliğindeki Aqar Quf kulesinin yapımında güneşte pişirilmiş tuğlalarda saman kullanıldığı tespit edilmiştir (Bentur and Mindness 1990) yılında ABD de A. Berard tarafından lif donatılı betonun ilk patenti alınmıştır. Asbestli liflerin çimento hamuru matrisi içerisinde yaygın bir şekilde kullanılmaya başlaması 1898 yılında Hatschek yönteminin keşfi ile olmuştur (Hatschek yöntemi için bknz. Bentur and Mindess 1990). Fakat asbestli liflerin sağlığa zararının anlaşılması üzerine 1960 ların başlarında alternatif lif tipleri ortaya çıkmaya başlamıştır (ACI 544). Günümüzdeki bilinen şekle sahip lif patentleri 1927 de ABD de G. Martin tarafından, 1939 da İngiltere de Zitkeviç ve yine İngiltere de 1943 de G. Constantinesco tarafından alınmıştır (Naaman 1985; Beddar 2004) ların başlarında günümüzde bilinen anlamıyla çelik liflerin betonda kullanımına yönelik çalışmalar başlamıştır (ACI 544; Romualdi and Batson 1963). Günümüzde geleneksel çelik teller endüstriyel zemin betonları ve tünel uygulamalarında kullanıldığı gibi yağmur suyu kolektörleri, atık su tankları, atık madde tankları, cephe ve bölme duvar elemanları, kanalizasyon boruları, tünel segmanları gibi prefabrike elemanların üretiminde de kullanılmaktadır (Taşdemir et al. 2002).

96 76 Geleneksel sıkıştırma işlemi uygulanmış çelik lifli betonlarda uygulanan sıkıştırma enerjisinin tipi ve süresi liflerin yönlenmesini büyük ölçüde etkilemektedir (Toutanji and Bayasi 1998; Barragan 2002). Betona eklenen çelik lifler betonun işlenebilirliğini olumsuz etkilemektedirler (ACI ). Kullanılan lifin miktarı, boyu, narinliği ve sekli lifli taze betonun islenebilirliğinin kontrolünde önemli rol oynar (Balaguru and Shah 1992; Bayasi and Soroushian1992). Genel olarak lifli betonların işlenebilirliği lifsiz betona göre daha azdır ve dökümleri daha iyi planlama ve isçilik gerektirmektedir. Bu durum lifli betonun maliyeti üzerinde (lifin göreceli olarak pahalı bir malzeme olmasının yanında) dikkate alınması gerekecek derecede artışa neden olabilir. Lifli betonların, homojen lif dağılımının sağlanması, etkili sıkıştırmanın sağlanarak hapsolmuş hava boşlukları riskinin azaltılması için, yerleştirmeyi kolaylaştıracak ve vibrasyon ihtiyacını azaltacak şekilde yeterince akıcı olarak tasarlanması gerekmektedir (Khayat and Roussel 2000). Bu açıdan lifli betonların kendiliğinden yerleşecek şekilde tasarımı gerekmektedir. Öte yandan KYB de yalın halde tıpkı normal beton gibi gevrek karakterdedir ve KYB nin sünekliği de tıpkı normal betonlarda olduğu gibi, çeşitli özelliklerde lif eklenerek arttırılabilir. Ancak genel olarak bilindiği gibi beton karışımlara lif ilavesi işlenebilirliği olumsuz etkiler (Walraven 2002). Lif ilavesi ile işlenebilirlikte meydana gelen azalma, lif donatılı KYB ler söz konusu olduğunda üzerinde önemle durulması gereken, güncel ve önemli bir araştırma konusudur. Buna paralel olarak, lifli KYB ler üzerinde yapılan araştırmaların öncelikle lifli KYB lerin reolojik özellikleri üzerine yoğunlaştığı dikkat çekmektedir (Groth 2000; Grünewald and Walraven 2001; Walraven 2002; Grünewald 2004; Sahmaran et al. 2005; Sahmaran and Yaman 2007). Bunun yanında lif donatılı KYB nin mekanik özellikleri üzerinde sınırlı da olsa bazı araştırmalar yapılmıştır (Groth 2000; Khayat and Roussel 2000; Grünewald and Walraven 2002; Haist et al. 2002; Grünewald 2004; Aydın 2007).Yapılan araştırmalarda KYB karışımın hamur hacminin arttırılması ile işlenebilirlikte lifsiz KYB ye göre çok az kaybın olduğu lifli karışımların oluşturulabileceği ve hamur hacminin arttırılması ile karışımda işlenebilirlikte kayıp olmadan kullanılabilecek lif miktarının arttırılabildiği vurgulanmaktadır.

97 Çimentolu malzemelerde kullanılan lif tipleri Çimentolu malzemelerde değişik amaçlara yönelik olarak çeşitli tiplerde lifler kullanılmaktadır. Bu lifler temel olarak metalik, cam, sentetik ve doğal (organik ve inorganik) lifler olarak gruplanabilir. Çelik lifler çeşitli üretim süreçleri sonunda çok değişik boy, çap ve geometride üretilebildiği gibi, temel olarak düşük karbonlu (kopma dayanımı yaklaşık olarak MPa) veya yüksek karbonlu (kopma dayanımı yaklaşık 2200 MPa) olmak üzere farklı dayanımlarda da üretilebilmektedir. Çimentolu matrislerde sıkça kullanılan sentetik liflerden bazıları ise, polietilen (PE), PP (PP), akrilik (PAN), polivinilalkol (PVA) ve karbon lifleridir. Bir lifin çimento içeren bir karışımda kullanılabilmesindeki önemli nokta, lifin yüksek alkaliniteye sahip ortamdan etkilenmemesi ve zamanla bozulmamasıdır. Beton ve harç gibi çimentolu malzemelerde kullanılan çeşitli liflerden bazıları Şekil 2.10 da görülmektedir. Şekil Makro, mezo ve mikro boyutta, çelik ve sentetik çeşitli lif tipleri

98 78 Şekil Deneysel çalışmalarda kullanılan çeşitli lif tipleri Gelişen teknoloji ile birlikte burada gösterilen liflerden başka çok çeşitli lifler de üretilmekte ve çimentolu matrislerde çeşitli amaçlar için kullanılmaktadır. Şekil 2.10 da görüldüğü gibi birçok lif genellikle özel yapıştırıcılarla birbirlerine tutturulmuş demetler halindedir. Bu lif demetleri çimentolu karışıma katıldığında suyun etkisi ile bağlayıcının çözülmesi ve karışma sırasındaki mekanik etki ile birbirinden ayrılır. Şekil 2.10 da görülen lifler dairesel en kesitli liflerdir. Lifler geometrik olarak görünüm oranı veya narinlik denilen sayısal bir parametre ile tanımlanmaktadır. Narinlik lif boyunun lif çapına oranı olan boyutsuz bir parametredir. Lifler dairesel en kesitli olduğu gibi kare, dikdörtgen veya düzensiz en kesitli olabilirler. Bu tip liflerin narinliği ise aynı en kesit alanını veren daire çapı göz önüne alınarak hesaplanır (ACI ). Çimentolu matrislerde kullanılabilecek liflerin mekanik ve geometrik özellikleri geniş bir yelpazede değişmektedir. Bundan dolayı bazı lifler genellikle beton ve harcın tokluğu ve çatlak genişliğinin sınırlandırılması amacıyla kullanılırken (örneğin makro ve mezo boyutta çelik lifler, yüksek performanslı PVA lifleri vb.) bazıları da plastik

99 79 rötre çatlaklarının azaltılması veya yüksek sıcaklık etkisinde patlamaları önlemek amacıyla (örneğin PP lifler) kullanılabilir (Bentur and Mindess 1990; ACI 544, 1997) Çelik Lifli Betonlar Çelik lifli betonda çatlak gelişimi ve yayılmasının mekanizması Bilindiği gibi, beton henüz herhangi bir dış etki ile gerilme altında kalmadan önce de mikro çatlaklı bir yapıdadır. Bu mikro çatlaklar agrega çimentolu matris ara yüzeyinde yoğun olmak üzere, matris içerisinde rastgele dağılı durumdadır. Betonun bu mikro çatlaklı yapısının nedeni, ayrışma, büzülme ve harcın termal genleşmesidir. Betonda yükleme sırasında mikro çatlakların gelişmesinin birincil nedeni olarak çimentolu matris ile agregalar arasındaki rijitlik farkı gösterilmektedir (Löfgren 2005). Böylece en çok mikro çatlak içeren kısım olan agrega çimentolu matris arası ara yüzey geçiş bölgesi, üç fazlı (agregalar, çimentolu matris ve agrega matris arası ara yüzey geçiş bölgesi) heterojen bir malzeme olarak kabul edilen betonun en zayıf halkasını oluşturmaktadır. Betonun bu mikro çatlaklı yapısı ve mikro çatlakların gerilme altında büyüyerek birleşmesi, betonun düşük çekme dayanımlı bir malzeme olmasının ve bundan daha önemli olarak da düşük çekme birim deformasyon kapasitesine sahip gevrek bir malzeme olmasının (Taşdemir et al. 1996) ana nedenidir. Çimentolu malzemelerin genel karakteri olan gevrek davranış, çeşitli özelliklerde lifler eklenerek sünek davranışa doğru iyileştirilebilir. Burada vurgulanması gereken önemli bir ayrıntı, liflerin birincil etkisinin malzemenin dayanımının geliştirilmesinden daha çok, çatlak oluştuktan ve genişledikten sonra kompozitte gerilme transferinin devam etmesi ve tokluğunun arttırılmasıdır (Bentur and Mindess 1990; Shah1991; Li and Maalej 1996). Çimentolu kompozitlerde liflerin donatı etkisi matris çatladıktan sonra belirginleşmektedir. Lif donatılı çimentolu kompozitlerde liflerle birlikte agregalar ve boşluklar da bulunmaktadır ve lifli kompozitte bunların da birbirleri ile etkileşimi söz konusudur ve bu nedenle davranış karmaşıktır. Bunun yanında, çimentolu kompozitte kullanılan liflerin performansı lif-matris aderansı ve lif-matris arası geçiş bölgesinin

100 80 mikro yapısına büyük ölçüde bağlıdır. Tıpkı agregalarla çimentolu matris arasında var olan geçiş bölgesi (Neville 1995) gibi lif ile onu saran çimentolu matris arasında da kalsiyum hidroksitçe zengin, boşluklu yapıda bir geçiş bölgesi bulunmaktadır. Lifli malzemelerin tüm performansı açısından bu bölgenin yapısının anlaşılması önemlidir. Lif matris arasındaki geçiş bölgesi, uygun olmayan beton tasarımı sonucunda oluşan terleme nedeniyle su dolu mikro boşluklar liflerin etrafında oluşmaktadır ve ilerleyen hidratasyon sonucu liflerin etrafı hidratasyon ürünleri ile kısmen dolabilmektedir (Bentur et al. 1995). Bu bölgenin mikrosilika gibi malzemeler veya diğer mikrofillerlerle yoğunluğunun arttırılması, lifin çimentolu matrisle aderansını geliştirir ve lifin matristen sıyrılma yükünü arttırır. (Bentur et al. 1995; Chan and Li 1997; Banthia 1998). Kayalı (2004) yaptığı çalışmada lif donatılı betonlarda kullanılan yüksek miktarda uçucu külün lif-matris geçiş bölgesini daha yoğun bir yapıya kavuşturduğunu ve uçucu külün puzolanik etkisinin de katkısıyla lif-matris aderansının geliştiğini göstermiştir. Beton içerisinde bulunan çelik lifler matris çatlaklarının oluşumu ve yayılmasını geciktirerek matrisin çatlama dayanımını geliştirirler. Çatlak oluştuktan sonra da oluşan çatlağı köprüleyerek kompozitte çatlak açılmasına rağmen gerilme transferinin devamını sağlayarak ani ve gevrek göçmeyi önlerler. Şekil 2.12 de görüldüğü gibi matriste ilerleyen çatlak bir life denk geldiğinde lif tarafından önlenmekte ve çatlak sapmaktadır.

101 81 Şekil Cook Gordon çatlak önleme mekanizması (a): Keskin çatlak ucunda gerilme dağılımı, (b): Çatlak önleme mekanizmasının şematik gösterimi, (b-1): Çatlağın lif-matris ara yüzeyine yaklaşması, (b-2): Ana çatlak doğrultusunda lif-matris ara yüzey hasarının oluşumu, (b-3): T şekilli çatlak durdurucu (Şekil Bentur and Mindess 1990) den alınmıştır. Şekil 2.12, Cook and Gordon un 1964 de geliştirdiği (Bknz. Bentur and Mindess 1990) liflerin çatlak önleme mekanizmasını özetlemektedir. Matriste ilerleyen çatlak ucunda, çatlağı oluşturan asal çekme gerilmelerine paralel (σ y ) ve dik doğrultuda (σ x ) gerilme dağılımı şematik olarak Şekil 2.12-a da görülmektedir. Bu mekanizmaya göre çatlağı oluşturan çekme gerilmelerine dik doğrultudaki çekme gerilmeleri çatlağın hemen ucunda değil, çatlak ucundan belirli bir mesafeden sonra maksimum değerine ulaşmaktadır. Bu nedenle çatlak matriste ilerlerken henüz life ulaşmadan çekme dayanımı çok düşük olan ve boşluklu yapıdaki lif-matris ara yüzeyini hasara uğratarak bu bölgede çözülmeye yol açar (Şekil 2.12-b-2). Bu durumun lif-matris ara yüzey dayanımı matrisin çekme dayanımının 1/5 i gibi oldukça düşük olması durumunda gözlendiği belirtilmektedir (Bentur and Mindess 1990). Ana çatlağın ilerlemeye devam etmesi ve sonunda lif-matris ara yüzeyinde oluşan çatlaklara ulaşması sonucunda ana çatlak ucu körleşir (Şekil 2.12-b-3 de görüldüğü gibi keskinliğini kaybeder). Böylece ana çatlak ucunda gerilme konsantrasyonu düşer ve çatlağın daha fazla yayılması önlenir. Çatlak yolu bu mekanizma ile sapacak ve kendi ilerleme doğrultusunda gitmeyip, çatlamaya karşı daha az dirençli boşluklu ara-yüzey bölgesine doğru

102 82 yönelecektir. Bentur et al. (1985) zayıf ara yüzey bölgesinin hemen lif yüzeyinde olmadığını, çatlak önleme, çözülme, çatlak sapması ve çatlak ikizlenmesi olaylarının geçiş bölgesindeki boşluklu tabakada meydana geldiğini belirtmektedir (Şekil 2.13). Şekil Lif-matris geçiş bölgesindeki boşluklu tabakada çözülme ve liflerin çatlak önleme mekanizmasının SEM fotoğraflarına göre şematik çizimi (Bentur et al. 1985) Lifli kompozitlerin mekanik davranışının net olarak anlaşılması için liflerin çatlaktan önceki davranışı (gerilme transferi mekanizması) ve özellikle de çatlak oluştuktan sonraki davranışının (çatlak köprüleme özelliği) iyi anlaşılması gerekmektedir. Yüksek dayanımlı ve yüksek elastisite modülüne sahip liflerle donatılandırılmış bir çimentolu matris gerilme altında kaldığında, büyük makroçatlakların oluşmasından önce uygulanan yükün bir kısmı lifler tarafından, bir kısmı ise matris tarafından taşınır. Buna göre matristen daha yüksek elastisite modüllü liflerin betona eklenmesi ile dayanımının artması gerekir. Ancak, araştırmacılar geleneksel olarak kullanılan normal dozaj ve boyutlarda lif eklenmesi ile çimentolu matrislerin (harç veya beton) dayanımının fazla artmadığını belirtmektedirler (Shah 1991; Li and Maalej 1996). Liflerin asıl performansı çatlak oluştuktan ve genişledikten sonra ortaya çıkar. Buradaki davranışının iyi anlaşılabilmesi için liflerin çatlak oluştuktan sonraki davranışının (çatlak köprüleme özelliği) incelenmesi gerekir.

103 Çatlak sonrası davranış (çatlak köprüleme özelliği) Lifli kompozitlerde çatlak oluştuktan ve açılmaya başladıktan sonra lifler oluşan bu çatlağı köprülerler. Şekil 2.14 de ise doğrudan çekme etkisi altındaki çentikli silindir örnekte açılan çatlak ve çatlak köprüleyen lifler görülmektedir (Barragan 2002). Çatlak açıldıkça çatlağı köprüleyen lifler üzerinden gerilmelerin geçtiği gerilme köprücükleri olarak görev yaparlar. Bu süreçte, yeterince uzun ve rijit olan lifler (örneğin, mezo ve makro boyutta çelik lifler) matristen sıyrılır ve bir miktar enerji sönümlenir. Bu sıyrılmanın daha zor olmasını sağlamak amacıyla çelik liflerin kendi geometrisi, yüzey yapısı ve uç geometrilerinde değişiklikler yapılmaktadır. Banthia and Trottier (1995) çelik lif tipinin çelik lifli betonun performansına etkilerini inceledikleri çalışmalarında farklı geometrilerde dört tip çelik lifin performansını incelemişler ve dalgalı geometriye sahip çelik liflere göre, uç geometrisinin değişken olan liflerin enerji yutma kapasitesi açısından daha avantajlı olduğunu göstermişlerdir. Uç geometrisi farklılaştırılmış çelik lifli betonlardan elde edilen enerji yutma kapasitesi (yük sehim eğrisinin altında kalan alan) yüzeyi deforme edilmiş çelik liflere göre belirgin bir şekilde yüksektir. Bununla birlikte en iyi performansın, 52 MPa basınç dayanıma sahip matriste uçları kancalı tipte çelik liflerle elde edildiği belirtilmiştir.

104 84 Şekil Doğrudan çekme etkisi altında çatlak köprüleyen çelik lifler (Barragan 2002) Çelik lifli betonlarda toklaşma mekanizması Çekme gerilmesi altındaki lifsiz (yalın) beton ilk çatlak oluştuktan sonra gevrek bir şekilde göçerken, çelik lifli betonlarda ilk çatlak oluştuktan sonra göçme gevrek karakterde değildir. Bunun nedeni, çatlak genişliği arttıkça, gerilme-çatlak açılması grafiğinin altında kalan olarak kabul edilen tokluk veya kırılma enerjisi olarak ifade edilebilecek olan kırılma işinin artmasıdır. Yalın betonda çatlak açılıp gerilme transferinin artık devam etmediği (gerilmenin sıfıra indiği) kritik çatlak genişliği 0,3 mm civarındadır (Löfgren 2005). Uçları kancalı tipte çelik liflerin çatlak düzleminde yer alması ile kritik çatlak açıklığının ötesinde lif uzunluğunun yarısına kadar çekme birim deformasyon kapasitesi artmaktadır. Lifli kompozitin toplam performansı, agregaların çatlak köprüleme özelliği ile liflerin çatlak köprülemesinin bir birleşimidir (Şekil 2.15).

105 85 Şekil Tek eksenli çekme gerilmesi altındaki lifli betonda lif ve agrega köprülemesinin birleşik etkisi (Löfgren 2005 den alınmıştır) Kırılma süreci bölgesinde agrega ve lif köprülemesinin birleşik etkisi Lifli betonlarda lifler ve agregaların birlikte etkileşim içerisinde olduğu bir toklaşma mekanizması vardır. Lifli kompozitte çatlağın köprülenmesi, agregalar ve liflerin birleşik etkisi ile olur (Zhang and Li 2004). Temel olarak agregaların liflere göre çatlak köprüleme etkisi oldukça kısıtlıdır. Şekil 2.16 da, tek eksenli çekme gerilmesi altındaki lifli betonda kırılma süreci üzerine liflerin etkisi görülmektedir. Şekil.2.15 den de görüldüğü gibi; lifli kompozitte makro çatlak oluşumundan sonra liflerin tamamen sıyrıldığı ve birbirinden ayrılan çatlak yüzeyleri arasında hiç gerilme transferinin yapılamadığı gerilmesiz bölge; lif ve agregalar üzerinden gerilmenin transfer edildiği köprüleme bölgesi ve son olarak da mikro çatlama ve mikro çatlak gelişimi bölgesi olmak üzere üç farklı bölge vardır. İlerleyen çatlak önünde mikroçatlak gelişimi nedeniyle gerilme birim deformasyon eğrisinin yükselen kısmındaki lineerlik bozulmaktadır.

106 86 Şekil Tek eksenli çekme etkisi altında kırılma süreci üzerine liflerin etkisinin şematik gösterimi (Löfgren 2005 den alınmıştır) Şekil 2.16 da şematik olarak gösterilen çekme gerilmesi çatlak açılması ilişkisi, betonun kırılma özelliklerine göre değişir ve genellikle 0,1 mm nin altındaki küçük çatlak açılmalarında CD arasında keskin bir düşüş gözlenir. Çatlak en kesitindeki liflerin çatlak köprüleme özelliği nedeniyle yük tamamen sıfıra inmez. Çatlak genişledikçe ve lifler matristen sıyrıldıkça gerilme aşamalı ve yumuşak olarak sıfıra doğru iner (DE arası). Özellikle kancalı uçlu liflerin kullanılması durumunda, kancanın da mekanik etkisi ile çatlak genişliği arttıkça gerilme yeniden artabilir (Löfgren 2005). Ancak burada özetlenen mekanik yapı kullanılacak tüm lif tipleri için aynı değildir. Bazı hallerde kancalı uçlu lif kullanılmasına karşın, keskin iniş-d-noktasında tamamlandıktan sonra çatlak açıldıkça (lifler sıyrıldıkça) gerilme-çatlak açılması eğrisinin iniş eğimi yumuşar ve gerilme sıfıra doğru azalmaya başlar. Bu durum lif özellikleri ile ilgili olduğu kadar lif miktarıyla da ilişkilidir Polipropilen Lifli Betonlar PP lifler petrolün bir türevi olup, sahip olduğu fiziksel ve kimyasal özellikler nedeniyle, başta inşaat endüstrisinde yaygın olarak kullanılan organik bir malzemedir. Tüm dünyada çimento ve alçı gibi inorganik kökenli inorganik bağlayıcılar ile bitüm gibi organik bağlayıcıları mikro donatılandırmak ve durabilite özelliklerini geliştirmek için

107 87 yaygın olarak kullanılmaktadır. PP liflerin beton içerisinde gösterdiği en önemli özellik, betonun dökülüşünün ilk birkaç saati içerisinde meydana gelen plastik büzülmeden (rötreden) dolayı oluşan çatlamayı kontrol etmektir. PP lifler beton, sıva, şap, alçı, bitüm ve prekast uygulamaları için kullanılan bir mikro donatı sistemidir. PP lifler çok çeşitli ebatlarda üretilirler. Hammaddesi %100 PP dir. 6 mm, 12 mm, 19 mm, 38 mm uzunluğunda üretilen çeşitleri daha az ipliksi yapıya sahiptir. Saha betonları, yürüyüş yolları, garaj, otopark ve şaplar için bir tali donatı sistemi olarak hasır donatının yerine kullanılabilir. Lif donatılı beton uygulamaları çok eski yıllara dayanmasına rağmen, 1960 lı yıllardan itibaren büyük bir ivme kazanmıştır. Özellikle Amerikan Ordu Mühendisleri Birliği (US Army Corp. Of Engineers) geleneksel silahlara karşı betonu güçlendirmek amacı ile yaptığı çalışmalar sonucunda betonda lif kullanımına yönelik deneysel ve teorik veriler elde edilmiştir. Elde edilen bu sonuçlar ışığında ASTM Püskürtme Sıva ve Lif donatılı Beton Uygulamaları adında bir standart hazırlayarak 1116-C kodu ile yayımlamıştır. ASTM 1116-C standardında bir betonun liflendirilmiş olması için %0,1 oranında hacimce lif içermelidir. Diğer bir değişle 1 m 3 için en az 1 kg lif kullanılmalıdır. PP malzemenin yoğunluğu en az 0,9 kg/m 3 olduğunda standarda uygunluk açısından en az 0,9 kg/m 3 dozaj kullanılmalıdır. Almanya nın Frankfurt şehrinde yeni inşa edilen bir yapıda yangına karşı yüksek dayanım elde etmek için PP lif donatılı bir beton kullanılmıştır. Bunun için 1 m 3 başına 2 kg PP lif katılmıştır Polioropilen liflerin özellikleri Betondaki rötre ve büzülme çatlaklarını azaltır. Betonu üç boyutlu donatılandırır. Segregasyonu azaltır. Betonu sünek hale getirir ve geçirgenliğini azaltır. Betonun darbeye karşı dayanımını artırır.

108 88 Betonun basınç ve eğilme dayanımını artırır. Asit ve bazlardan etkilenmez, donatının korozyonunu ve paslanmasını geciktirir. Betonun dağılmasını ve parçalanmasını önler. Yapılar depremde az hasar görür ve çökme riski azalır. Betonun tutunganlığı artar, kayar kalıplarda betonun şişmesini önler. Yorulma dayanımını kazandırır ve beton hizmet ömrünü artırır. Aşındırıcı kimyasallara karşı dayanımı artırır. Yüzey aşınmasını, ufalanmasını ve pullanmasını engeller KYB de polipropilen lif kullanımı Doğal kaynaklardan ya da üretim sonucu, yapay yolla elde edilen lifler betonda ana faz olan çimento hamuru içine betonun çeşitli mühendislik özelliklerini iyileştirmek amacıyla ilave edilerek kompozit bir malzeme oluştururlar. Çimento esaslı malzemelerde kullanılan liflerin görevi yük altında çimento matrisindeki çatlak oluşumunu engellemek veya geciktirmek böylece çatlağın hızlı ve kontrolsüz ilerleyişini önlemektir. Özellikle çelik lif kullanılması durumunda görülen bu özellik ile betonda ani göçme riski azaltılırken tokluğun ve eğilme dayanımının artmasını sağlarlar. PP lif kullanılması durumunda ise esas olarak rötre çatlaklarının engellenmesi ile betonun durabilite de artış sağlanması beklenir. Günümüzden yaklaşık 100 yıl önce asbest ile başlayan lifli beton teknolojisi son 50 yıldır selülozik lifler, son 30 yıldır da PP ve cam lifler ile gelişmeye devam etmektedir (Hannant 2003) Betonun kırılma mekaniği üzerinde lif etkisi Betonun kırılma davranışı incelendiğinde agrega yüzeyi ile çimento harcı arasındaki geçiş bölgesinde oluşan mikro çatlakların malzemenin kırılmasına yol açan potansiyel çatlakları doğurduğu görülmektedir. Bu noktada beton içine katılan liflerin görevi homojen bir yapı oluşturup her yönde dağılarak matrisin içindeki kılcal boşlukların

109 89 oluşmasını engellemek veya geciktirerek çatlakların hızlı ve kontrolsüz gelişimini durdurmaktır. Mikro çatlaklar başladıktan sonra matris içine ana taşıyıcı olarak yükün büyük bir kısmını alan liflerin bir arada tutulması ve birbirlerine yük transfer etmelerini sağlamak da matrisin yani çimento hamurunun görevidir. Matrisin yük altında, en zayıf olduğu noktada taşıma kapasitesinin aşılması ile çatlak oluşmaya başlar ve aderansı sağlamak için yeterli miktarda lif var ise ve şayet matris boşluksuz, rijit bir yapıya sahipse yük lifler tarafından taşınır. Böylelikle çatlakların önünde bir köprü oluşturup kontrol altında tutan lifler, ani kırılmaların önüne geçerek gevrek bir malzeme olan betonun sünek bir yapıya dönüşmesini sağlar (Şengül et al. 2003). Çekme dayanımını düşük bir malzeme olan betonda lifler çekme gerilmelerin oluştuğu yönde yerleştirildiği zaman maksimum verim elde edilir. Betonarmede çekme gerilmeleri doğrultusunda yerleştirilen donatılar ile bu sonuç elde edilir ama ince ve kısa olan liflerle böyle bir yerleştirme mümkün olmamaktadır. Ancak lifler çimento matrisi içinde homojen bir yapı oluşturduğundan malzemenin her yönünde etki gösterirler. Özellikle KYB da bu homojenlik daha fazla olmaktadır. İri agrega miktarının azaltılması, agrega granülometrisinin ayarlanması, düşük s/ç oranıyla kohezyonun (viskozitenin) sağlanması liflerin matris içinde homojen olarak her yönde dağılmasını sağlar (Şengül 2005). Betonda yük altında çatlakların kontrolü için geliştirilen bir yöntem de karma lif kullanılmasıdır. Burada amaç çatlağın mikro boyuttan başlayarak kontrol altına alınması olduğundan mikro, mezo ve makro düzeydeki çatlaklar için yine mikro (PP vb.), mezo ve makro düzeyde lifler kullanılmalıdır. Mikro lifler boyutlarından dolayı matris içinde daha sık dağılım gösterip çatlakları durdurmalarıyla elastik bölgedeki davranışı iyileştirirler. Makro lifler betonun çekme, eğilme, elastisite modülü gibi mekanik özelliklerini arttırarak makro düzeydeki çatlakların kontrolünü sağlarlar. Mikro lifler boyutlarının küçük olmasıyla matrisin her bölgesine dağılarak makro liflerin

110 90 bulunmadığı ara bölgelerdeki küçük çatlakların başlamasını ve gelişimini kontrol ederler. Liflerin betonda çatlak oluştuktan sonra yükü karşılayabilmeleri için matris ile kuvvetli bir fiziksel ve mekanik bağ oluşturması gerekir. Liflerin birbirine yük aktarımını ve bir arada tutulmasını sağlayan matrisin homojen bir yapıda olması gerekir. Birçok araştırma ve deneyler göstermiştir ki liflerin matris ile istenilen düzeyde etkileşim gösterebilmesi için bazı özelliklere sahip olması gerekir. Öncelikle liflerin çekme gerilmesi betonun çekme gerilmesinden daha büyük olmalı. Aynı şekilde lifin matris ile aderansının kuvvetli olabilmesi için aderans kuvvetinin betonun çekme gerilmesinden daha büyük olması beklenir. Lif geometrisi (çengelli, dalgalı, kanca uçlu) ve yüzey özelliği (pürüzlü) değiştirilerek aderans kuvveti arttırabilir. Lif donatılı betonlarda lif içeriği ve narinlik oranı beton özelliğini önemli ölçüde etkiler. Narinlik oranı lif uzunluğunun eşdeğer lif çapına bölünmesiyle elde edilen değerdir. Eşdeğer lif çapı da alanı lifin kesit alanına eşit bir dairenin çapı olarak tanımlanır. Narinliğin artması işlenebilirliği olumsuz yönde etkiler. Bu nedenle narinlik arttıkça lif miktarı azaltılarak optimum bir karışım dizaynı yapılmalıdır. Çimento matrisi içinde lif içeriği hacimce lif oranı olarak değerlendirilir. Özgül ağırlıklarının çok farklı olması nedeniyle aynı oranda kullanılmaları durumunda bile neredeyse ağırlık olarak 10 kat fark gösterebilirler Polipropilen lifin KYB özelliklerine etkisi Özellikle zemin betonlarında kullanılan PP lifler, özel olarak püskürtme betonlarında, prefabrikasyonda, geçirimsizlik gerektiren yerlerde, yüzme havuzlarında, su depolarında 1960 lı yıllarda kullanılmaya başlanmıştır. Boyları mm arasında olan bu lifler çelik lifler kadar betonun mekanik özelliğini arttırmada çok fazla etkili olmazlar. Asıl kullanım amacı betonda plastik rötrenin azalması sağlayarak durabilitenin artmasıdır. Bunun yanında az da olsa betona enerji yutma özelliği kazandırıp tokluğu arttırmak, darbeye ve yangına karşı direnç sağlamak amacıyla kullanılmaktadır (Hannant 2003).

111 a. Polipropilen liflerin taze beton özellikleri ve işlenebilirliğe etkisi Yoğunluğu çok düşük olan PP lifler, beton karışımında hacimce toplam hacmin %0,1-2 oranında kullanılırlar. Fazla miktarda lif ilave edilmesiyle (>%2) işlenebilirliğin azalması kaçınılmazdır. Betonda yayılma, yayılma süresi, Vebe deneyi uygulanarak işlenebilirlik kontrol edilebilir. Bunu önlemek için akışkanlaştırıcı katkı dozajı, hava miktarı göz önüne alınarak, ayarlanmalıdır (ACI 544.1R ). Bu çalışmada da lif oranı, buna bağlı olarak da katkı miktarı arttırılarak betonda işlenebilirliğin değişimi incelenmektedir b. Polipropilen lifin sertleşmiş beton özelliklerine etkisi PP liflerin elastisite modülleri betonun elastisite modülünden daha düşük olması nedeniyle, betona PP lif ilave edilmesi ile basınç dayanımının çok fazla etkilenmediği, eğilme dayanımında ise küçük de olsa artış sağlandığı görülmüştür. Fakat asıl etkisi betonun kırılma-şekil değişiminde olmaktadır. Yüksek oranda lif kullanılması betonun işlenebilirliğini olumsuz etkileyerek segregasyon, yığılma, hava miktarının artması ve birim ağırlığın azalmasına neden olacağından basınç dayanımında azalmanın görülmesi kaçınılmazdır. Bunun yanında hacimce %0,1-1 oranında lif içeren betonlarda bu etki görülmemektedir. Colleparti (2005) PP lif ve metallik lifler üzerinde yaptığı çalışmada ağırlıkça aynı miktarlarda kullanılan PP lif ile metal lif betonun basınç dayanımında kontrol numuneye göre çok küçük bir artış gösterdiği görülmüştür. Aynı şekilde, farklı oranlarda lif kullanılması durumunda da eğilme dayanımı açısından çok önemli bir değişim olmamaktadır. Hatta lif miktarının artması ile eğilme dayanımında düşüş saptanmıştır.

112 c. Durabiliteye etkisi Betonun plastik davranışta olduğu dönemde gerilme taşıma kapasitesi iç gerilmelere kıyasla daha düşük olup bunları taşımakta yetersiz kalmaktadır. Bu nedenle beton yüzeyinde plastik rötre çatlakları denilen yapısal olmayan kılcal çatlamalar oluşur. Betona büyük zararlar veren bu rötre çatlaklarının önlenmesinin bir yolu iç gerilmeleri azaltmaktır. Aşırı ve kontrolsüz su kaybı büzülmeye yol açıp iç gerilmelerin artmasına neden olacağından betonda kullanılan suyu priz süresince kontrol altında tutmak gerekir. Bir diğer yöntem de betonun şekil değiştirme kapasitesini arttırmaktır. Bu da PP lif kullanılarak sağlanabilir. Tipine, miktarına, cinsine bağlı olarak iç gerilme kuvvetlerini taşıyabilen bu lifler köprüler oluşturarak plastik rötre çatlaklarını azaltırlar (Erbaş 2003). Özellikle yüksek performanslı betonlarda süperakışkanlaştırıcı kullanımıyla azalan s/b oranı ve su içeriği terlemenin azalmasına neden olur. Bağlayıcı olarak da çimentoya ilave uçucu kül, silis dumanı gibi mineral katkılar kullanımında yüzey alanlarının artmasıyla serbest suyun büyük bir kısmı bağlanır ve terleme daha da azalır. Bu nedenle de beton plastik rötre çatlaklarına karşı daha hassas hale gelir. Yapılan bir çalışmada (Alkan 2004) PP lif kullanılan betonlarda serbest rötre sonuçlarının lif kullanılmayan betona göre %30-35 azalma gösterdiği, lif boyunun arttıkça bu etkinliğin daha arttığı saptanmıştır d. Polipropilen lifin yüksek sıcaklık altında dayanıma etkisi Yüksek dayanımlı betonların çok az boşluklu yapıları nedeniyle yangına karşı dayanımları düşüktür. Yüksek sıcaklık altında beton bünyesindeki serbest su ve çimento hamurundaki kimyasal olarak bağlanmış su buharlaşır fakat yüksek performanslı betonların yoğun yapılarından dolayı buharlaşma gerçekleşemez. Bunun sonucunda beton yüzeyinde dökülmeler görünür ve donatı çeliği yüksek sıcaklıktan korunamaz hale gelir. Sonuç olarak betonarme elemanların taşıma kapasitesini azaltan bu problemi çözmek için beton karışımına PP lif katılarak yüksek sıcaklıkta eriyerek su buharının sınır bölgelerden çıkabileceği kanallar oluşturması, böylece beton yüzeyinde dökülmelerin engellenmesi sağlanır (Taşdemir et al. 2004).

113 93 Şekil Yüksek sıcaklıkta eriyen PP liflerin oluşturduğu boşluklardan su buharının çıkışı 2.5. Taramalı Elektron Mikroskobu Hakkında Genel Bilgiler Taramalı Elektron Mikroskobu (SEM) de görüntü oluşturma örnek üzerine gönderilen elektron demetinin örnekten yansıması ve yansıyan sinyallerin algılanması esasına dayanır. SEM tekniklerinin kullanılması görüntülerde mükemmel alan derinliği sağlar ve morfolojiyi tanımlamaya oldukça elverişlidir. SEM görüntüyü büyütmek için elektron ışını kullanır. SEM in çözünme gücü dalga boyuna bağlıdır. SEM elektron lensleri tarafından odaklanan elektron ışını örneğin üzerini tarar ve sinyaller görüntü olarak algılanır. SEM ile örneğin yüzey morfolojisi incelenir. SEM in örnek şekli hacimli ve büyüktür. SEM, katı cisimlerin mikro yapılarını değerlendirmek amacıyla kullanılan bir mikroskobik inceleme yöntemidir. SEM elektron-optik denen bir sistemle çalışır ve yüzeyleri tararken elektron kaynağı kullanır. Elektron mikroskoplarla; yüzbinlerle ifade edilen büyütmelere ulaşmak mümkündür. Bu tip mikroskoplarda görüntü elde etmek için elektronlar kullanılır.

114 94 Elektronlar negatif elektrik yüklü kısa dalga boylu partiküllerdir. Elektronlar havadaki gaz molekülleri tarafından tutuldukları için, ancak birkaç mikron hareket edebilirler. Bu yüzden vakumlu bir tüp içinde elektronların hareket etmesi sağlanır. Elektron Mikroskobunun çalışma prensibi bu vakumlu tüp içinde elektronların yön değiştirmesi esasına dayanır. İki tip elektron mikroskobu vardır: TEM: Kesit özelliklerini ortaya koyar. Dolayısıyla iki boyutlu görüntü verir. SEM: Yüzey özelliklerini ortaya çıkarır. Dolayısıyla üç boyutlu görüntü verir SEM de incelenebilecek numuneler SEM de sıvı olmayan ve sıvı özellik taşımayan her türlü, iletken olan ve olmayan numune incelenebilir. Her çeşit metaller, tekstiller, fiberler, plastikler polimerler, parçacıklar (kum, çakıl, polen gibi) vs. incelenebilir. İletken olmayan numuneler çok ince (yaklaşık 3 Å/saniye) iletken malzemeyle kaplanarak incelenebilir hale getirilir. Biyolojik numuneler sıvı ihtiva edebilir, bu tür malzemeleri inceleyebilmek için critical pointdrier sayesinde numunenin yapısı ve şekli bozulmadan kurutularak mikroskopta incelemeye elverişli hale getirilir. Hazırlık basamaklarından geçtikten sonra numune elektron mikroskobunda incelenmeye hazır hale gelir. Numunenin yapısına göre değişmekte olan vakum süresi beklenir; bu süre ortalama 30 dk dır. Vakum süresi tamamlandıktan sonra numunenin yüzey şeklinin resmi alınabilir. Numunenin elementel analizini yapmak 3 dk. sürer. Belirtmiş olduğumuz gibi bir numunenin incelenmesi yaklaşık bir saat sürmektedir. Ama bu süre tamamen numunenin yapısına bağlıdır. Çimento esaslı malzemelerin mikro yapısal özelliklerinin incelenmesi günümüz ilerleyen bilgisayar teknolojisine paralel olarak, görüntü alma ve görüntü analizi tekniklerinin gelişimi ile daha da güncel bir hal almıştır. Görüntü analizi teknikleri çimento esaslı malzemelerin mikro yapısal özelliklerinin belirlenmesi açısından büyük kolaylık sağlamaktadır.

115 95 Günümüzde, mikro yapısal analizler çimento esaslı malzemelerin mikro yapısal fazları ve bu fazlara ait özelliklerin saptanması ve iyileştirilmesine olanak sağlamaktadır. Bunlara ek olarak, çimento esaslı malzemelerin mikro yapıları ile makro özellikleri arasında ilişki kurulabilmektedir. Artık standart test metotlarına göre saptanan birçok makro özellik mikro yapısal özellikler ile saptanabilmekte veya tahmin edilebilmektedir. Üretilen yapısal elemanların özellikleri üretim sürecine bağlı olarak oluşan mikro yapılarından etkilenir. Mikro yapı faz ve morfolojisi, üretim süreci ve makro özellikler arasında kuvvetli bir ilişki vardır. Görüntü analizi yöntemleri mikro yapı fazları, morfolojisi, boyutları, şekilleri ve üretim süreci ile oluşan mikro yapısal değişimleri belirlemek için uygun bir araç olarak görülmektedir. Günümüzde görüntü analizi çalışmaları; sinyal işleme, matematiksel morfoloji ve steoroloji gibi birkaç tip yöntem içermektedir. Görüntü analizinin birçok temel amacı vardır. Mikro yapısal incelemeler sonucu bir ölçüm veya bir sınıflandırma elde etmek ve 2 boyutlu elde edilen sonuçlar ile steoroloji ilişkileri kullanılarak 3 boyutlu parametreler elde etmek bu amaçlardandır. Weibel (1979) tarafından tanımlanan steoroloji, mikro yapısal fazların 2 boyutlu elde edilen özellikleri saptanarak ve 3 boyutlu parametreleri ilişkilendirerek matematiksel modeller ile bir model oluşturmak olarak açıklanabilir. Görüntü analizleri çözümleri için gerekli ihtiyaçları karşılamak amacıyla günümüz bilgisayar teknolojilerini kullanmaktadır. Makro özellikler ve mikro yapı arasındaki ilişkiyi anlamak amacıyla, fazların morfolojisindeki çeşitlilik ve özellikleri, mikro yapıdaki heterojenlik, olasılık modelleri incelenerek mikro yapının modellenmesi ile kimyasal ve fiziksel olarak ara yüzey özelliklerinin anlaşılması gerekmektedir. Görüntü analizi ilk üç amacı incelemek amacıyla iyi bir araçtır. Ancak ara yüzey özelliklerinin belirlenmesi için sadece taramalı elektron mikroskobu yeterlidir.

116 96 Mikro yapısal incelemeler amaçlı birçok çalışma yapılmıştır. Kişisel bilgisayarların gelişimi ve görüntü alma, saklama ve görüntü inceleme programlarının gelişimi, inşaat mühendisliği alanında otomatik görüntü analizlerinin kullanımını yaygınlaştırmıştır (Hsu et al. 1963; Stroeven 1973). Buna ek olarak görüntü analizleri, homojenliğin veya dağılımın belirlenmesi ve üç boyun mikro yapısal özelliklerin simülasyonu açısından kullanılabilecek tek yoldur. Görüntü işleme ve analizi malzemelerin davranışlarını anlamak için önemli bir araçtır. Yapı malzemelerinin özelliklerinin belirlenmesinde bu tip karakterizasyon çalışmaları kullanılmaya başlanmıştır. Malzemelere daha da spesifik olarak inşaat mühendisliği malzemelerine uygulanan görüntü analizleri 3 temel adıma ayrılabilir; 1. Görüntü alma evresi 2. Uygun özelliklerini ortaya çıkarma ve görüntü segmantasyonu 3. Bazı fonksiyon veya modellerle bu parametreleri ilişkilendirme.

117 97 3. MATERYAL ve YÖNTEM Bu bölümde çalışmanın amacı doğrultusunda kullanılan doğal agrega, UK, çimento, karma suyu, Hiper akışkanlaştırıcı katkı (HAK) maddesi, PP elyaf, çelik lif, pirinç kaplı çelik lif ve diğer malzemeler ile çalışmalarda kullanılan deney düzenekleri, ölçüm cihazları ve deney aletleri hakkında bilgi verilmektedir. Yapılan agrega deneyleri, beton karışımları ve yapılacak deneysel çalışmaların yöntemleri hakkında bilgi verilecektir Materyal Deneylerde kullanılan malzemeler a. Çimento Bu çalışmada, Aşkale Çimento Fabrikası tarafından üretilen CEM I 42,5 R tipi çimento kullanılmıştır. Bu çimentonun yine aynı fabrikada yaptırılan fiziksel, mekanik ve kimyasal özellikleri Çizelge3.1 de verilmiştir. TS EN 197/1 de bulunan standart değerleri ile kontrol edilmiştir. Çizelge 3.1. Çimentonun fiziksel, kimyasal ve mekanik özellikleri CaO (%) 61,80 SiO 2 (%) 18,89 Al 2 O 3 (%) 4,40 Fe 2 O 3 (%) 3,46 MgO (%) 3,89 SO 3 (%) 2,97 K 2 O (%) 0,59 Na 2 O (%) 0,22 Cl (%) 0,0111 Kızdırma Kaybı (%) 3,14 Çözünmeyen Kalıntı (%) 1,02 %45 µ 4,59

118 98 Çizelge 3.1. (devam) %90 µ - Özgül Yüzey (cm 2 /gr) 3857 Priz Başlangıcı (dak) 141 Priz Sonu (dak) 189 Hacim Genleşmesi (Le Chatelier, mm) 1,0 1 Günlük Basınç Dayanımı (MPa) - 2 Günlük Basınç Dayanımı (MPa) 26,7 7 Günlük Basınç Dayanımı (MPa) - 28 Günlük Basınç Dayanımı (MPa) 55,9 Özgül Ağırlık (g/cm 3 ) 3, b.Uçucu kül Puzolanik malzemeler arasında, betona yüksek dayanım veren başlıca katkı, UK dir. KYB üretiminde betonun işlenebilirliğini artırdığı için su-çimento oranını düşürmek amacıyla kullanılmaktadır. KYB üretiminde UK genelde kullanıldığı için, çalışmada kullanılacak olan liflerin betonların işlenebilirliğine olumsuz yönde etki ettiği için işlenebilirliği artırabilmek amacıyla kullanılan katkıların UK ile birlikte değerlendirilmesi için çalışmada kullanılmıştır. Çalışmada, Çanakkale nin Biga ilçesine yaklaşık 30 km mesafedeki Bekirli Termik Santralinde üretilen ve ithal taş kömürünün yakılmasıyla açığa çıkan, F sınıfı uçucu külü kullanılmıştır. Bekirli Termik Santralinde üretilen uçucu külü Altıntaş hazır beton tesislerinden temin edilmiştir. Bekirli Termik Santralinde üretilen uçucu külünün kimyasal ve fiziksel analizi Bekirli laboratuvarı ve akredite olmuş taşeron laboratuvar tarafından yapılmıştır. Bekirli uçucu külünün kimyasal özellikleri Çizelge 3.2 de verilmiştir. Sugözü uçucu külü, TS EN 450 standart sınırlarına uyan ve ASTM C618 (1998) standardına göre SiO 2 +Al 2 O 3 +Fe 2 O 3 değerinin %70 nin üzerinde olması ve CaO miktarının %10 dan az olması nedeniyle F sınıfı (düşük kireçli) uçucu kül sınıfına girmektedir. UK nin özgül ağırlığı 2,33 gr/cm 3.

119 99 Çizelge 3.2.Uçucu külün fiziksel ve kimyasal özellikleri Analiz Birim Analiz Metodu Limitler Sonuç Kızdırma Kaybı % TS-EN < 5 4,38 İncelik(Islak Eleme ile) Aktivite İndeksi(28 gün/90 Gün) Serbest Kalsiyum Oksit SiO 2 + Al 2 O 3 + Fe 2 O 3 Muhtevası Toplamı Toplam Alkali Muhtevası Reaktif Silisyum Dioksit % TS EN < 40 (45 µ üstü) 24,12 % TS EN > 70 / > 80 78,3 / 92,4 a % TS EN < 2,6 < 0,1 % TS EN > 65 90,05 % TS EN < 5,5 2,413 % TS EN > 22 62,2 Sülfirik Anhidrit % TS EN < 3,5 0,3 Klorür % TS EN < 0,1 0,01 Magnezyum Oksit % TS EN < 4,5 1,42 Tanecik Yoğunluğu kg/m 3 TS EN Priz Süresi(Başlangıç/Son) Reaktif Kalsiyum Oksit dk. TS EN ,015 < Değer < 2,465 Deney çimentosunun iki katı süre + 20 dk. 2, / 310 (KÜL) 155 / 200 (ÇİMENT O) % TS EN < 11 2, c. Hiperakışkanlaştırıcı katkı Draco firmasının modifiye edilmiş polycarboxylic ether polimeri esaslı HAK olan Draco-Levelcon FX10 çalışmada 0,38 s/b oranlarına sahip tüm beton numunelerde işlenebilmeyi sağlamak için ön denemeler sonunda maksimum değer olan %2 oranına karar verilmiştir.

120 100 Bu ürün özellikle yüksek performanslı, yüksek oranda su azaltma ve mükemmel akışkanlık istenen, kıvam korumalı beton karışımlarının üretimi için uygundur. Bu katkının özellikleri Çizelge 3.3 de verilmiştir. Çizelge 3.3.HAK ın özellikleri Malzeme Yapısı Polycarboxylic Ether Esaslı Renk Açık Sarı Özgül Ağırlık (g/cm 3 ) 1,023-1,063 kg/litre Klor İçeriği %(EN ) < 0,1 Alkali İçeriği %(EN ) < d. Karışım suyu TS EN 206 ya göre beton üretiminde kullanılan sular(karma suyu) TS EN 1008 e uygun olmalıdır. Çalışmada karışım suyu olarak Atatürk Üniversitesi içme suyu kullanılmıştır e. Doğal agregalar (Normal agregalar) Çalışmada kullanılan agregalardan,0-4 mm kum Erzurum Hazır Beton A.Ş. den temin edilmiş ve 4-16 mm agrega ise Erzurum ili Uzundere ilçesi sınırları içinden temin edilen doğal dere agregası olarak kullanılmıştır. Agregalar kırılmamış olup, yuvarlak tanelidir Kullanılan agregalar 0-4 mm dere kumu ve 4-16 mm agrega olarak kullanılmıştır. Betonu oluşturan agregaların tane dağılımı en büyük tane büyüklüğüne bağlı olarak TS 706 EN A1 (2009) ve TS 802 (2009) de belirtilen ideal bölgeye düşecek şekilde seçilmiştir. Deneylerde kullanılan agreganın maksimum tane çapı 16 mm dir. İnce agrega için 0-4, iri agrega için ise 4 16 lık tane sınıfları oluşturulmuştur. Bu çalışmaya konu olan betonlarda %38 iri, %62 ince agrega oranları kullanılarak granülometri düzenlenmiştir.

121 101 Betonların özellikleri agrega granülometrisinden önemli ölçüde etkilendiği için, karışımlarda tek bir granülometri eğrisi kullanılmıştır Tane sınıflarına ayrılmış halde bu agrega karışımlarından alınan numuneler üzerinde yapılan agrega deneyleri ile ilgili tespitler ve sonuçlar Araştırma Bulguları bölümünde verilmiştir f. Polipropilen lif Çalışmada yangın dayanımı ve donma çözülmeye karşı dayanımı artırmak amacıyla PP kullanılmıştır. PP, İstanbul Kartal Draco Yapı Kimyasalları tesislerinden sağlanmıştır. PP elyaf uzunluğu 12 mm olup karışımlarda %0,05 ve %0,1 oranlarında kullanılmıştır. PP elyafın teknik özellikleri Çizelge 3.4 de verilmektedir. Çizelge 3.4. Polipropilen lifin teknik özellikleri Lif Tipi Fibrilize Malzeme %100 saf PP Özgül ağırlık 0.91 kg/lt Elyaf çapı ~ 2.2 dtex (18 mikron) Elyaf Boyu 12 mm Çekme dayanım N/mm 2 Elastik modül 3500 N/mm 2 Su emme %0,01 Alkali dayanımı %99,5 Asit dayanımı %99.5 Erime Noktası C Isı dayanımı C Parlama noktası C Uzama %80 Standart ASTM C 1116, CE

122 102 Şekil 3.1. Polipropilen lif g. Çelik lif Çalışmada darbe dayanımını, yüksek eğilme mukavemeti, çatlak oluşumu ve yayılmasın önlemek, kırılgan haldeki betonu esnek hale getirmek amacıyla ÇL kullanılmıştır. ÇL, İstanbul Kartal Draco Yapı Kimyasalları tesislerinden sağlanmıştır. ÇL uzunluğu 30 mm olup 0,75 mm çapında iki ucu kancalı, karışımlarda %0,5 ve %1, %1,5 ve %2 oranlarında kullanılmıştır. ÇL teknik özellikleri Çizelge 3.5 de verilmektedir.

123 103 Çizelge 3.5. Çelik lifin teknik özellikleri Lif Tipi İki ucu kancalı sınıf C, tip A Boy (mm) 30 Çap (mm) 0,75 Narinlik (l/d) 43 Tel çekme dayanımı 1100 N/mm 2 Tel eğilme dayanımı 800 N/mm 2 Kopma uzaması < 2 % Standartlar ASTM A 820, TSE Şekil 3.2. Çelik lif h. Pirinç kaplı çelik lif Çalışmada darbe dayanımını, yüksek eğilme mukavemeti, esneklik, yüksek çekme, ısı dayanımı, büzülmeye karşı dayanım amacıyla PKÇL kullanılmıştır. PKÇL, İstanbul

124 104 Kartal Draco Yapı Kimyasalları tesislerinden sağlanmıştır. PKÇL uzunluğu 6 mm olup 0,25 mm çapında düz tip karışımlarda %0,5, %1, %1,5 ve %2 oranlarında kullanılmıştır. PKÇL teknik özellikleri Çizelge 3.6 da verilmektedir. Çizelge 3.6. Pirinç kaplı çelik lifin teknik özellikleri Lif Tipi Düz sınıf A Boy (mm) 6 Çap (mm) 0,25 Narinlik (l/d) 24 Tel çekme dayanımı 2000 N/mm 2 Elastik Modül Mpa Kopma uzaması < 1 % Standartlar TSE Şekil 3.3. Pirinç kaplı çelik lif

125 ı. Deneylerde kullanılan diğer malzemeler Beton numunelerinin kürü için kirece doygun su ortamının sağlanmasında sönmüş kireç, sertleşmiş beton numunelerin başlıklanmasında kükürt-grafit ve numunelerin kalıplardan kolayca çıkmasını sağlamak için kalıplarda ince motor yağı kullanılmıştır. Buna ek olarak ultrasonik hız ölçümü yapılırken numune başlarına ultrason jeli sürülmüştür Deneylerde kullanılan aletler a. Elekler Deneylerde TS ISO ve 2 ye uygun toplama kabı, 2 mm, 4 mm, 8 mm ve 16 mm göz açıklıklı kare delikli tel elekler kullanılmıştır b. Betonyer ELE firmasının ürettiği 135 açı yapacak kadar manevra yapabilen 60 dm 3 kapasiteli, 25 devir/dakika karıştırma hızına sahip, düşey eksenli laboratuvar tipi betonyer kullanılmıştır (Şekil 3.4).

126 106 Şekil 3.4. Beton karışımların yapıldığı betonyer c. Yayılma tablası Betonun kendiliğinden yayılma özelliğini yani doldurma yeteneğini ölçmek amacıyla uygulanan bir yöntemdir. Çok yaygın olarak kullanılan bu deney yönteminde betonun hiçbir engel olmadan, serbest olarak, kendi ağırlığı ile bir koniden akarak yayılma tablası üzerinde serbest yayılması sağlanır.100*100 cm boyutlarındaki yayılma tablası düz bir zemine yerleştirilip yüzeyi nemlendirilir. Boyutları; üst çap 10 cm, alt çap 20 cm, yükseklik 30 cm olan kesik koni tablanın merkezine yerleştirilerek yaklaşık 6 lt betonla şişleme yapılmadan doldurulur. Huni dik olarak çekilerek betonun önceden tabla üzerine çizilen 50 cm çaplı daireye yayılması için geçen süre ölçülür. Yayılma tamamlandıktan sonra birbirine dik iki yöndeki çap ölçülerek ortalaması alınır. Çökmeyayılma değeri olarak adlandırılan bu değerin yüksek olmasıyla betonun akıcılığının dolayısıyla doldurma yeteneğinin iyi olduğu sonucuna varılır (Şekil 3.5).

127 107 Şekil 3.5. Yayılma tablası d. L kutusu KYB nin akıcılığının ve donatılar arasından geçiş yeteneğinin belirlenmesi amacıyla uygulanan bu yöntemle betonun tıkanma riski değerlendirilir. Deney düzeneği olarak yatay ve dikey hazneden oluşan, Şekil 3.6 da ölçüleri verilen, çelikten yapılan L şeklindeki kutu kullanılır. Dikey hazne ile yatay hazne birbirinden dik yönde yerleştirilmiş 3 adet 12 mm çaplı donatı ile ayrılır. Ayrıca dikey haznenin sonunda bir de kapak bulunmaktadır. Düzeneğin iç yüzeyi nemlendirilip ara kapak kapatıldıktan sonra dikey hazne yaklaşık 13 lt betonla, şişleme yapılmadan, doldurulur. 1 dakika beklenip betonun yerleşmesi sağlandıktan sonra ara kapak kaldırılarak betonun donatılar arasından geçip yatay hazneye dolması sağlanır. Akış tamamlandıktan sonra düzeneğin her iki ucundaki beton seviyeleri ölçülerek birbirine oranlanır. Bu değer bloklanma oranı olarak adlandırılır ve KYB nin akıcılık ve geçiş yeteneğin bir ölçüsü olup minimum 0,8 olarak kabul edilir.

128 108 Şekil 3.6. L kutusu e. V hunisi Bu deney yöntemi betonun viskozitesini ve geçiş yeteneğini ölçmek amacıyla yüksek akışkanlı betonlar, su altı betonları ve KYB için uygulanmaktadır. En büyük agrega tane çapı 20 mm nin altında olan betonlar için uygulanan bu deneyde betonun dar bir kesitten kendi ağırlığı ile akışı sağlanarak geçiş yeteneği incelenir. Boyutları Şekil 3.7 de görülen V şeklindeki huninin iç yüzeyi nemlendirildikten sonra en altta bulunan kapak kapatılır. Yaklaşık 12 lt hacmindeki huni üst yüzeyine kadar şişleme yapılmadan betonla doldurulur. Yerleşmesi için 10 sn kadar beklendikten sonra alt kapağın açılmasıyla süre başlatılır. Akışın tamamen bitimine kadar geçen süre ölçülür. Bitiş anı üstten bakıldığında alttan ışık geçmeye başladığı andır.

129 109 Şekil 3.7. V hunisi f. J halkası Düz bir zemine oturtulan yayılma tablasının ortasına J-halkası yerleştirilip içerisine Abrahams konisi konulur. Koni üst yüzeyine kadar şişleme yapılmadan betonla doldurulduktan sonra sabit bir hızla dikey olarak çekilir ve betonun tabla üzerinde donatılar arasından geçerek yayılması sağlanır. Yayılma tamamlandıktan sonra birbirine dik iki yöndeki yayılma çapları ölçülerek ortalaması alınır. Donatılar arasından geçemeyip blok halinde kalan beton yayılma değerini doğrudan etkiler. Bununla beraber halkanın hemen dışındaki ve içindeki beton seviyeleri 4 farklı noktadan ölçülüp seviye farkı hesaplanır.

130 110 Şekil 3.8. J-halkası g. Kalıplar Betonların basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, donma çözülme dayanımı, ağırlık kaybı ve UPV lerinin tespitinde 10x20 cm boyutlarında plastik silindir kalıplar, eğilme dayanımı için 7x7x28 cm lik prizmatik kalıplar kullanılmıştır. Kalıplara ait fotoğraflar Şekil 3.9 ve Şekil 3.10 da görülmektedir. Şekil x7x28 cm lik kalıplar (eğilme deneyi için)

131 111 Şekil x20 cm lik silindirik kalıplar h. Fırın Beton numunelerin farklı yüksek sıcaklıklara tabii tutularak mekanik testlerini yapabilmek için Şekil 3.11 de görülen fırın kullanılmıştır. Fırın 200, 400 ve 600 C sıcaklığa ayarlanmış ve bu sıcaklıklara 3 saat maruz kalan numuneler üzerinde mekanik testler yapılmıştır. Şekil Yüksek sıcaklık için fırın

132 ı. Donma-çözülme ASTM C standardına uygun olarak otomatik donma-çözülme çevrimi yapabilen bir cihaz kullanılmıştır. Numuneler donma-çözülme cihazına yerleştirildikten sonra istenen sıcaklık değeri ve bu sıcaklıkta kalma süresi ile çevrim sayısı ayarlanabilmektedir. Şekil 3.12 de görüldüğü gibi cihaz temel olarak numune haznesi, su tankı, elektronik devre bölümü ve sıcaklık ayarlayıcı motor bölümü olmak üzere 4 kısımdan oluşmaktadır. Ayrıca numunelerin sıcaklığını bilgisayar ortamına aktaracak veri toplayıcı (Data Logger) bağlanmıştır. İstenilen süre ve sıcaklıkta bekleme özelliğine sahiptir. Beton numunelerin farklı donma-çözülme çevrimlerine tabi tutularak mekanik testlerini yapabilmek için cihaza konan numuneler 50, 100 ve 300 çevrim yapılacak şekilde yerleştirilmiş olup bu çevrimler neticesinde mekanik testleri yapılmıştır. Şekil Donma-çözülme cihazı

133 i. Basınçlı su geçirimliliği Numune, deney başlangıcında en az 28 günlük olmalıdır. Su basıncı, numunenin mastarlanmış yüzeyine uygulanmamalıdır. Numune, cihaza yerleştirilir ve (72±2) saat süreyle (500±50) kpa su basıncı uygulanır. Deney esnasında, deney numunesinin basınç uygulanmayan yüzeyleri, belirli aralıklarla gözlenmeli ve yüzeylerde su görülmesi durumu kayda geçirilmelidir. Su sızıntısı görülmesi halinde, deneyin sonuca ulaştığı kabul edilir ve durum kaydedilir. Basınçlı su geçirimliliği deney düzeneği Şekil 3.13 de verilmektedir. Şekil Basınçlı su geçirimlilik deney düzeneği j. Hassas teraziler Yüksek sıcaklık ve donma çözülme sonucunda numunelerde meydana gelen ağırlık kayıpları gibi hassas deneylerde malzeme tartımlarının gerçekleştirilmesi için kullanılacak hassas teraziler Şekil 3.14 de verilmektedir.

134 114 Şekil Hassas teraziler k. Basınç dayanımı ölçüm cihazı (Press) Sertleşmiş beton deneylerinden, numunelerin basınç mukavemetlerinin belirlenmesinde İnşaat Mühendisliği Bölümü Yapı Malzemeleri ve Tatbiki Mekanik laboratuvarında bulunan ELE marka AUTOTEST 3000 tipinde 300 ton kapasiteli, yükleme hızı otomatik olarak ayarlanabilen Şekil 3.15 deki hidrolik press kullanılmıştır. Şekil Autotest 3000-Press

135 l. Ultrasonik hız ölçüm cihazı Bu çalışmada Ultrasonic Tester Qust-120+ adlı cihaz kullanılmıştır. Bu cihaz, ultrasonik ses dalgaları üreterek, bu dalgaları numuneye gönderip, numunenin sonunda dalgaların alınmasına kadar geçen süreyi ölçmektedir. Cihazın basit olarak blok şeması Şekil 3.16 ve Şekil 3.17 de gösterilmiştir. Şekil Ultrases hızı ölçüm cihazı Şekil Ultrasonik hız cihazı blok şeması

136 m. Deneylerde kullanılacak diğer malzemeler Kendiliğinden yerleşen hibrid lifli betonların mekanik testlerinden basınç dayanımı yapılmadan önce yüksek sıcaklık ve donma çözülmeye maruz kalan numuneleri başlıklamak için kükürt eritme potası kullanılmıştır Yöntem Çalışmanın bu kısmında karışım tipleri, yapılacak deneysel çalışmalar, agrega özellikleri, bu agregalar ile üretilen betonların karışım hesaplarında kullanılan yöntemler ve yapılan deneysel çalışmalarda kullanılan yöntemler açıklanmıştır Karışım tipleri ve numune kodlama Çalışmada karışım tiplerinin metin içerisinde kullanımının kolaylığı ve anlaşılırlık açısından Çizelge 3.7, 3.8 ve 3.9 da verilen kodlamalar kullanılmıştır. Çizelge 3.7. Deneysel çalışmada kullanılan %10 UK katkılı karışımların kodlanması (A grubu) Karışım Tipi Kontrol(Lifsiz) Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0 Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,05 Numune Kodlama A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11

137 117 Çizelge 3.7. (devam) Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,1 A12 A13 A14 A15 A16 Çizelge 3.8. Deneysel çalışmada kullanılan %15 UK katkılı karışımların kodlanması (B grubu) Karışım Tipi Kontrol(Lifsiz) Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0 Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,1 Numune Kodlama B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16

138 118 Çizelge 3.9. Deneysel çalışmada kullanılan %20 UK katkılı karışımların kodlanması (C Grubu) Karışım Tipi Kontrol(Lifsiz) Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0 Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,05 Çelik Lif %2+Pirinç Kaplı Çelik lif %0+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %0,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %1+Pirinç Kaplı Çelik lif %1+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0,5+Pirinç Kaplı Çelik lif %1,5+PP Elyaf %0,1 Çelik Lif %0+Pirinç Kaplı Çelik lif %2+PP Elyaf %0,1 Numune Kodlama C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C Yapılacak deneysel çalışmalar Çalışma kapsamında kullanılacak agrega ve liflerin beton numunelerde etkisini araştırmak için yapılacak deneyler Çizelge 3.10 da verilmiştir.

139 Agrega deneylerinde uygulanan yöntemler Deneylerde kullanılmak üzere laboratuvara getirilen dere agregası için agrega deneyleri yapmak üzere numune alınmasında TS 1114 EN (2004) de belirtilen dörde bölerek küçültme (çeyrekleme) metodu kullanılmıştır. Bu metotta belirtildiği gibi, laboratuvardaki malzemenin tümünü temsil etmesi için yığının her tarafından alınan örnekler düz bir zemin üzerine her tarafı eşit ve çapı yüksekliğinin dört katı olan bir daire oluşturacak şekilde serilmiştir. Daha sonra bu dairesel yığın kürekle dörde bölünmüş, karşılıklı iki parçası atılıp, deneyler için yeterli miktarda örnek kalıncaya kadar çeyrekleme işlemine devam edilmiştir. Organik madde tayini deneyi TS EN (2010) e göre, ince madde oranı tayini deneyi TS 706 EN A1 (2009); göre, özgül ağırlık ve su emme deneyleri ise TS EN (2007) ya göre yapılmıştır. Her bir deney için, numuneler üzerinde üçer defa agrega deneyleri yapılmış ve sonuçların aritmetik ortalamaları alınmıştır. Bu değerler Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir Beton karışım hesapları Beton karışımlarının tümü için s/b oranı 0,38 olarak kabul edilmiştir. Karışımlarda beton numunelerde kullanılan UK oranı %10, %15 ve %20 oranında çimento ile yer değiştirilerek kullanılmıştır. Beton içerisinde %2 oranında çelik lifler ve buna ilaveten %0,05 ve %0,1 oranında PP elyaf katılmıştır. Karışımlarda yeterli akışkanlığın sağlanabilmesi için çimento ağılığının beton karışımlarda %2 si kadar HAK kullanılmıştır.

140 a. Beton numunelerine yapılan deneyler Numunelerde yaş beton deneylerinde, yayılma çapı, t 50 süresi, L kutusu, V akış süresi ve J-halkası deneyleri incelenmiş, mekanik özelliklerden basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı, basınçlı su geçirimliliği ve UPV nin yanı sıra yüksek sıcaklıklarda ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı, donma çözülme deneylerinde ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı deneyleri için UK katkılı KYB ler de farklı lifler kullanılmıştır. Bu karışımlar ile ilgili yapılan deneyler Çizelge 3.10, 3.11 ve 3.12 de verilmiştir.

141 Çizelge %10 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Mekanik Testler Yüksek Sıcaklık (Yangın) Donma- Çözülme Karışım Tipi Basınç Dayanımı Yarmada Çekme Dayanımı Eğilme Dayanımı UPV Birim Ağırlık Basınç UPV Ağırlık Kaybı Basınçlı Su Ağırlık Kaybı Dayanımı ( Geçirimliliği ( ) ( ) ( ) çevrim) Basınç Dayanımı ( çevrim) UPV ( (çevrim) A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 121

142 Çizelge %15 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Mekanik Testler Yüksek Sıcaklık (Yangın) Donma- Çözülme Karışım Tipi Basınç Dayanımı Yarmada Çekme Dayanımı Eğilme Dayanımı UPV Birim Ağırlık Basınç Ağırlık Kaybı Basınçlı Su Ağırlık Kaybı UPV Dayanımı ( Geçirimliliği ( ) ( ) ( ) çevrim) Basınç Dayanımı ( çevrim) UPV ( (çevrim) B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 122

143 Çizelge %20 UK içeren KYHLB numunelerde yapılan deneyler Mekanik Testler Yüksek Sıcaklık (Yangın) Donma- Çözülme Karışım Tipi Yarmada Basınç Eğilme Çekme Dayanımı Dayanımı Dayanımı UPV Birim Ağırlık Basınçlı Su Geçirimliliği Ağırlık Kaybı ( ) Basınç Dayanımı ( ) Ağırlık Kaybı UPV ( ( ) çevrim) Basınç Dayanımı ( çevrim) UPV ( (çevrim) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 123

144 b. Beton karışım oranları Karışım hesapları yapılırken TS dan yararlanılmıştır. Deney karışımlarında bağlayıcı dozajı sabit olup, hava hacmi %1 olarak alınmıştır. Bunun yanı sıra toplamda kullanılan lif oranı %2 olup bu değerler 1 m 3 den çıkarılarak toplam agrega hacmi bulunmuştur. Elde edilen agrega hacmi tane sınıflarına göre ayrı ayrı hesaplanmıştır.%10, %15 ve %20 oranlarında UK, çimento ile yer değiştirilerek karışım oranları Çizelge 3.13, 3.14 ve 3.15 de verilmiştir. Çizelge %10 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Su Çimento ÇL PKÇL PP HAK UK Kum Çakıl Karışımlar (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) % % % % (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) A A A ,5 0, A A ,5 1, A A , A ,5 0,5 0, A , A ,5 1,5 0, A , A , A ,5 0,5 0, A , A ,5 1,5 0, A ,

145 125 Çizelge %15 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Su Çimento UK Kum Çakıl Karışımlar (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) ÇL % PKÇL % PP % HAK % (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) B B B ,5 0, B B ,5 1, B B , B ,5 0,5 0, B , B ,5 1,5 0, B , B , B ,5 0,5 0, B , B ,5 1,5 0, B , Çizelge %20 UK içeren KYHLB numunelerde karışım oranları Su Çimento UK Kum Çakıl Karışımlar (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) ÇL % PKÇL % PP % HAK % (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) C C C ,5 0, C C ,5 1, C C , C ,5 0,5 0, C , C ,5 1,5 0, C , C , C ,5 0,5 0, C , C ,5 1,5 0, C ,

146 Karıştırma, yerleştirme ve kür koşulları a. Beton Çizelge 3.13, Çizelge 3.14 ve Çizelge 3.15 de belirtilen karışım hesapları kullanılarak üretilecek numunelerin miktarlarına göre belirlenen malzeme miktarları, ağırlık olarak alınıp, 1 gr hassasiyetli terazide tartılmıştır. Karışımlar hazırlanırken laboratuvar tipi bir betonyer kullanılmıştır. Betonyerde karıştırma işlemi 5 dakika olarak ve ASTM C 192 ye göre yapılmıştır. Beton karışımları gerçekleştirilmeden önce basınç dayanımı için kullanılacak 10x20 cm lik silindir kalıplar hassas bir şekilde temizlenmiş, kalıp yağı ile yağlanmıştır. Eğilme dayanımı için kullanılacak 7x7x28 cm lik kiriş kalıplarda hassas bir şekilde temizlenip kalıp yağı ile yağlanmıştır. Betonyere her seferde bir gruptaki malzeme konulmuş olup, karıştırma sonunda elde edilen karışım kalıplara dökülmüştür. Yerleştirme esnasında herhangi bir şişleme veya tokmaklama yapılmamıştır. Deney numuneleri laboratuvar ortamında açık yüzeyleri naylon örtü ile kaplı olarak 24 saat bekletilmiştir. Laboratuvar koşullarında 24 saat bekletilen numuneler, kalıplar söküldükten sonra, kirece doygun hale getirilmiş ve sıcaklığı 23±1 C de olan kür havuzuna konulmuştur. Her grubun numuneleri deney gününden bir gün önce kür havuzundan çıkarılarak, bir gün laboratuvarda bekletildikten sonra, sertleşmiş beton deneylerine tabi tutulmuşlardır. Yüksek sıcaklık için konulan numuneler 28 günlük kür süresi sonucunda sudan çıkartılmış ve 200 C, 400 C ve 600 C de 3 saat kaldıktan sonra ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı testlerine tabi tutulmuşlardır. Bunun yanı sıra donma çözülmeye konulan numuneler için de 50, 100 ve 300 çevrim sonucunda ağırlık kaybı, UPV ve basınç dayanımı testlerine tabi tutulmuşlardır. Basınçlı su geçirimliliği numuneleri için numune, 28 günlük kür süresinden sonra su basıncı, numunenin mastarlanmamış yüzeyine uygulanmıştır. Numune, cihaza yerleştirilir ve (72±2) saat süreyle (500±50) kpa su basıncı uygulanıp deney esnasında,

147 127 deney numunesinin basınç uygulanmayan yüzeyleri, belirli aralıklarla gözlemlenmiş ve yüzeylerde su görülmesi durumu kayda geçirilmiştir Yaş beton deneylerinde uygulanan yöntemler Yaş beton deneylerinden yayılma tablası deneyi, L-kutusu, V-akış süresi, t 50 süresi, J- halkası deneyi yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir. Yaş beton deneyleri yapılan taze beton tekrar harmana karıştırılarak 100x200mm boyutlarındaki silindir kalıplara ve 70x70x280 mm prizma kalıplara doldurulmuştur. Doldurma işlemi esnasında herhangi bir şişleme ve sıkıştırma işlemi gerçekleştirilmemiş olup kendi ağırlığı altında yayılması sağlanarak doldurulmuştur. Doldurma işlemi bittikten sonra kalıpların yüzeyleri mala ile düzeltilmiş ve taze betonda nem kaybını önlemek amacıyla kalıpların üst tarafı naylon bir örtü ile örtülerek sarsıntısız bir yerde sertleşmeye bırakılmıştır. Bu şekilde 24 saat boyunca kalıpta bekleyen numuneler, bu süre sonunda kalıptan çıkarılmış ve sıcaklığı 23±1 C olan kirece doygun su ihtiva eden kür havuzunda su kürüne tabii tutulmuşlardır. Numuneler sertleşmiş beton deneyleri uygulamasından bir gün önce kür havuzundan çıkarılıp laboratuvar şartlarında bekletilerek deneylere hazır hale getirilmişlerdir Sertleşmiş beton deneylerinde uygulanan yöntemler Bu çalışma için üretilen 48 farklı karışım 28 günlük numunelerin basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı UPV, ağırlık değişimi ölçümleri yapılmıştır. Böylelikle her bir karışım grubuna donma-çözülme çevrimlerinin ve yangın sonucunda basınç dayanımı, UPV, ağırlık değişimi ölçümleri üzerindeki etkileri incelenmiştir.

148 a. Basınç dayanımı Hava kurusu durumuna getirilmiş numunelerin basınç dayanımı tayininde kullanılmak üzere boyutları 1 mm hassasiyetle ölçülerek yükün etki edeceği alan hesaplanmıştır. Bu işlemden sonra numune yüzeylerinin pres tablasına tam yapışması dolayısıyla da yükün bütün alana üniform olarak yayılması için silindir numuneler başlıklanmıştır. Başlıklama işleminde kükürt-grafit kullanılmıştır. Başlıklama işlemi bittikten sonra numuneler en az iki saat sertleşmeye bırakılarak basınç dayanımı deneyi yapılmıştır. Numunelerin basınç dayanımlarının hesaplanmasında TS EN standardındaki yöntemler göz önünde bulundurulmuştur. Beton zamana bağlı olarak şekil değiştirme gösteren bir malzeme olduğundan, yükleme hızı, betonun basınç dayanımı üzerinde etkili bir parametredir. Bu nedenle tüm numuneler sabit bir yükleme hızı altında deneye tabi tutulmuşlardır. Standartlarda belirtildiğine göre yükleme hızı 1,5-3,5 kg/cm 2 /s arasında olabilmektedir. Numunelerin üzerine gelen yük üniform olarak yaklaşık 3,16 kg/cm 2 /s hızla devam edilmiş numune kırıldığı an presin dijital göstergesinden kırılma yükü ve basınç dayanımı değerleri okunmuştur. Sonuçlar her grup için üç numunenin aritmetik ortalaması alınarak Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir b. Ultrasonik dalga hızı Bilindiği gibi, titreşim frekansı 20 khz den fazla olan ses dalgalarına ultrasonik dalgalar denir. Malzeme testinde kullanılan ultrasonik dalgalar piezo-elektrik özellik gösteren transdüserler yardımı ile elde edilmektedir. Betonun bir yüzeyinden gönderilen ultrasonik dalgalar beton içinde ilerlerken yolları üzerinde boşluklara rastlarlar. Bu dalgalar boşluk kenarına gelince karşı tarafa geçemediğinden, boşluğun etrafını dolaşacaktır. Bu olayın pek çok sayıda tekrarlanması ultrasonik dalgaların belirli bir nokta arasındaki yolunu arttıracaktır. Ultrases hızının azalması, betonun boşluklu olduğunu göstermekte buna bağlı olarak beton dayanımı da düşmektedir.

149 129 Transdüserlerin temas ettikleri yüzeylere daha iyi temas edebilmeleri için yüzeylerin temiz, düzgün ve boşluksuz olmaları ve transdüserlerle beton yüzeyi arasında boşluk kalmayacak bir ultrason jel vb malzeme katmanı kullanılması gerekir. Malzeme olarak: gres yağı, kil çamuru, mastik, gliserin ve alçı kullanılabilmektedir. Ultrasonik hız ölçümleri, laboratuvarımızda mevcut dijital ultrasonik hız ölçme aleti ile tespit edilmiştir. Ultrasonik hızların tespiti için direk ölçüm yöntemi kullanılmıştır. Hız ölçümleri her grup için üç numune üzerinde yapılmıştır. Ultrasonik hızın tespiti yapılırken numunenin ölçüm yapılacak başlıkları bir fırça ile temizlenmiştir. Diğer taraftan okumaların daha sağlıklı olabilmesi için test aletinin başlıklarına ultrason jeli sürülmüş ve her bir numune için en az beş okuma yapılarak bu değerlerin ortalaması alınmıştır. Harç numunelerde ise her iki yönde ölçümler alınmıştır. Ultrasonik hız ölçümleri ASTM C deki esaslara göre yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde irdelenmiştir c. Yarmada çekme dayanımının belirlenmesi(f ct ) Serilerin yarmada çekme dayanımları, silindir yarma deneyi olarak da bilinen deney yöntemi ile belirlenmiştir. Serilerin yarmada çekme dayanımı için 3 er adet 100 x 200 mm boyutlarında silindir örnek kullanılmıştır. Yarma deneyleri serilerin basınç dayanımlarının belirlendiği hidrolik pres ile 28 gün su kürüne tabii tutulan numuneler üzerinde gerçekleştirilmiştir. Deney sırasında presin yük artım hızı 240 kgf/s olarak ayarlanmıştır. Yarmada çekme dayanımları, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır. Elde edilen sonuçlar Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir. f ct =2 F/(π L d) (3.12) Burada; f ct : Yarmada çekme dayanımı, MPa

150 130 F: En büyük yük, N L: Numunenin yükleme parçasına temas çizgisi uzunluğu, mm d: Numunenin seçilen en kesit boyutu, mm Şekil Yarmada çekme dayanımı deney düzeneği d. Eğilme dayanımının belirlenmesi(f cf ) Betonun eğilme dayanımı tayini TS EN (2002) ve TS (1992) standartlarına göre bu deney metodunda açıklığın 1/3 noktalarında yüklenmiş lifsiz ve lifli beton kirişlerde basit kiriş metodu ile yapılmıştır. Eğilme dayanımları tayini için mm lik kiriş numuneleri üretilmiştir. Numunelerin kür işlemine tabi tutulduktan sonra 28 günlük dayanımları ölçülmüştür. 280 mm uzunluğundaki kiriş numune 165 mm açıklığındaki mesnetler üzerine yerleştirilmiş ve üçte bir noktalarından tekil yük uygulanmıştır. Deney Ele Test 3000 markalı 200 ton eğilme kapasiteli preste, yükleme hızı 5 kg/sn olacak şekilde yüklenmiştir. Eğilme dayanımı, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: f cf =F L/(d1 d2 2 )

151 131 Burada; f cf : Eğilme dayanımı, MPa F: En büyük yük, N L: Mesnet silindirleri arasındaki açıklık, mm d1,d2: Numunenin en kesit boyutları, mm Şekil Eğilme dayanımı deney düzeneği e. Birim ağırlık Ağırlık ölçümleri donma-çözülme çevrimleri ve yüksek sıcaklık fırınına konmadan önce hem de sonra 0,1 g hassasiyetinde terazi kullanılarak yapılmıştır. Bu ölçümler arasındaki fark ağırlık değişimi olarak alınmıştır. Ağırlık kaybı ölçümleri için her karışımdan üç numune kullanılmıştır ve bu değerlerin aritmetik ortalaması alınmıştır. Elde edilen değerler Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir.

152 132 Şekil Birim ağırlık deneyi f. Basınçlı su geçirimliliği Çalışmada basınçlı su geçirimliliği deneyleri TS EN e göre yapılmıştır. 28 gün kür havuzunda bekletilen numuneler kürden çıkarıldıktan sonra 72 saatlik basınçlı suya tabi tutulmuş ve daha sonra numuneler yarma deneyine tabi tutularak suyun ilerlediği miktar ölçülmüştür. Elde edilen değerler Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir g. Donma-çözülme ASTM C standardına uygun olarak otomatik donma-çözülme çevrimi yapabilen bir cihaz kullanılmıştır. Numuneler donma-çözülme cihazına yerleştirildikten sonra istenen sıcaklık değeri ve bu sıcaklıkta kalma süresi ile çevrim sayısı ayarlanabilmektedir. Bugünkü ASTM standartları durabilite faktörünün belirlenmesini gerektirmektedir. Durabilite faktörü numunenin 300 donma-çözülmeye maruz kaldığı veya dinamik elastisite modülünün orijinal değerinin %60 ına kadar düştüğü değerdir.

153 133 Bunlardan hangisi ilk olarak gerçekleşirse o değer dikkate alınır. Betonun dona dayanıklılığını değerlendirmek için ASTM C Hızlı Donma Çözülmeye Maruz Betonun Direncini Tespit Etmek İçin Standart Test Metodu standardında iki prosedür verilmiştir. Bu yöntemlerin ikisinde de hızlı donma-çözülme çevrimleri uygulanır. A prosedüründe donma ve çözülme su içinde, B prosedüründe ise donma havada, çözülme ise su içinde gerçekleştirilir. Donma-çözülme çevrimlerinde sıcaklık 4 C den -18 C ye düşürülecek ve -18 C den 4 C ye çıkarılacak ve çevrimler 2 saatten az ve 5 saatten fazla olmayacak şekilde çevrimler tamamlanmaktadır. Donma süresi toplam çevrim süresinin %20 sinden az olmamalıdır. Numunelerin sıcaklığı, donma esnasında - 19 C den az ve çözülme esnasında 6 C den yüksek olmamalıdır. Su içinde donma suyun dışarı kaçmasını engellediğinden daha şiddetli etki oluşturur. ASTM C B prosedürü uygulanan beton numunelerin farklı donma-çözülme çevrimlerine tabi tutularak mekanik testlerini yapabilmek için cihaza konan numuneler 50,100 ve 300 çevrim yapılacak şekilde yerleştirilmiş olup bu çevrimler neticesinde ağırlık değişimi, UPV ve basınç dayanımı testleri yapılmış elde edilen değerler Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir. Şekil Donma-çözülme tankına yerleştirilen numuneler

154 h. Yüksek sıcaklık etkisi Yüksek dayanımlı KYB lerin çok az boşluklu yapıları nedeniyle yangına karşı dayanımları düşüktür. Yüksek sıcaklık altında beton bünyesindeki serbest su ve çimento hamurundaki kimyasal olarak bağlanmış su buharlaşır fakat yüksek performanslı betonların yoğun yapılarından dolayı buharlaşma gerçekleşemez. Bunun sonucunda beton yüzeyinde dökülmeler görünür ve donatı çeliği yüksek sıcaklıktan korunamaz hale gelir. Sonuç olarak betonarme elemanların taşıma kapasitesini azaltan bu problemi çözmek için beton karışımına PP lif katılarak yüksek sıcaklıkta eriyerek su buharının sınır bölgelerden çıkabileceği kanallar oluşturması, böylece beton yüzeyinde dökülmelerin engellenmesi sağlanır. Kontrol numuneleri ve özelliklede PP lif, çelik lif katkılı numunelerin 28 günü doldurduktan sonra kür havuzundan çıkartılarak fırına konulan numuneler 200, 400 ve 600 C de 3 saat bekletilerek daha sonra ortam sıcaklığına gelinceye kadar soğutulup ağırlık değişimi, UPV ve basınç dayanımı testlerine tabi tutulmuştur. Elde edilen değerler Araştırma Bulguları ve Tartışma bölümünde verilmiştir. Şekil Fırına yerleştirilen numuneler

155 ARAŞTIRMA BULGULARI ve TARTIŞMA Bu bölümde agrega ve beton deneylerinden elde edilen sonuçlar verilmiştir. Sonuçlar çizelge ve şekiller ile desteklenerek daha da anlaşılır hale getirilmiş ve elde edilen sonuçlar, grafikler ve teknik literatür bilgileri yardımıyla kontrol numuneleri ve karışım parametreleri arasında karşılaştırılarak yorumlanmıştır. Deneylerde ASTM ve TS standartları kullanılmıştır. Bazı deneylerde ise literatürde var olan, uygunluğu kabul görmüş yöntemler kullanılmıştır Agrega Deneyleri ile İlgili Bulgular ve Tartışma Deneylerde kullanmak için laboratuvara getirilen dere agregası için agrega deneyleri yapmak üzere numune alınmasında TS 706 EN A1 (2009) da belirtilen dörde bölerek küçültme (çeyrekleme) metodu kullanılmıştır. Agrega granülometrisi TS a göre ayarlanmış granülometri olarak kullanılmıştır. Deneylerde kullanılan agreganın maksimum tane çapı 16 mm dir. 4 mm ile 16 mm tane sınırları arası iri, 4 mm nin altındaki agrega ince olarak seçilmiştir. Deney yapılan betonlarda %38 iri, %62 ince agrega oranları kullanılmıştır. Deneylerde kullanılan beton karışımlarında kullanılan granülometri için elek analizi sonuçları Çizelge 4,1 de ve granülometri eğrisi Şekil 4.1 de (TS ) verilmiştir. Çizelge 4.1.Beton karışımları için agregaların elek analizi sonuçları Elek Çapı (mm) Elekten Geçen, Karışım, (%) 31, ,5 0,25 0,125 0,063 Tava

156 136 Şekil 4.1. Beton karışımları için granülometri eğrisi Çalışmada kullanılan tüm agrega sınıfları için çok ince malzeme miktarı tayini TS 706 EN12620 ve TS3530 EN933-1 e uygun olarak yapılmıştır. TS 706 EN A1 de çok ince malzeme muhtevası 0,063 mm göz açıklıklı elekten geçen agrega tane sınıfı olarak tanımlanmaktadır. EN 933-1'e uygun olarak tayin edilmiş olan çok ince malzemenin muhtevasının sonuçları Çizelge 4.2 de verilmiştir. Değerlerin de %4 den küçük olması sebebiyle agregadaki ince malzemenin zararsız kabul edilebileceği belirlenmiştir. Çizelge 4.2. Agregalarda bulunan ince madde oranları Agrega Sınıfı 0-4 mm 4-16 mm İnce madde oranı (%) 0,2 0,02 Araştırmada üretilen betonların karışım hesaplarında, agregaların karışıma katıldığı andaki 10 dakikalık piknometre özgül ağırlıkları kullanılmıştır (Murlin and Wilson 1952).

157 137 Agregada organik madde tayini TS EN1744 1'e göre yapılmış olup, yapılan deneyde %3 lük NaOH çözeltisi içinde bekletilen numunede renk değişimi gözlenmiştir. 24 saat süreyle çözelti içerisinde agrega bekletildikten sonra sıvı berrak ve renksiz gözlendiğinden agregada zararlı organik madde olmadığı belirlenmiştir. Kullanılan agregalar için özgül ağırlık deneyleri TS EN a göre yapılmış olup deney sonuçları Çizelge 4.3 te verilmiştir. Yapılan bu deneyde doygun kuru yüzey özgül ağırlık ve 24 saatlik su emme oranları tayini iri ve ince agrega için ayrı ayrı yapılmıştır. Agregaların doğal (tabii) nemleri tespit edilmiş olup, beton karışım hesabında kullanılan agregalar doygun yüzey kuru duruma getirilerek kullanılmıştır. Çizelge 4.3. Agreganın özgül ağırlık ve su emme oranı tayini Özellik Agrega Sınıfı 0-4 mm 4-16mm Doygun kuru yüzey özgül ağırlık ( d ) 2,55 2,57 Su emme oranı (%) 1,1 1,3 Tabii nem (%) 1,02 1, Taze Beton Deneyleri ile İlgili Bulgular Kontrol karışımları ve kullanılan lif tiplerine göre beton karışım anından hemen sonra yayılma çapı, t 50 süresi, L kutusu, V akış hızı ve J-halkası deneyleri gerçekleştirilmiştir. Sonuçlar Çizelge 4.4, Çizelge 4.5, Çizelge 4.6 ve Şekil 4.2, Şekil 4.3, Şekil 4.4 de verilmiştir. Karışımlarda farklı liflerin kullanılması, HAK maddesinin tüm karışımlarda sabit oranda kullanılması nedeniyle kullanılan tüm liflerin işlenebilirlik üzerindeki etkisi belirlenmiştir. Karışımlardaki lif oranı sabit olmasına karşın lif içerikleri değiştikçe yayılma çaplarında değişiklikler meydana gelmiştir.

158 138 Çizelge 4.4. %10 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Yayılma Çapı L-Kutusu Karışımlar D (mm) t 500 (s) J-Halkalı (mm) Geçiş Oranı V-Akış Hızı (s) A ,4 20 0,9 7 A A ,8 30 0,6 11 A ,5 30 0,7 10,5 A ,5 20 0,75 10,5 A ,8 8,3 A ,7 A ,58 12 A ,5 30 0,65 11 A ,5 30 0,75 10,6 A ,2 25 0,8 10,5 A , A ,5 40 0,55 12,5 A ,65 11,5 A ,5 35 0,7 11 A ,75 11 Çizelge 4.5. %15 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Yayılma Çapı L-Kutusu Karışımlar D (mm) t 500 (s) J-Halkalı (mm) Geçiş Oranı V-Akış Hızı (s) B ,2 20 0,9 6,8 B ,6 B ,65 11 B ,5 25 0,7 10,5 B ,5 20 0,75 10,5 B ,5 20 0,8 8,1 B , ,5 B ,6 12 B ,65 11 B ,5 30 0,75 10,4 B ,5 25 0,85 10,2 B , ,5 B ,5 40 0,6 12 B ,65 11,8 B ,75 11 B ,8 10,6

159 139 Çizelge 4.6. %20 UK içeren KYHLB karışımlarının yaş beton değerleri Yayılma Çapı J-Halkalı (mm) L-Kutusu V-Akış Hızı (s) Karışımlar D (mm) t 500 (s) Geçiş Oranı C ,95 6,8 C ,6 C ,65 11 C ,2 25 0,75 10,5 C ,8 10,5 C ,5 20 0,85 8,1 C , ,5 C ,65 12 C ,7 11 C ,5 25 0,75 10,4 C ,85 10,2 C ,5 C ,65 12 C ,5 35 0,7 11,8 C ,5 30 0,75 11 C ,5 25 0,8 10, Yayılma çapı (D f ) ve 50 cm çapa yayılma süresi (t 50 ) Deneysel çalışmadan elde edilen, taze betonun reolojisine yönelik yayılma çapı, 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ), V-kutusu akış süresi, J-halkası ve L-kutusu bloklanma oranı (h 2 /h 1 ) uygulanan deneylerden elde edilen sonuçlar topluca yukarıda Çizelge 4.4, Çizelge 4.5 ve Çizelge 4.6 da gösterilmiştir. Şekil 4.2, Şekil 4.3 ve Şekil 4.4 dekontrol ve lifli serilerin karışım tipi yayılma çapı ilişkisi görülmektedir. Lifsiz kontrol numuneleri ve lifli karışımlarda, artan UK oranına bağlı olarak yayılma çapında hafif bir artış kaydedilmiştir. Kontrol (Şahit) numunelerinde UK oranı %10 olan karışımlarda 700 mm, UK oranı%15 olan karışımlarda 720 mm ve UK oranı %20 olan karışımlarda 740 mm gözlemlenmiştir. Serilere lif eklenmesiyle lifsiz kontrol numunelerine göre yayılma çapı değerlerinde belirgin azalmalar gözlenmiştir. Karışımlarda ÇL miktarı ve PP lif miktarı arttıkça yayılma çapının düştüğü, PKÇL miktarının artmasıyla yayılma çapının arttığı gözlemlenmiştir.

160 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 Yayılma çapı (mm) A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Yayılma Çapı (mm) Karışım Tipi Şekil 4.2. %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi Karışım Tipi Şekil 4.3. %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi

161 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 Yayılma Çapı (mm) KarışımTipi Şekil 4.4. %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin karışım tipi-yayılma çapı ilişkisi Şekil 4.2, 4.3 ve 4.4 de lif miktarı artışı ile HLKYB karışımların yayılma çapında belirgin düşüşler olduğu net bir şekilde görülmektedir. Her üç lif tipi için de lif ilavesinden en fazla etkilenen seri A12 olup %2 oranında ÇL, %0 oranında PKÇL ve %0,01 oranında PP lif bulunduran seridir. A1 kontrol serisi (lifsiz) 700 mm yayılma çapı elde edilmişken, A12 lifli beton karışımı 560 mm yayılma çapı ile en düşük yayılma değerine ulaşmıştır. Karışımlarda PKÇL miktarı arttıkça yayılma çapının arttığı PP lif miktarının artmasıyla düştüğü gözlemlenmiştir. Mazeheripour et al. (2011) %0,3 oranında PP lif kullanımıyla betonun yayılma çapında %40 a varan azalma olduğu ifade etmiştir. Yukarıdaki Şekil 4.2, 4.3 ve 4.4 den görüleceği gibi HLKYB de PP lif miktarının artmasıyla yayılma çapının düştüğü fakat PKÇL miktarıyla birlikte yayılma çapının arttığı görülmektedir. Pereira de Oliveira et al. (2013) çelik lif hacminin artması yayılma çapının azalmasına neden olacağını belirtmiş, fakat yeterince kuru harç miktarı sağlanırsa ÇLDKYB için viskosite ve geçiş yeteneği üzerine önemli bir etki etmeyeceği belirtmişlerdir. Akçay and Taşdemir (2012) betonun çelik lif içeriğinin artmasıyla hibrid çelik lif donatılı KYB nin işlenebilirliğinin hafifçe azalttığını, akıcılık üzerine ana

162 142 etkinin ise lifin geometrisinden kaynaklandığını belirtmişlerdir. Ding et al. (2008) mikro lifler için, 10 kg/m 3 çelik lif ile 1 kg/m3 lük PP lifin taze betonun işlenebilirliği açısından negatif etki göstermediği, 2 kg/m 3 lük PP lifin işlenebilirlik üzerine negatif etki gösterdiği ve donatılı KYYPB için uygun olmadığı belirtilmişlerdir. Makro lifler için ise slump akıcılık testi, çelik donatısız kaplarla lifli beton için analiz edilebileceği, fakat bu yöntemle segregasyon direnci ve geçiş yeteneğini araştırmanın imkânsız olduğu ifade edilmiştir. Aydın (2007) hibrid lif donatılı betonların akış davranışının lifsiz KYB nin akış davranışından farklı olduğu ve hibrid liflerin büyük bir miktarının kendiliğinden yerleşebilirliği sağladığı, lif donatısı ile yüksek seviyede işlenebilirlik elde etmek için karışımdaki pasta miktarının lif dağılımını daha iyi sağlamak amacıyla artırılması gerektiği belirtilmiştir. Deneysel programdaki değişik UK miktarına sahip kontrol karışımlarının lifsiz halde yayılma çapı değerleri birbirlerinden farklı olduğundan, bu karışımlara lif eklenmesi ile karışımların yayılma çapındaki değişiklikler lifsiz hallerine göre karşılaştırmalı olarak değerlendirilmelidir. Şekil 4.5. Lifsiz (Kontrol) karışımının yayılma formu

163 Karışım Türü 143 Şekil 4.6. Lifli betonun yayılma formu Yayılma deneyinde, taze betonun yayılma tablası üzerinde 50 cm çapa yayılma süresi (t 50 ) betonun akıcılığı, akış hızı hakkında fikir veren bir parametredir. Şekil 4.7, Şekil 4.8 ve Şekil 4.9 da kontrol ve lifli serilerin karışım tipi-(t 50 ) süresi ilişkisi karışımların UK oranına göre görülmektedir. A16 4 A15 4,5 A14 5 A13 A12 5,5 5,5 A11 3,2 A10 A9 3,5 3, t 50 süresi(sn) Şekil 4.7. %10 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 )

164 Karışım Türü Karışım Türü 144 A8 4 A7 5 A6 3 A5 A4 3,5 3,5 A3 A2 3,8 4 A1 2, t 50 süresi(sn) Şekil 4.7. %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) B16 B B14 5 B13 B12 5,5 5,5 B11 B10 3,5 3,5 B t 50 süresi(sn) Şekil 4.8. %15 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 )

165 Karışım Türü Karışım Türü 145 B8 4 B7 4,5 B6 2,5 B5 B4 3,5 3,5 B3 B2 4 4 B1 2, t 50 süresi Şekil 4.8. %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) C16 C15 3,5 3,5 C14 4,5 C13 C C11 3 C10 3,5 C t 50 süresi(sn) Şekil 4.9. %20 UK katkılı (Devamı) kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 )

166 Karışım Türü 146 C8 4 C7 4,5 C6 2,5 C5 3 C4 3,2 C3 C2 4 4 C t 50 süresi(sn) Şekil 4.9. %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin 50 cm çapa ulaşma süresi (t 50 ) Lifsiz (Kontrol) serilerde UK oranının artışı ile t 50 süresinde hafif bir azalma gözlenmiştir. Bu sonuca göre başka bir deyişle UK oranının artmasıyla karışımlarda betonun akış hızının da arttığı söylenebilir. UK oranının arttırılması ile hamur fazında nispeten daha ağır partikül olan çimentonun azaltılmasıyla ayrıca çimentoya nazaran daha yuvarlak yapıya sahip olan UK nin betonun akışa karşı direncinin düşüyor olması bunun nedeni olabilir. Serilerde lif katkılı beton karışımlarının t 50 süresi lifsiz duruma göre artış göstermektedir. Deney sonuçlarına göre UK oranlarındaki artış ile genel olarak çok fazla değişim olmamakla birlikte azda olsa betonun akış hızını artırdığı gözlemlenmiştir. Dowson (2002) yaptığı deneysel çalışmalar sonucunda, kendiliğinden yerleşebilirlik için yayılma değerinin cm arasında ve 50 cm ye yayılma süresinin 3 saniyeden fazla olmaması şartlarını önermiştir. EFNARC komitesi de (2002), yayılma çapını cm arasında olmasını önermiştir. Yayılma deneyi sonucu cm arasında olan ve herhangi bir ayrışma gözlenmeyen karışımlar farklı amaçlar için KYB olarak kabul edilebilirler. Farklı amaçlar farklı ihtiyaçlar doğuracağından, yayılma değerini genel olarak sınırlamak daha uygundur. Kendiliğinden yerleşebilirlik kavramı amaca göre değişmektedir (Bury and Bühler 2002).

167 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 h2/h1 oranı L kutusu ile ilgili bulgular KYB karışımlarının L-kutusu oranı, bu betonların doldurma ve geçiş yeteneği hakkında bilgi vermektedir. Farklı lifli karışımlarda hazırlanan KYB ler üzerinde yapılan L- kutusu oranı deneyi sonucunda her grubun 2, 7 ve 12 numaralı karışımlarında standart değerler karşılanmamış olup diğer tüm karışımlarda h 2 /h 1 oranı olarak standart değerler arasında ve yakın sonuçlar vermiştir. Bu değerler 0,8 ile 1,0 arasında olmalıdır ve yapılan karışımların çoğu ise bu değerler arasında olduğu görülmüştür. h 2 /h 1 oranının 0,8 den az olması karışımların dar donatılar arasından geçerken bloklanma (kenetlenme) riskini doğurmaktadır. Yapılan deneyler sonucu birçok karışımın 0,8 değerinin altında kalmamış, böylece bloklanma riski de oluşmamıştır. UK miktarının artmasıyla üretilen karışımların şahit betonla kıyaslandığında daha yüksek h 2 /h 1 oranı değerleri vermiştir. Lifli betonlar içerisinde en düşük h 2 /h 1 oranı değerini 2, 7 ve 12 nolu karışımları vermiş olup bu karışımlarda %2 oranında ÇL olup tıkanma gerçekleşmiştir, en yüksek h 2 /h 1 oranı değerlerini ise şahit numuneler A1, B1 ve C1 karışımları vermiştir. Liflerin farklı oranlarında kullanılmasıyla üretilen KYB karışımlarının L-kutusu oranı deney sonuçları Şekil 4.10, 4.11 ve 4.12 de verilmiştir. 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Karışım Türü Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları

168 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 (h2/h1 oranı) B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 (h2/h1 oranı) ,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Karışım Türü Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Karışım Türü Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin L-kutusu deney sonuçları

169 149 Şekil Kontrol betonunun L kutusu görünüşü V kutusu ile ilgili bulgular Sabit s/ç oranında, değişik lif katkılar kullanılarak üretilen KYB karışımlarının viskozite özellikleri V-hunisi deneyi ile incelendiğinde tüm karışımların KYB genel kriterleri içerisinde uygun viskozite özellikleri gösterdiği görülmüştür. Viskozitenin çok düşük olması betonun kendi ağırlığı ile hareket ederken segregasyona uğramasına neden olurken, çok yüksek olması ise betonun, en dar donatılardan geçerek hareket etmesini zorlaştırmaktadır. Deney sonuçları değerlendirildiğinde, şahit betona göre farklı oranlarında lif kullanımının viskoziteyi azalttığı görülmüştür. Karışımlar içerisinde en yüksek viskozite değerini A12 karışımı, en düşük viskozite değerini ise C1 karışımı vermiştir. Mineral katkı olarak UK nin çimento ile ikame oranı arttıkça viskozitesi de artmıştır. Bu durum UK nin özgül ağırlığının çimentoya göre daha düşük olmasına bağlanabilir. Daha düşük özgül ağırlığı olan malzeme aynı yağlama özelliğini sağlayabilmek için daha fazla suya ihtiyaç duymaktadır. Sabit s/ç oranında UK nin ikame oranı arttıkça aynı yağlama (lubrication) özelliğini sağlayabilmesi için ikame oranı artan UK daha fazla suya ihtiyaç duymaktadır. Su miktarı sabit olduğundan UK

170 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 V hunisi Süresi (sn) 150 miktarı arttıkça viskozite de artmaktadır. UK nin ikame oranı arttıkça viskozitesinin artmasını yeterli işlenebilirliğe ulaşmak için artan enerji ihtiyacına bağlamışlardır (Tang et al. 1999). Çelik ve PP liflerin tüm beton karışım oranlarında kontrol betonuna göre daha düşük viskozite değerleri elde edilmiştir. Betona çelik ve PP liflerin ilave edilmesi, genellikle şahit betona göre viskoziteyi azaltmıştır. Ayrıca çelik ve PP liflerin karışımdaki oranı arttıkça viskozite de azalmaktadır. Anastasiou et al. (2014) yüksek oranda lif içeriğinin taze beton karışımlarının segregasyon ve akışını negatif etkilediğini belirtmişlerdir. Farklı boyutta ve orandaki liflerin KYB lerin viskozitesine etkisini tam olarak ortaya koyabilmek için o malzemelerin boyutları önemli bir husustur. Lifler içerisinde pirinç kaplı çelik lifin diğer liflere göre daha yüksek viskozite değerleri vermesinin bir nedeni olarak, boyutunun küçük olması nedeniyle daha yüksek viskozite değerine sahip olması ile açıklanabilir. Diğer taraftan PP lifin su emme oranının yüksek olması nedeniyle daha düşük vizkosite özelliğine sahip olup karışımlardaki PP lif katkılı numunelerin vizkositesinin düştüğü gözlemlenmiştir. Mazeheripour et al. (2011) PP lif kullanımının V akış süresini artırdığını belirtmiştir. Üç farklı lif kullanılarak üretilen KYB karışımlarının viskozite özelliklerinin V-hunisi deneyi ile belirlenmesi sonucu elde edilen değerler Şekil 4.14, 4.15 ve 4.16 da verilmiştir Karışım Türü Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları

171 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 V hunisi süresi (sn) B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 V hunisi süresi (sn) Karışım Türü Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları Karışım Türü Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin V-hunisi deney sonuçları J-Halkası ile ilgili bulgular Kontrol ve lifli serilere ait karışım türü - J-halkası ilişkisi sırasıyla Şekil 4.17, 4.18 ve 4.19 da görülmektedir. Genel olarak her üç kontrol karışımında da J-halkası

172 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 J-Halkası (mm) 152 değerlerinin aynı olduğu, çelik lifler ve PP liflerle üretilen iki lif tipi için de lif miktarındaki artış ile birlikte J-halkası değerlerinde de artış eğilimi gözlenmiştir. Lifsiz halde J-halkası değerleri 20 mm civarında ölçülmüştür. EFNARC (2002) de önerilen 300 mm çaplı J-halkası için 10 mm den büyük J-halkası değerlerinin karışımda bloklanma eğilimini işaret ettiği belirtilmiştir. Çelik liflerle ve PP liflerle üretilen karışımlarda lif miktarı arttıkça J-halkası değeri de artış göstermektedir. Şekil 4.17, 18 ve 19 un karşılaştırılmasından da anlaşılabileceği gibi, karışımlarda aynı yüzde ile çelik liflerle üretilen serilerde çelik lif oranının artmasıyla J-halkası değerinin arttığı ve pirinç kaplı çelik lif miktarının artmasıyla J-halkası değerinin düştüğü gözlemlenmiştir. Yine aynı şekilde çelik lifli karışımlara farklı oranlarda PP lif eklenmesiyle J-halkası değerinin arttığı gözlemlenmiş olup en yüksek 40 mm olarak ölçülmüştür Karışım Türü Şekil %10 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları

173 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 J-Halkası (mm) B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 J-Halkası (mm) Karışım Türü Şekil %15 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları Karışım Türü Şekil %20 UK katkılı kontrol ve lif katkılı KYB nin J-halkası deney sonuçları J-halkalı çökme-yayılma deneylerindeki önemli bir gözlem de özellikle çelik lifler ve PP liflerle üretilen serilerde yayılma formunun tam dairesel olmamasıdır. PP lif oranı ve lif miktarı göreceli olarak yüksek olan serilerde taze beton, tabla üzerinde genellikle çiçek gibi bir görünümde yayılmıştır. Bunun nedeni J-halkası donatı hatları boyunca

174 154 liflerin ve agregaların donatıya takılarak betonun akış hızının bu kısımlarda düşmesi olabilir. PP lif oranı yüksek olan ve aynı zamanda çelik lif miktarının fazla olduğu serilerde taze beton donatı engeline geldiğinde donatıyı tamamen sarabilmekte fakat donatı hatları boyunca biraz geri kalmaktadır. Bunun nedeni karışımdaki kaba agregalar ve liflerin akışa karşı direnci arttırmasıyla birlikte donatı engeline liflerin takılması olabilir. Şekil 4.17, 4.18 ve 4.19 da PP lif ve çelik lif oranı yüksek olan karışımlarda ki serilerin yayılma formu görülmektedir. Karışımlarda lif miktarı arttıkça yayılma çapındaki azalma ve çiçek gibi yayılma formu şekillerden net bir şekilde görülmektedir. Şekil Çelik lifler ve PP lif içeren karışımın yayılma formu

175 155 Şekil PP lifsiz farklı çelik lifleri içeren karışımın yayılma formu Şekil Lifsiz (Kontrol) karışımın yayılma formu

176 Sertleşmiş Beton Deneyleri ile İlgili Bulgular Mekanik özellikler ile ilgili bulgular ve tartışma a. Basınç dayanımı Basınç dayanımı deneyleri, 10x20 cm lik standart silindir numuneler üzerinde 3 farklı grup numune olarak 28.günlerde gerçekleştirilmiştir. Numuneler, kür havuzundan çıkarıldıktan sonra ortam sıcaklığına kadar kuruması beklenmiş, prese konularak deneyler gerçekleştirilmiştir.3 farklı grupta üretilen KYB nin basınç dayanımları bölüm a da anlatılan yöntemle araştırılmış sonuçlar Çizelge 4.7 de verilmiştir. Çizelge 4.7. Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük basınç dayanımı deney sonuçları Beton Türü A (MPa) B (MPa) C (MPa) 1 A1 B1 C1 37,21 39,04 42,83 2 A2 B2 C2 51,31 66,69 68,14 3 A3 B3 C3 50,24 53,91 64,79 4 A4 B4 C4 50,45 52,31 56,55 5 A5 B5 C5 45,64 47,96 49,82 6 A6 B6 C6 34,87 39,53 46,72 7 A7 B7 C7 40,52 52,27 60,22 8 A8 B8 C8 45,78 62,67 69,71 9 A9 B9 C9 50,44 56,92 64,52 10 A10 B10 C10 47,86 55,13 56,70 11 A11 B11 C11 47,84 53,21 53,73 12 A12 B12 C12 64,10 69,12 69,79 13 A13 B13 C13 54,98 55,68 56,67 14 A14 B14 C14 47,64 50,05 52,48 15 A15 B15 C15 46,09 46,50 49,60 16 A16 B16 C16 43,96 46,05 49,40 Üretilen numuneler 20±2 C sıcaklıkta kirece doygun su içerisinde deney gününe kadar kür edilmiştir. Deney numuneleri, basınç dayanımı deneyine tabi tutulmadan önce numuneler üzerinde UPV ve birim ağırlık deneyleri yapılmıştır. Sertleşmiş beton

177 157 numunelerinin basınç dayanımı deneyleri sonucunda elde edilen değerler Çizelge 4.7 de gösterilmiştir. Sertleşmiş betonun mekanik özellikleri kapsamında kontrol ve lif donatılı KYB deney numunelerinin basınç dayanımlarını belirlemek amacıyla yapılan 28 günlük basınç dayanımı deneyleri sonucunda KYB deney numuneleri, s/ç oranlarının düşük olması, mineral katkı UK ikame edilerek üretilen betonların bünyesindeki boşlukların minimize edilmesi gibi sebeplerden dolayı yüksek basınç dayanımı değerleri vermiştir. 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımları değerlerinin sırasıyla A12, B12 ve C12 karışımları verdiği görülmektedir. Bu karışımlara ait basınç dayanımı değerlerinin şahit betonlara dayanımına kıyasla sırasıyla %72,26, %77,04 ve %62,94 daha fazla olduğu anlaşılmaktadır. 28 günlük basınç dayanımları içerisinde en düşük basınç dayanımı değerleri ise şahit betonlar olan A1, B1 ve C1 karışımlarından elde edildiği görülmüştür. Lifli KYB numunelerinin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımı değerini C12 karışımı vermiştir. 28 günlük basınç dayanımı değerleri içerisinde en düşük dayanım değeri ise A1 karışımından elde edilmiştir. Şekil 4.23 de şahit ve hibrid lif kullanılarak üretilen KYB ye ait 28 günlük basınç dayanımı sonuçları verilmiştir. Tüm deney karışımlarında, UK nin çimento ile ikame oranı arttıkça basınç dayanımı değerleri artmaktadır. Bu durum %20 ye kadar UK nin KYB de dayanımı artırdığı söylenebilir. Beton karışımlar kıyaslandığı zaman ÇL miktarı arttığı zaman basınç mukavemetlerinin arttığı, karışımlarda PKÇL miktarı arttığı zaman ise basınç mukavemetlerinin azaldığı görülmektedir. Şahit numunelerle kıyaslandığı zaman en yüksek mukavemetlerin %0,1 oranında PP lif katkılı numunelerin verdiği görülmektedir. Choi and Yuan (2005) betona cam ve polipropilen lif ilavesinin 7, 28 ve 90 günlük yarma dayanımlarına yaklaşık %20-%50 arasında bir artış sağladığını ayrıca cam lifli ve polipropilen liflerin yarma dayanımlarının basınç dayanımlarını oranlarını sırasıyla %9 ile %13 olduğunu bulmuşlardır. Polipropilen lifli betonlarda yarma ile basınç dayanımları arasındaki ilişki olarak f( st )=0.55(f c )*0.5 formülünü geliştirmişlerdir.

178 Basınç Dayanımı (MPa) Basınç Dayanımı (MPa) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 Karışım Türü C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin basınç dayanımı deney sonuçları b. Yarmada çekme dayanımı deneyleri Yarmada çekme dayanım deneyleri yapılmadan önce 10x20 cm lik standart silindir numuneler üzerinde 3 farklı grup numuneler 28. günlerde gerçekleştirilmiştir.

179 159 Numuneler, kür havuzundan çıkarıldıktan sonra ortam sıcaklığına kadar kuruması beklenmiş, prese konularak deneyler gerçekleştirilmiştir. 3 farklı grupta üretilen KYB lerin yarmada çekme dayanımları bölüm b de anlatılan yöntemle araştırılmış sonuçlar Çizelge 4.8 de verilmiştir. Çizelge 4.8. Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük yarmada çekme dayanımı deney sonuçları Beton Türü A(MPa) B(MPa) C(MPa) 1 A1 B1 C1 4,24 4,35 4,94 2 A2 B2 C2 7,15 7,94 8,07 3 A3 B3 C3 6,29 6,49 7,48 4 A4 B4 C4 6,12 6,41 6,59 5 A5 B5 C5 4,78 5,71 5,91 6 A6 B6 C6 4,11 4,58 4,74 7 A7 B7 C7 5,78 6, A8 B8 C8 5,81 7,39 8,12 9 A9 B9 C9 6,36 6,57 7,36 10 A10 B10 C10 5,83 6,42 6,57 11 A11 B11 C11 5,79 6,16 6,47 12 A12 B12 C12 7,31 8,05 8,17 13 A13 B13 C13 6,17 6,77 7,67 14 A14 B14 C14 5,72 6,37 6,75 15 A15 B15 C15 5,76 5,87 6,12 16 A16 B16 C16 3,85 4,36 4,99 Kontrol ve lif içeren karışımlardan kontrol karışımlarının yarmada çekme dayanımları 4,24 4,94 MPa, PP lifsiz ve çelik lifli karışımların yarmada çekme dayanımları 4,11-8,07 MPa, %0,05 PP lif ve çelik lif içeren karışımların 5,78-8,12 MPa, %0,1 PP lif ve çelik lif içeren karışımların ise 3,85-8,17 MPa aralığında olduğu bulunmuştur. Karşılaştırma yapılan farklı grup numunelerde s/b oranı aynı olmasına rağmen tüm karışımların UK oranı artıkça yarmada çekme dayanımlarının arttığı görülmektedir. Karışım türünün ve UK oranının yarmada çekme dayanıma etkisi aşağıda Şekil 4.24 de gösterilmiştir. Basınç dayanımları incelendiğinde de anlaşılacağı gibi yarmada çekme dayanım değerleri basınç dayanımı ile paralellik göstermektedir. A grubu karışımların yarmada çekme dayanımları 3,85-7,31 MPa arasında bulunurken, B grubu karışımların

180 Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) 160 4,35 ile 8,05 MPa arasında olup, C grubu karışımların 4,94 ile 8,17 MPa arasında bulunmuştur. Karışımlarda en düşük dayanımı A16 karışımı, en yüksek dayanımı ise C12 karışımı verdiği görülmüştür. Karışımlardaki çelik lif miktarı % oranında arttıkça dayanımın arttığı, pirinç kaplı çelik lif miktarının % oranında artmasıyla ise düştüğü gözlemlenmiştir. Diğer yandan aynı karışımlarda PP lif miktarı arttıkça dayanımında arttığı görülmüştür. Akçay and Taşdemir (2012) deneysel testler sonucunda eğilme dayanımları uzun lif dayanımının artmasıyla hafifçe arttığı, buna karşın yarmada çekme dayanımının değişmediği belirtmişlerdir. Aydın (2007) lif donatı içeriğinin sadece dayanıma etkisi incelenmiş olup OL 6/16 lif içeren M9 tipi (sadece %2 çelik lif) karışımının 28 günde en yüksek basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı ve eğilme dayanımı verdiğini belirtmiştir. TS 500 de betonların çekme dayanımlarının belirlenmesindeki güçlüklerden bahsedilmiştir. Betonun çekme dayanımını belirleyebilmek ve basınç dayanımları ile ilişkilendirebilmek için, numune sayısının çok fazla olması gerektiği belirtilmiştir. Betonun çekme dayanımının, basınç dayanımına oranla çok düşük olduğu bilinmektedir. Çekme dayanımı basınç dayanımının yaklaşık olarak %10 u kadardır. Basınç dayanımına etki eden tüm değişkenler çekme dayanımına da etki etmektedir. A B C C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin yarmada çekme dayanımı deney sonuçları

181 Yarmada çekme dayanımı (Mpa) 161 A B C C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil (devam) c. Eğilme dayanımı deneyleri Eğilme dayanım deneyleri yapılmadan önce 7x7x28 cm lik standart kiriş numuneler üzerinde 3 farklı grup numuneler 28.günlerde gerçekleştirilmiştir. Numuneler, kür havuzundan çıkarıldıktan sonra ortam sıcaklığına kadar kuruması beklenmiş, prese konularak deneyler gerçekleştirilmiştir. 3 farklı grupta üretilen KYB lerin eğilme dayanımları bölüm c de anlatılan yöntemle araştırılmış sonuçlar Çizelge 4.9 da verilmiştir.

182 162 Çizelge 4.9. Sertleşmiş beton numunelerinin üzerinde yapılan eğilme dayanımı deney sonuçları Beton Türü A(MPa) B(MPa) C(MPa) 1 A1 B1 C1 4,04 4,58 4,69 2 A2 B2 C2 7,18 7,55 8,34 3 A3 B3 C3 6,85 6,94 7,8 4 A4 B4 C4 6,43 6,52 6,73 5 A5 B5 C5 6,07 6,31 6,61 6 A6 B6 C6 4,25 4,31 4,63 7 A7 B7 C7 6,06 6,95 7,18 8 A8 B8 C8 5,71 6,41 8,39 9 A9 B9 C9 5,94 6,32 7,25 10 A10 B10 C10 4,64 5,43 5,65 11 A11 B11 C11 4,02 4,34 4,4 12 A12 B12 C12 6,67 8,42 8,45 13 A13 B13 C13 6,77 7,06 7,54 14 A14 B14 C14 5,29 5,33 6,35 15 A15 B15 C15 4,69 4,77 4,79 16 A16 B16 C16 4,03 4,57 4,6 Şekil 4.25 de kontrol ve lifli KYB karışımlarının Karışım türü eğilme dayanımı ilişkisi görülmektedir. UK oranı arttıkça, kontrol ve lifsiz serilerin eğilme dayanımı tıpkı basınç ve yarmada çekme dayanımı gibi artış eğilimi göstermektedir. Kontrol ve lif içeren karışımlardan kontrol karışımlarının eğilme dayanımları 4,04 4,69 MPa, PP lifsiz ve çelik lifli karışımların eğilme dayanımları 4,25-8,34 MPa, %0,05 PP lif ve çelik lif içeren karışımların 4,02-8,39 MPa, %0,1 PP lif ve çelik lif içeren karışımların ise 4,03-8,45 MPa aralığında olduğu bulunmuştur. Karşılaştırma yapılan farklı grup numunelerde s/b oranı aynı olmasına rağmen karışımların UK oranı artıkça eğilme dayanımlarının arttığı görülmektedir. Karışım türünün ve UK oranının eğilme dayanıma etkisi aşağıda Şekil 4.25 de gösterilmiştir. A grubu karışımların eğilme dayanımları 4,03-7,18 MPa arasında bulunurken, B grubu karışımların 4,57 ile 8,42 MPa arasında olup, C grubu karışımların 4,6 ile 8,45 MPa arasında bulunmuştur. Karışımlarda en düşük eğilme dayanımı A16 karışımı, en yüksek dayanımı ise C12 karışımı verdiği görülmüştür. Karışımlardaki çelik lif miktarı % oranında arttıkça dayanımın arttığı,

183 Eğilme Dayanımı (MPa) 163 pirinç kaplı çelik lif miktarının % oranında artmasıyla ise düştüğü gözlemlenmiştir. Diğer yandan aynı karışımlarda PP lif miktarı arttıkça dayanımında arttığı görülmüştür. Pajak and Ponikiewski (2013) lif dozajının artmasıyla kırılma enerjisinin arttığı ve kancalı çelik liflerin düz çelik liflerden daha iyi performans verdiği, genellikle KYB ile normal betonun eğilme davranışının benzer olduğu fakat lif hacim oranının artmasıyla eğilme gerilme dayanımının arttığını belirtmişlerdir. Cai et al. (2010) lif ilavesinin lif donatılı KYB ler üzerinde eğilme dayanımı ve süneklilik gibi özelliklerini geliştirdiği sonucuna varmışlardır C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin eğilme dayanımı deney sonuçları

184 Eğilme Dayanımı (MPa) C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil (devam) d. Ultrases geçiş hızı deneyleri Ultrases geçiş hızı deneyleri sertleşmiş beton numunelerinin basınç dayanımı deneyleri yapılmadan önce 10x20 cm lik standart silindir numuneler üzerinde 3 farklı grup numuneler 28. günlerde gerçekleştirilmiştir. Numuneler, kür havuzundan çıkarıldıktan sonra ortam sıcaklığına kadar kuruması beklenmiş, düz bir zemin üzerine konularak deneyler gerçekleştirilmiştir.

185 165 Çizelge Sertleşmiş beton numunelerinin üzerinde yapılan UPV deney sonuçları Beton Türü A (m/sn) B (m/sn) C (m/sn) 1 A1 B1 C A2 B2 C A3 B3 C A4 B4 C A5 B5 C A6 B6 C A7 B7 C A8 B8 C A9 B9 C A10 B10 C A11 B11 C A12 B12 C A13 B13 C A14 B14 C A15 B15 C A16 B16 C UPV ölçümü sırasında, numunenin deneye tabi tutulacak yüzeylerine özel bir jel ultrases cihazına ait probların geleceği yüzeye sürülmüştür, Numuneler ultrases cihazının alıcısı (receiver) ile vericisi (trasnmiter) arasına yerleştirilerek, numune üzerinden ses dalgası geçirilmiş ve bu sesin numuneden geçiş zamanı s olarak ölçülmüştür. Daha sonra sesin numune üzerinden geçtiği mesafe ölçülerek, geçiş mesafesi geçiş zamanına bölünmüş ve ultrases geçiş hızı m/s olarak bulunmuştur. Sertleşmiş beton deney numuneleri üzerinde yapılan ultrases geçiş hızı deneyleri ile elde edilen sonuçlar Çizelge 4.10 da gösterilmiştir.

186 Dayanım (MPa) Dayanım (MPa) A y = 0,038x - 129,68 R² = 0, Ultrases hızı(m/s) Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki 80 B R² = 0, Ultrases hızı (m/sn) Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki

187 Dayanım (MPa) C R² = 0, Ultrases hızı (m/sn) Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin dayanım değerleri ile UPV değerleri arasındaki ilişki Sertleşmiş betonun basınç dayanımını belirlemek için kullanılan ve tahribatsız deney yöntemlerinden biri olarak isimlendirilen UPV deneyi farklı karışımlarda hazırlanan KYB deney numuneleri üzerinde yapılarak sonuçlar değerlendirilmiştir. Deney sonuçlarına göre 28 günlük UPV değerleri karşılaştırıldığında A1 (Şahit A) karışımından en düşük UPV değeri, C12 karışımından ise en yüksek UPV değeri elde edilmiştir. 3 farklı grupta incelenen beton türlerinden A grubunda A12 karışımı en yüksek UPV değerini vermiştir. Şahit betonla kıyaslandığında A12 karışımı %11 daha yüksek UPV değeri vermiştir. B grubu numunelerinde UPV değerleri karşılaştırıldığında, B1 (Şahit B) karışımı en düşük UPV değerini verirken, B12 karışımı ise en yüksek UPV değerini vermiştir. B12 karışımı şahit betona kıyasla %12 daha yüksek UPV değeri vermiştir. C grubu UPV değerleri karşılaştırıldığında C1 (Şahit C) karışımı en düşük UPV değerini, C12 karışımı ise en yüksek UPV değerini vermiştir. Diğer bir ifadeyle, C12 karışımı şahit betona kıyasla %12 daha fazla UPV sağlamıştır. Tüm karışımlar incelendiğinde basınç dayanımıyla paralel olarak 3 grupta da 12 numaralı karışımlarının en yüksek sonuç verdiği ve C12 karışımının en yüksek UPV

188 168 değerinin elde edildiği görülmüştür. Bu sonuçlar değerlendirildiğinde, UK miktarının ve PP lif miktarının artmasıyla karışımlardan daha yüksek UPV değeri elde edildiği görülmüştür. Yukarda ki deney sonuçları irdelendiğinde Şekil 4.26, 27 ve 28 de KYB karışımlarının basınç dayanımı değerleri ile UPV değerleri arasında ciddi bir korelasyon olduğu görülmektedir. Bununla birlikte, KYB ler üzerinde yapılan UPV deney sonuçları değerlendirildiğinde aynı s/ç oranındaki karışımların UK oranı ve PP lif yüzdesi arttıkça daha yüksek UPV değerleri verdiği anlaşılmıştır. Bu durum, KYB lerin çok düşük boşluk yapısına sahip olmasına bağlanabilir e. Birim ağırlık Birim Ağırlık deneyleri 10x20 cm lik standart silindir numuneler üzerinde 3 farklı grup numuneler 28.günlerde gerçekleştirilmiştir. Sertleşmiş beton deney numuneleri üzerinde yapılan birim ağırlık deneyleri sonucunda elde edilen değerler Çizelge 4.10 da gösterilmiştir. Birim ağırlık deney sonuçları, yüksek sıcaklıkta ve donma çözülme numunelerindeki ağırlık kayıpları hesaplamasında kullanılmıştır. Çizelge Sertleşmiş beton numunelerinin 28 günlük birim ağırlık deney sonuçları Beton Türü A(kg/m 3 ) B(kg/m 3 ) C(kg/m 3 ) 1 A1 B1 C A2 B2 C A3 B3 C A4 B4 C A5 B5 C A6 B6 C A7 B7 C A8 B8 C A9 B9 C A10 B10 C A11 B11 C A12 B12 C A13 B13 C A14 B14 C A15 B15 C A16 B16 C

189 Birim Ağırlık (kg/m3) Birim Ağırlık (kg/m3) A(kg/m3) B(kg/m3) C(kg/m3) C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 Karışım Türü A(kg/m3) B(kg/m3) C(kg/m3) C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı KYB nin birim ağırlık deney sonuçları Yukardaki Şekil 4.29 dan görüleceği üzerine karışımların birim ağırlıklarının birbirine çok yakın olduğu görülmektedir. Karışımlardaki UK oranının artmasıyla birim ağırlıklarda düşme görülmektedir. Bunun nedeni ise UK nin özgül ağırlığının

190 170 çimentonun özgül ağırlığından küçük olmasıdır. Yukardaki Şekil 4.29 incelendiği zaman en düşük birim ağırlığın UK oranı en yüksek olan C grubu karışımı şahit numunesi olan C1 karımı olduğu görülmektedir. En yüksek birim ağırlıklı olan ise UK oranının en düşük olduğu A grubu karışımlarından A2 nolu karışım olduğu görülmektedir. Karışımlarda şahit numuneler 2350 kg/m 3 ile 2371 kg/m 3 aralığında birim ağırlıklara sahiptirler. Lifli karışımlar ise 2410 kg/m 3 ile 2475 kg/m 3 aralığında değiştiği görülmektedir Dayanıklılık ile ilgili bulgular ve tartışma a. Yüksek sıcaklık deneyi 1. Yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı Bu kısımda, farklı karışımlarda tasarlanarak üretilen lifli KYB deney numunelerinin 3 farklı sıcaklık derecesine maruz bırakılması sonucu basınç dayanımlarındaki değişim açıklanmaktadır. PP liflerin yüksek sıcaklık etkisine maruz kalan betonlardaki etkinliğini belirlemek amacıyla numuneler hem lifli, hibrid lifli ve lifsiz olarak üretilmiş ve 28 gün boyunca standartlara uygun olarak kür edilen numuneler 200 C, 400 C ve 600 C de yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmıştır.

191 171 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Beton Türü Kontrol (MPa) 200 C (MPa) 400 C (MPa) 600 C (MPa) 1 A1 37,21 36,5 27,34 23,13 2 A2 51,31 48,87 44,18 33,49 3 A3 50,24 48,7 43,31 37,35 4 A4 50,45 48,67 40,83 32,04 5 A5 45,64 42,52 40,83 32,04 6 A6 34,87 30,98 29,7 23,93 7 A7 40,52 39,15 36,92 33,14 8 A8 45,78 41,35 38,58 28,64 9 A9 50,44 48,1 47,43 39,41 10 A10 47,86 47,27 40,79 37,54 11 A11 47,84 44, ,29 12 A12 64,1 55,4 51,49 43,76 13 A13 54,98 54,02 45,85 41,75 14 A14 47,64 46,34 44,79 38,19 15 A15 46,09 43,28 41,03 31,62 16 A16 43,96 37,86 35,54 29,27 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Beton Türü Kontrol (MPa) 200 C (MPa) 400 C (MPa) 600 C (MPa) 1 B1 39,04 36,17 33,99 24,39 2 B2 66,69 52,13 50,2 41,14 3 B3 53,91 49,8 48,41 37,52 4 B4 52,31 48,96 47,63 36,72 5 B5 47,96 42,66 40,54 31,87 6 B6 39,53 37,84 32,06 26,77 7 B7 52,27 52,17 48,93 37,64 8 B8 62,67 61,54 54,57 43,66 9 B9 56,92 53,73 49,6 39,77 10 B10 55,13 53,26 48,71 38,11 11 B11 53,21 48,8 47,51 31,58 12 B12 69,12 68,46 53,67 35,7 13 B13 55,68 52,37 51,36 34,98 14 B14 50,05 46,87 45,75 33,02 15 B15 46,5 42,71 40,15 28,77 16 B16 46,05 41,76 33,95 25,51

192 172 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerin basınç dayanımı değerleri Beton Türü Kontrol (MPa) 200 C (MPa) 400 C (MPa) 600 C (MPa) 1 C1 42,83 38,67 30,26 28,27 2 C2 68,14 57,76 56,01 45,74 3 C3 64,79 52,76 47,88 42,17 4 C4 56,55 52,75 47,3 39,74 5 C5 49,82 48,92 42,12 39,24 6 C6 46,72 42,46 32,3 30,32 7 C7 60,22 51,51 50,11 46,94 8 C8 69,71 54,06 51,79 48,75 9 C9 64,52 52,33 48,85 39,21 10 C10 56,7 35,17 34,33 27,14 11 C11 53,73 35,01 34,29 29,41 12 C12 69,79 60,56 56,5 38,74 13 C13 56,67 53,12 48,7 38,69 14 C14 52,48 49,88 44,85 32,97 15 C15 49,6 41,3 36,13 28,47 16 C16 49,4 33,73 33,5 25,5 Daha sonra fırından çıkarılarak soğumaya bırakılmış ve numuneler üzerinde basınç dayanımı deneyleri yapılmıştır. Ayrıca, diğer lifli KYB deney numuneleri de (yüksek sıcaklık etkisine maruz kalan numuneler ile kıyaslama yapmak amacıyla) herhangi bir sıcaklığa maruz bırakılmadan basınç dayanımı deneyine tabi tutulmuş, böylece yüksek sıcaklık etkisinde oluşan basınç dayanımı kayıpları belirlenmeye çalışılmıştır. Çizelge 4.11, 12 ve 13 de şahit, 200 C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan numunelerin basınç dayanımı değerleri verilmiştir. Çizelge 4.13, 14 ve 15 te ise 3 farklı sıcaklık derecesinde meydana gelen dayanım kayıpları görülmektedir. Ayrıca Çizelgelerde görülen A, B ve C ile gruplandırılan karışımlarda 7 den 11 e kadar olan karışımlarda %0,05 oranında PP lif 12 den 16 ya kadar olan karışımlarda ise %0,1 oranında PP lif kullanılarak üretildiğini ve diğer numunelerin ise PP lifsiz olarak üretildiği ifade etmektedir. Farklı karışımlarda üretilen KYB numuneleri taze halde iken farklı oranlarda PP lif ilave edilmeleri sonucunda elde edilen numunelerin yüksek sıcaklık etkisi altında nasıl bir performans sergiledikleri belirlenmiştir.

193 173 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları 200 C Bas.Day.Kay. (%) 400 C Bas.Day.Kay. (%) 600 C Bas.Day.Kay. (%) Beton Türü 1 A A A A A A A A A A A A A A A A Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları 200 C Bas.Day.Kay. (%) 400 C Bas.Day.Kay. (%) 600 C Bas.Day.Kay. (%) Beton Türü 1 B B B B B B B B B B B B B B B B

194 174 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen basınç dayanım kayıpları 200 C Bas.Day.Kay. (%) 400 C Bas.Day.Kay. (%) 600 C Bas.Day.Kay. (%) Beton Türü 1 C C C C C C C C C C C C C C C C Yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı değerlendirme Bu kısımda, farklı karışımlarda tasarlanarak üretilen lifli KYB deney numunelerinin 3 farklı sıcaklık derecesine maruz bırakılması sonucu basınç dayanımlarındaki değişim değerlendirilmiştir. PP liflerin yüksek sıcaklık etkisine maruz kalan betonlardaki etkinliğini belirlemek amacıyla numuneler hem lifli, hibrid lifli ve lifsiz olarak üretilmiş ve 28 gün boyunca standartlara uygun olarak kür edildikten sonra 200 C, 400 C ve 600 C de yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmıştır.

195 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Basınç Dayanımı (MPa) C(Şahit) 200 C 400 C 600 C Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %10 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları Şekil 4.30 da çimento ile uçucu külün %10 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (A grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı sıcaklık derecesindeki davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde uçucu kül içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının sıcaklık arttıkça bağıl basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve uçucu külün çimento ile %10 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 200 C sıcaklığa maruz kaldığında, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %2 azalış meydana gelmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz kalan yüksek dayanımlı betonlarda yapılarının gereği olarak meydana gelen kapak atmalarını önlemek için KYB deney numunelerine ilave edilen PP lifler aynı karışımların lif katılmayan numunelerine göre daha düşük bağıl dayanım değerleri vermiştir. Bu durum, PP liflerin yüksek sıcaklık etkisinde erimeleri sonucu meydana getirdikleri boşlukların beton basınç dayanımını olumsuz etkilemesine bağlanabilir. Yüksek sıcaklık etkisinde kalmış uçucu kül ikameli lifsiz beton, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 200 C de dayanımlarının %2 sini, 400 C de %27 sini, 600 C de %38 sini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış UK ikameli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre

196 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 Basınç Dayanımı (MPa) 176 ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %3 ünü, en fazla ise %11 ini kaybetmiş, 400 C de en az %11 ini, en fazla ise %19 unu kaybetmiş ve 600 C de en az %26 sını ve en fazla ise %36 sını kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %1 ini, en fazla ise %11 ini kaybetmiş, 400 C de en az %6 sını, en fazla ise %16 sını kaybetmiş ve 600 C de en az %18 ini ve en fazla ise %37 sini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %3 ünü, en fazla ise %14 ünü kaybetmiş, 400 C de en az %6 sını, en fazla ise %20 sini kaybetmiş ve 600 C de en az %20 sini ve en fazla ise %33 ünü kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %10 uçucu kül katkılı hibrid lifli karışımlarının lifsiz karışıma göre daha az dayanım kaybına uğradığı anlaşılmaktadır. Karışımlar içerisinde en iyi performansı A7 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir ve PP lif ikame oranı arttıkça diğer bir deyişle, karışımlardaki PP lif miktarı artıkça yüksek sıcaklık etkisinde meydana gelen dayanım kaybı değerlerinde artışlar meydana gelmiştir C(Şahit) 200 C 400 C 600 C Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %15 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları

197 177 Şekil 4.31 de çimento ile uçucu külün %15 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (B grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı sıcaklık derecesindeki davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde uçucu kül içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının sıcaklık arttıkça bağıl basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve uçucu külün çimento ile %15 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 200 C sıcaklığa maruz kaldığında, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %5 azalış meydana gelmiştir. Buradan görüldüğü gibi uçucu kül miktarının artmasıyla yüksek sıcaklıktaki dayanım kaybının arttığı gözlemlenmiştir. Yüksek sıcaklık etkisinde kalmış uçucu kül ikameli lifsiz beton, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 200 o C de dayanımlarının %5 ini, 400 C de %13 ünü, 600 C de %38 sini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %4 ünü, en fazla ise %22 ini kaybetmiş, 400 C de en az %9 unu, en fazla ise %25 ini kaybetmiş ve 600 o C de en az %27 sini ve en fazla ise %38 ini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %0 ını, en fazla ise %13 ünü kaybetmiş, 400 C de en az %6 sını, en fazla ise %13 ünü kaybetmiş ve 600 C de en az %28 ini ve en fazla ise %33 ünü kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %4 ünü, en fazla ise %15 ini kaybetmiş, 400 C de en az %8 ini, en fazla ise %22 sini kaybetmiş ve 600 C de en az %31 ini ve en fazla ise %48 ini kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %15 UK katkılı hibrid lifli karışımlarının özellikle PP lif miktarı artmasıyla dayanım kaybının arttığı gözlemlenmiştir. Karışımlar içerisinde en iyi performansı B7 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir.

198 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 Basınç Dayanımı (MPa) C(Şahit) 200 C 400 C 600 C Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve lif katkılı %20 UK içeren KYB nin yüksek sıcaklık altındaki basınç dayanımı deney sonuçları Şekil 4.32 de çimento ile uçucu külün %20 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (C grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı sıcaklık derecesindeki davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde uçucu kül içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının sıcaklık arttıkça bağıl basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve uçucu külün çimento ile %20 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 200 C sıcaklığa maruz kaldığında, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %10 azalış meydana gelmiştir. Buradan görüldüğü gibi uçucu kül miktarının artmasıyla yüksek sıcaklıktaki dayanım kaybının arttığı gözlemlenmiştir. Yüksek sıcaklık etkisinde kalmış uçucu kül ikameli lifsiz beton, yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 200 C de dayanımlarının %10 unu, 400 C de %29 unu, 600 C de %34 ünü kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %2 sini, en fazla ise %19 unu kaybetmiş, 400 C de en az %15 ini, en fazla ise %31 ini kaybetmiş ve 600 C de en az %21 ini ve en fazla ise %35 ini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış uçucu kül ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli

199 179 betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %14 ünü, en fazla ise %38 ini kaybetmiş, 400 C de en az %17 sini, en fazla ise %39 unu kaybetmiş ve 600 C de en az %22 sini ve en fazla ise %52 sini kaybetmiştir. Yüksek sıcaklık etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, yüksek sıcaklık etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 200 C de dayanımlarının en az %5 ini, en fazla ise %32 sini kaybetmiş, 400 C de en az %14 ünü, en fazla ise %32 sini kaybetmiş ve 600 C de en az %32 sini ve en fazla ise %48 ini kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %20 uçucu kül katkısı ile birlikte hibrid lifli karışımlarının özellikle PP lif miktarı artmasıyla dayanım kaybının arttığı gözlemlenmiştir. Karışımlar içerisinde en iyi performansı C7 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir. Karışımların tümü yüksek sıcaklık etkisine karşı kıyaslandığında, 200 C sıcaklığa maruz kalmış numuneler içerisinde en iyi performansı %15 uçucu kül içeren çelik liflerle üretilen B7 kodlu beton karışımı vermiş, en kötü performansı ise %20 uçucu kül içeren ve içerisinde %0,05 oranında PP lif ve çelik liflerin bulunduğu C10 karışımı vermiştir. Yüksek sıcaklık etkisinde 400 C sıcaklığa maruz kalmış numuneler içerisinde en iyi performans olarak en düşük dayanım kaybı değerini %15 oranında uçucu kül içeren, %0,1 PP lifli ve çelik liflerle üretilen B14 kodlu beton karışımı vermiş, en kötü performans olarak en yüksek dayanım kaybı değerini ise en kötü performansı ise %20 uçucu kül içeren ve içerisinde %0,05 oranında PP lif ve çelik liflerin bulunduğu C10 karışımı vermiştir. Yüksek sıcaklık etkisinde 600 C sıcaklığa maruz kalmış numuneler içerisinde en iyi performans %10 uçucu kül içeren ve çelik liflerle üretilen A7 karışımı vermiş, en kötü performans ise %20 uçucu kül içeren ve içerisinde %0,05 oranında PP lif ve çelik liflerin bulunduğu C10 karışımdan elde edilmiştir. Bu sonuçlar ışığında A7 koduyla üretilen ve içerisinde %10 uçucu kül ve çelik liflerle üretilen karışımın yüksek sıcaklık etkisine maruz kalmış karışımlar içerisinde en iyi performansı gösterdiği söylenebilir. Uysal (2012) KYB lerin 400 C üzerinde basınç dayanımlarını önemli ölçüde kaybettikleri belirtilmiştir. PP lif içeren KYB lerin basınç dayanımı yüksek sıcaklığa maruz kaldıktan sonra bütün yer değiştirme oranlarında PP lifsiz betonlardan daha düşük olduğu, KYB ler için PP lif katılmasının beton basınç dayanımına negatif

200 180 etki ettiği belirtilmiştir. Bunun nedeni olarak da PP lif varlığı beton içerisinde kapiler gözenek yapısı oluşturduğu ve KYB nin basınç dayanımını azalttığı belirtilmiştir. KYB olarak tasarlanan tüm karışımlar özellikle 600 C deki sıcaklıklara maruz kaldıklarında dayanımlarını önemli ölçüde kaybetmiştir. Aynı s/ç oranı ve dayanım sınıfındaki geleneksel betonlarla kıyaslandığında, KYB lerde yüksek sıcaklık etkisinde oluşan tahribat daha yüksek olmaktadır. Bu durum, KYB lerin daha sıkı mikro yapıya sahip olmalarının sonucu olarak yüksek sıcaklığın etkisinde iç basınçlarının yüksek olması nedeniyle artan buhar basıncının meydana getirdiği tahribata bağlanabilir. 200 C'yi aşan sıcaklıklarda meydana gelen bağıl basınç dayanımındaki azalma, çimentonun bünyesindeki alüminli ve demir oksitli bileşenlerdeki bünye suyu kaybının, basınç dayanımında düşüş meydana getirmesine bağlanabilir. Ayrıca, 300 C yi aşan sıcaklıklarda normal şartlarda buharlaşmayan bağlı suların da uçması hasarın mertebesini artırmaktadır. Böylece, beton basınç dayanımında düşüşler meydana gelmektedir. Bilindiği üzere, betonun bünyesindeki çimento hamurunda bulunan bileşenlerden birisi Ca(OH) 2 'dir. Ca(OH) 2 'in sönmemiş kirece (CaO) dönüşmesi 400 C civarında olmaktadır. Beton içindeki kirecin, sönmemiş kirece dönüşmesi yaklaşık %33 civarında bir büzülme oluşması anlamına gelmektedir. Kısa sürede büzülen ve genleşen beton içinde oluşan parazit gerilmeler hasarın büyümesine neden olmaktadır. 400 C'yi aşan sıcaklıklarda ise C-S-H'ların tahrip olmaya başladığı, betonun dayanımın hızla azaldığı, 900 o C civarında ise C-S-H yapısının tamamen dağıldığı görülmektedir. KYB üretiminde çimento ile ikameli olarak kullanılan uçucu külün diğer mineral katkılara göre yüksek sıcaklık etkisinde daha iyi performans göstermesi, yüksek sıcaklık ve basıncın etkisinde uçucu kül ve kirecin bir ürünü olarak meydana gelen tobermolit jel formasyonunun C-S-H jeline göre iki ya da üç kat daha güçlü ve dayanıklı olmasına bağlanabilir (Khatip 2008). Yüksek performanslı betonlar içerisinde yer alan KYB lerin geleneksel betonlara göre daha sıkı mikro yapıya sahip olmaları nedeniyle yüksek sıcaklığın etkisinde iç basınçlarının yüksek olmasının sonucu olarak artan buhar basıncının meydana getirdiği tahribat neticesinde beton bünyesinde kapak atmalar meydana gelmektedir. Bu kapak

201 181 atmaları engellemek için KYB lere ilave edilen PP lifler aynı karışımların lifsiz olanlarına göre daha fazla dayanım kaybına uğramıştır. Yüksek sıcaklık etkisine maruz kalan betonda kapak atmalar meydana geldiğinde donatılar yüksek sıcaklık etkisine maruz kalıp yapının hızlı bir şekilde göçmesine neden olacaktır. Lif ikameli KYB lerin aynı karışımdaki lifsiz betonlara göre yüksek sıcaklık etkisinde basınç dayanımlarında meydana gelecek kayıplar, donatının betonda meydana gelen kapak atma nedeniyle yalnız başına yüksek sıcaklık etkisine direnmesinden daha az önemli olmaktadır. Bu nedenle, PP lif ilaveli KYB karışımlarının PP lifsiz karışımlara göre daha kötü performans göstermesi olumsuz bir durum olarak görünse de, yüksek sıcaklık etkisinde kapak atmaları önleyerek donatının yüksek sıcaklık etkisine maruz kalmasını geciktirerek yapının göçmesini engellemektedir. Ding et al. (2012) Mikro PP lifin KYYPB numunelerinin önemli ölçüde yüksek sıcaklıkta yüzeylerinde dökülme olmadığı fakat betonların mekanik özellikleri üzerine açık bir etki göstermediği belirtilmiştir. 2. Yüksek sıcaklık altındaki UPV Yüksek sıcaklığa maruz bırakılmış A grubu numunelerde meydana gelen UPV deki değişiklikler aşağıdaki Çizelge 4.17 de verilmiştir. Çizelge C (Kontrol), 200 C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri Beton Türü 20 C(Kontrol) (m/sn) 200 C (m/sn) 400 C (m/sn) 600 C (m/sn) 1 A A A A A A A A A A

202 182 Çizelge (devam) 11 A A A A A A A grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama yüksek sıcaklığa maruz kalmış UPV değerleri Çizelge 4.17 de verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (A1) ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %9, %33 ve %58 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (A2-A6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %10, %40 ve %61olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A7-A11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %11, %41 ve %61olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A12-A16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %11, %41 ve %58 olduğu görülmüştür. A grubu karışımlarının 20,200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerin ortalama UPV değerleri Şekil 4.33, 34 ve 35 de gösterilmiştir.

203 UPV (m/sn) UPV (m/sn) C 200 C 400 C 600 C A1 A2 A3 A4 A5 A6 Karışım Türü Şekil Lifsiz (Kontrol) ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları C 200 C 400 C 600 C A7 A8 A9 A10 A11 Karışım türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları

204 UPV (m/sn) C 200 C 400 C 600 C A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Çizelge C (Kontrol), 200 C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri Beton Türü 20 C(Kontrol) (m/sn) 200 C (m/sn) 400 C (m/sn) 600 C (m/sn) 1 B B B B B B B B B B B B B B B B

205 UPV (m/sn) 185 B grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama yüksek sıcaklığa maruz kalmış UPV değerleri Çizelge 4.18 de verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (B1) ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %11, %34 ve %58 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (B2-B6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %22, %45 ve %61 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B7-B11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %12, %45 ve %60 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B12-B16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %18, %45 ve %60 olduğu görülmüştür. B grubu karışımlarının 20, 200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerinin ortalama UPV değerleri Şekil 4.36, 37 ve 38 de gösterilmiştir C 200 C 400 C 600 C B1 B2 B3 B4 B5 B6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları

206 UPV (m/sn) UPV (m/sn) C 200 C 400 C 600 C B7 B8 B9 B10 B11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları C 200 C 400 C 600 C B12 B13 B14 B15 B16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları C grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama yüksek sıcaklığa maruz kalmış UPV değerleri Çizelge 4.18 de verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (C1) ile

207 187 karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %12, %32 ve %52 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (C2-C6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %15, %41 ve %53 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (C7-C11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %17, %40 ve %57 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (C12-C16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %16, %44 ve %60 olduğu görülmüştür. C grubu karışımlarının 20, 200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerinin ortalama UPV değerleri Şekil 4.39, 40 ve 41 de gösterilmiştir. Çizelge C (Kontrol), 200 C,400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen UPV değerleri 20 C(Kontrol) 200 C 400 C 600 C Beton Türü (m/sn) (m/sn) (m/sn) (m/sn) 1 C C C C C C C C C C C C C C C C

208 UPV (m/sn) UPV (m/sn) C 200 C 400 C 600 C C1 C2 C3 C4 C5 C6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları 20 C 200 C 400 C 600 C C7 C8 C9 C10 C11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları

209 UPV (m/sn) C 200 C 400 C 600 C C12 C13 C14 C15 C16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki UPV deney sonuçları Sonuç olarak farklı yüksek sıcaklıklara maruz kalan bütün KYB karışımlarından elde edilen UPV değerleri yukarıda çizelge ve şekillerde gösterilmiştir. Şekillerden görüleceği gibi sıcaklığın artmasıyla UPV değerlerinin azaldığı görülmüştür. Yukardaki şekillerden görüldüğü gibi 400 C üzerindeki sıcaklıklarda UPV değerlerinde ciddi azalmalar olduğu görülmüştür. Uysal (2012) yaptığı çalışmada yüksek sıcaklığa maruz kalan numunelerin UPV değerlerinde azalma olduğu ve özellikle 400 C üzerindeki sıcaklıklarda UPV değerlerinde dikkate değer azalma olduğunu bulmuştur. Betonların içerisinden geçen dalga hızı yüksek sıcaklıkta beton içerisinde oluşan çatlaklar tarafından da etkilenir. Sıcaklığın artmasıyla UPV deki azalmanın bir diğer nedeni ise malzemedeki çatlakların ilerleyişinin bir ölçüsüdür. Yang et al. (2009) yaptıkları çalışmada yüksek sıcaklık sonucunda betonda meydana gelen çatlakların UPV değerini azalttığını tespit etmişlerdir. PP lif katkılı KYB lerin UPV değerlerinin PP lifsiz betonlardan daha düşük değerler verdiği gözlemlenmiştir. Bu durumda karışımlara PP lif ilave edilmesinin UPV değerleri üzerinde olumsuz etkilediği tespit edilmiştir. Betondaki mikro çatlakların dalga hızını azalttığı için UPV değerleri de azalmaktadır. Uysal (2012) PP lif katkılı KYB karışımlarının UPV değerlerindeki azalma bütün yer değiştirme oranlarında PP lifsiz numunelerden önemli oranda yüksek olduğu tespit edilmiştir.

210 Yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı Artan sıcaklık değerleriyle kontrol ve hibrid lifli KYB karışımlarının ağırlık kayıpları aşağıdaki çizelge 4.20, 21 ve 22 de görülmektedir. Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %10 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları 200 C Ağırlık Kay. (%) 400 C Ağırlık Kay. (%) 600 C Ağırlık Kay. (%) Beton Türü 1 A A A A A A A A A A A A A A A A A grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin yüksek sıcaklığa maruz kalmış birim ağırlık değerleri Çizelge 4.19 da verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (A1) ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %4, %7 ve %9 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (A2-A6) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %5, %7 ve %8 olduğu

211 Ağırlık Kaybı (%) 191 görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A7-A11) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %6, %8 ve %10 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A12-A16) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %4, %8 ve %9 olduğu görülmüştür. A grubu karışımlarının 20, 200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerinin ortalama birim ağırlık değerleri Şekil 4.42, 43 ve 44 de gösterilmiştir. Uysal (2012) PP lif ile filler katkısı içeren KYB lerin ağırlık kayıpları bütün serilerde PP lifsiz karışımlardan daha düşük olduğu belirtilmiştir. 200 C 400 C 600 C A1 A2 A3 A4 A5 A6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları

212 Ağırlık Kaybı (%) Ağırlık Kaybı (%) C 400 C 600 C A7 A8 A9 A10 A11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları 200 C 400 C 600 C A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları

213 193 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %15 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları Beton Türü 200 C Ağırlık Kay. (%) 400 C Ağırlık Kay. (%) 600 C Ağırlık Kay. (%) 1 B B B B B B B B B B B B B B B B B grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin yüksek sıcaklığa maruz kalmış birim ağırlık değerleri Çizelge 4.20 d e verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (B1) ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %6, %7 ve %8 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (B2-B6) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %5, %6 ve %8 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B7-B11) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye

214 Ağırlık kaybı (%) 194 maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %6, %7 ve %9 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B12-B16) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %5, %7 ve %9 olduğu görülmüştür. B grubu karışımlarının 20, 200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerinin ortalama birim ağırlık değerleri Şekil 4.45, 46 ve 47 de gösterilmiştir. 200 C 400 C 600 C B1 B2 B3 B4 B5 B6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları

215 Ağırlık kaybı (%) Ağırlık Kaybı (%) C 400 C 600 C B7 B8 B9 B10 B11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları 200 C 400 C 600 C B12 B13 B14 B15 B16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları

216 196 Çizelge C, 400 C ve 600 C sıcaklığa maruz bırakılan %20 UK içeren KYHLB numunelerinde meydana gelen ağırlık kayıpları 200 C Ağırlık Kay. (%) 400 C Ağırlık Kay. (%) 600 C Ağırlık Kay. (%) Beton Türü 1 C C C C C C C C C C C C C C C C C grubu yüksek sıcaklığa maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin yüksek sıcaklığa maruz kalmış birim ağırlık değerleri Çizelge 4.20 d e verilmiştir. Karışımlardaki sıcaklık arttıkça birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmış numunelerde, kontrol numuneleri (C1) ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için, sırasıyla %8, %8 ve %8 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (C2-C6) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %4, %6 ve %8 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (C7-C11) birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %6, %7 ve %9 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B12-B16)

217 Ağırlık Kaybı (%) Ağırlık kaybı (%) 197 birim ağırlık değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, yüksek sıcaklığa maruz kalmamış numuneler ile karşılaştırıldığında 200, 400 ve 600 C ye maruz kalmış olan numuneler için ortalama, sırasıyla %4, %7 ve %8 olduğu görülmüştür. C grubu karışımlarının 20, 200, 400 ve 600 C ye maruz kalan numunelerinin ortalama birim ağırlık değerleri Şekil 4.48, 49 ve 50 de gösterilmiştir C 400 C 600 C C1 C2 C3 C4 C5 C6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları C 400 C 600 C C7 C8 C9 C10 C11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları

218 Ağırlık Kaybı (%) C 400 C 600 C C12 C13 C14 C15 C16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin yüksek sıcaklık altındaki ağırlık kaybı deney sonuçları Sonuç olarak yukarıda detaylı olarak verilen değerlendirmelerde sıcaklık artmasıyla tüm numunelerde ciddi oranda ağırlık kaybı meydana geldiği görülmektedir. Karışımların genel anlamda ağırlık kayıplarının birbirine yakın olduğu fakat PP lif içeren karışımlardaki ağırlık kaybının PP lif içermeyen karışımlara nazaran daha az olduğu tespit edilmiştir. Bunun nedeni ise PP lif içermeyen numunelerin yüzeyinde meydana gelen dökülmeler olarak gösterilebilir. PP lif içeren karışımlar beton içerisinde kanal oluşturdukları için beton yüzeyinde herhangi bir çatlak veya dökülme gerçekleşmemektedir. Yüksel et al. (2011) yaptıkları çalışmada yüksek sıcaklıkta ağırlık kaybının ana sebebinin betonun yüzey tabakasından kopan parçalar olduğunu belirtmişlerdir. Kanema et al. (2007) yaptıkları çalışmada benzer karışımlara sahip betonlara PP lif ilave edilmesi sonucunda yüksek sıcaklık altında daha düşük ağırlık kaybına neden olduğunu ifade etmişlerdir.

219 b. Donma-çözülme deneyi 1. Donma-çözülme altındaki basınç dayanımı Beton numuneler kür süresini tamamladıktan sonra her gruptan üç adet silindir numune başlıklanarak kırılmış ve donma-çözülme çevrimleri öncesi (0 çevrim) basınç dayanımları elde edilmiştir. Her gruptan 3 numune donma-çözülme aletine yerleştirilmiştir. Donma-çözülme aletine yerleştirilen numuneler, sırasıyla 50, 100 ve 300 donma-çözülme çevrimine maruz bırakılmıştır. Bu çevrimler arasında geçen süre göz önünde bulundurularak beton dökümü gerçekleştirilmiştir. Bu sebeple hem 50, hem 100 ve hem de 300 çevrime maruz kalan numuneler aynı anda kontrol numuneleri ile beraber üretilmiştir. Dolayısıyla aşağıda her çevrim için bulunan değerleri ile kontrol numunelerinin değerleri verilmiştir. Kontrol numunelerinin değerleri incelendiğinde A, B ve C grubu numunelerinin birbirlerine yakın sonuçlar elde edildiği görülmektedir. Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri Beton Türü Çevrimsiz (MPa) 50 Çevrim (MPa) 100 Çevrim (MPa) 300 Çevrim (MPa) 1 A1 37,21 29,69 23,79 21,19 2 A2 51,31 49,89 40,97 38,39 3 A3 50,24 48,29 40,49 38,15 4 A4 50,45 47,48 39,35 35,73 5 A5 45,64 41,69 36,94 31,97 6 A6 34,87 31,84 29,26 27,71 7 A7 40,52 39,49 29,46 27,66 8 A8 45,78 38,44 28,48 26,47 9 A9 50,44 47,53 38,95 37,94 10 A10 47,86 46,8 38,24 37,22 11 A11 47,84 46,81 36,08 35,62 12 A12 64,1 63,35 50,39 48,91 13 A13 54,98 47,08 42,58 42,21 14 A14 47,64 46,27 41,64 37,57 15 A15 46,09 39,16 34,78 35,18 16 A16 43,96 36,05 34,32 33,96

220 200 Çizelge %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri Beton Türü Çevrimsiz (MPa) 50 Çevrim (MPa) 100 Çevrim (MPa) 300 Çevrim (MPa) 1 B1 39,04 33,9 26,18 25,66 2 B2 66,69 51,41 41,85 40,47 3 B3 53,91 50,71 41,63 39,54 4 B4 52,31 50,22 40,07 38,57 5 B5 47,96 45,51 37,17 34,13 6 B6 39,53 38,65 30,19 29,57 7 B7 52,27 51,54 51,29 43,22 8 B8 62,67 54,3 52,75 42,58 9 B9 56,92 48,99 42,12 41,97 10 B10 55,13 50,11 41,2 40,14 11 B11 53,21 49,69 38,14 37,36 12 B12 69,12 67,16 60,08 57,03 13 B13 55,68 54,65 46,96 45,84 14 B14 50,05 48,95 42,26 40,47 15 B15 46,5 40,45 39,83 36,24 16 B16 46,05 43,48 39,38 35,36 Çizelge 4.26.%20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımlarının ortalama basınç dayanımı değerleri Beton Türü Çevrimsiz (MPa) 50 Çevrim (MPa) 100 Çevrim (MPa) 300 Çevrim (MPa) 1 C1 42,83 34,59 29,54 27,52 2 C2 68,14 66,11 51,07 50,89 3 C3 64,79 62,7 49,47 47,85 4 C4 56,55 52,81 41,78 40,97 5 C5 49,82 46,96 38,32 35,47 6 C6 46,72 41,83 35,34 34,28 7 C7 60,22 52,47 51,27 49,63 8 C8 69,71 58,89 57,63 55,23 9 C9 64,52 52,81 50,45 47,59 10 C10 56,7 51,98 42,07 41,03 11 C11 53,73 50,93 41,97 40,02 12 C12 69,79 68,74 60,82 57,51 13 C13 56,67 55,97 51,31 47,58 14 C14 52,48 51,08 45,81 44,9 15 C15 49,6 46,08 43,77 42,02 16 C16 49,4 48,42 42,18 40,91

221 201 Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Beton Türü 50 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 100 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 300 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 1 A A A A A A A A A A A A A A A A Çizelge %15 UK içeren KYHLB donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Beton Türü 50 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 100 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 300 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 1 B B B B B B B B B B B B B B B B

222 202 Çizelge %20 UK içeren KYHLB donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanım kayıpları Beton Türü 50 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 100 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 300 Çevrim Bas.Day.Kay. (%) 1 C C C C C C C C C C C C C C C C Çizelge Donma-çözülmeye maruz kalmış bütün karışımların ortalama basınç dayanım değerleri Karışım Kontrol(Çevrimsiz) (MPa) 50 Çevrim (MPa) 100 Çevrim (MPa) 300 Çevrim (MPa) No A B C A B C A B C A B C 1 37,21 39,04 42,83 29,69 33,9 34,59 23,79 26,18 29,54 21,19 25,66 27, ,31 66,69 68,14 49,89 51,41 66,11 40,97 41,85 51,07 38,39 40,47 50, ,24 53,91 64,79 48,29 50,71 62,7 40,49 41,63 49,47 38,15 39,54 47, ,45 52,31 56,55 47,48 50,22 52,81 39,35 40,07 41,78 35,73 38,57 40, ,64 47,96 49,82 41,69 45,51 46,96 36,94 37,17 38,32 31,97 34,13 35, ,87 39,53 46,72 31,84 38,65 41,83 29,26 30,19 35,34 27,71 29,57 34, ,52 52,27 60,22 39,49 51,54 52,47 29,46 51,29 51,27 27,66 43,22 49, ,78 62,67 69,71 38,44 54,3 58,89 28,48 52,75 57,63 26,47 42,58 55, ,44 56,92 64,52 47,53 48,99 52,81 38,95 42,12 50,45 37,94 41,97 47, ,86 55,13 56,7 46,8 50,11 51,98 38,24 41,2 42,07 37,22 40,14 41, ,84 53,21 53,73 46,81 49,69 50,93 36,08 38,14 41,97 35,62 37,36 40, ,1 69,12 69,79 63,35 67,16 68,74 50,39 60,08 60,82 48,91 57,03 57, ,98 55,68 56,67 47,08 54,65 55,97 42,58 46,96 51,31 42,21 45,84 47, ,64 50,05 52,48 46,27 48,95 51,08 41,64 42,26 45,81 37,57 40,47 44, ,09 46,5 49,6 39,16 40,45 46,08 34,78 39,83 43,77 35,18 36,24 42, ,96 46,05 49,4 36,05 43,48 48,42 34,32 39,38 42,18 33,96 35,36 40,91

223 203 Donma-çözülme altındaki basınç dayanımı değerlendirme Şekil 4.51 de çimento ile uçucu külün %10 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (A grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı çevrim durumunda davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde UK içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının donma çözülme çevrimlerinin artmasıyla basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve UK nin çimento ile %10 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 50 çevrime maruz kaldığında, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %20 azalış meydana gelmiştir. Donma çözülme etkisine maruz kalan yüksek dayanımlı betonlarda meydana gelen büzülmeleri önlemek için KYB deney numunelerine ilave edilen PP lifler aynı karışımların lif katılmayan numunelerine göre daha yüksek bağıl dayanım değerleri vermiştir. Bu durum, PP liflerin donma çözülme etkisinde erken yaşlarda büzülmeyi ve dolayısıyla kılcal çatlak oluşumunu azaltırken, bir yandan da ileriki yaşlarda donma çözülme gibi etkenlerle beton içerisinde oluşabilecek gerilimleri absorbe ederek beton performansını daha uzun süre devam etmelerini sağlayacaktır. Donma Çözülme etkisinde kalmış UK ikameli lifsiz beton, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 50 çevrimde dayanımlarının %20 sini, 100 çevrimde de %36 sını, 300 çevrimde de %43 ünü kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %3 ünü, en fazla ise %9 unu kaybetmiş, 100 çevrim en az %16 sını, en fazla ise %22 sini kaybetmiş ve 300 çevrimde ise en az %24 ünü ve en fazla ise %30 unu kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %2 sini, en fazla ise %16 sını kaybetmiş, 100 çevrim en az %20 sini, en fazla ise %38 ini kaybetmiş ve 300 çevrim en az %22 sini ve en fazla ise %42 sini kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %1 ini, en fazla ise %18 ini kaybetmiş, 100 çevrim en az %13 ünü, en fazla ise %25 ini kaybetmiş ve

224 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Basınç Dayanımı (MPa) çevrim en az %21 sini ve en fazla ise %24 ünü kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %10 UK katkılı hibrid lifli karışımlarının lifsiz karışıma göre daha az dayanım kaybına uğradığı anlaşılmaktadır. Karışımlar içerisinde en iyi performansı C14 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir ve PP lif ikame oranı arttıkça diğer bir deyişle, karışımlardaki PP lif miktarı artıkça donma çözülme etkisinde meydana gelen dayanım kaybı değerlerinde azalmalar meydana gelmiştir. 70 Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil 4.52 de çimento ile uçucu külün %15 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (B grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı çevrim durumunda davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde UK içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının donma çözülme çevrimlerinin artmasıyla basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve uçucu külün çimento ile %15 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 50 çevrime maruz kaldığında, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %13 azalış meydana gelmiştir. Donma çözülme etkisine maruz kalan yüksek dayanımlı betonlarda meydana gelen büzülmeleri önlemek için KYB deney numunelerine ilave edilen PP lifler aynı karışımların lif katılmayan numunelerine göre daha yüksek bağıl dayanım değerleri vermiştir. Bu durum, PP liflerin donma çözülme etkisinde erken

225 205 yaşlarda büzülmeyi ve dolayısıyla kılcal çatlak oluşumunu azaltırken, bir yandan da ileriki yaşlarda donma çözülme gibi etkenlerle beton içerisinde oluşabilecek gerilimleri absorbe ederek beton performansını daha uzun süre devam etmelerini sağlayacaktır. Donma çözülme etkisinde kalmış UK ikameli lifsiz beton, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 50 çevrimde dayanımlarının %13 ünü, 100 çevrimde de %33 ünü, 300 çevrimde de %34 ünü kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %2 sini, en fazla ise %23 ünü kaybetmiş, 100 çevrim en az %22 sini, en fazla ise %37 sini kaybetmiş ve 300 çevrimde ise en az %25 ini ve en fazla ise %39 unu kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %1 ini, en fazla ise %14 ünü kaybetmiş, 100 çevrim en az %2 sini, en fazla ise %28 ini kaybetmiş ve 300 çevrim en az %17 sini ve en fazla ise %38 ini kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %2 sini, en fazla ise %13 ünü kaybetmiş, 100 çevrim en az %13 ünü, en fazla ise %16 sını kaybetmiş ve 300 çevrim en az %17 sini ve en fazla ise %23 ünü kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %15 UK katkılı hibrid lifli karışımlarının genel olarak lifsiz karışıma göre daha az dayanım kaybına uğradığı anlaşılmaktadır. Karışımlar içerisinde en iyi performansı B7 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir ve PP lif ikame oranı arttıkça diğer bir deyişle, karışımlardaki PP lif miktarı artıkça donma çözülme etkisinde meydana gelen dayanım kaybı değerlerinde azalmalar meydana gelmiştir.

226 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 Basınç Dayanımı (MPa) Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları Şekil 4.53 de çimento ile uçucu külün %20 ikame oranlarında yer değiştirmesiyle üretilen (C grubu) lifsiz ve hibrid lifli betonların 4 farklı çevrim durumunda davranışı görülmektedir. Bu şekil incelendiğinde UK içeren lifsiz ve hibrid lifli KYB karışımlarının donma çözülme çevrimlerinin artmasıyla basınç dayanımlarında azalma olduğu görülmektedir. Kontrol beton ve uçucu külün çimento ile %20 oranında ikame edilmesiyle üretilen KYB numuneleri 50 çevrime maruz kaldığında, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, bağıl basınç dayanımı değerlerinde %19 azalış meydana gelmiştir. Donma çözülme etkisine maruz kalan yüksek dayanımlı betonlarda meydana gelen büzülmeleri önlemek için KYB deney numunelerine ilave edilen PP lifler aynı karışımların lif katılmayan numunelerine göre daha yüksek bağıl dayanım değerleri vermiştir. Bu durum, PP liflerin donma çözülme etkisinde erken yaşlarda büzülmeyi ve dolayısıyla kılcal çatlak oluşumunu azaltırken, bir yandan da ileriki yaşlarda donma çözülme gibi etkenlerle beton içerisinde oluşabilecek gerilimleri absorbe ederek beton performansını daha uzun süre devam etmelerini sağlayacaktır. Donma çözülme etkisinde kalmış UK ikameli lifsiz beton, donma çözülme etkisine maruz bırakılmamış numunelere göre, ortalama olarak 50 çevrimde dayanımlarının %19 unu, 100 çevrimde de %31 ini, 300 çevrimde de %36 sını kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme

227 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 Basınç Dayanımı (MPa) 207 etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %3 ünü, en fazla ise %10 unu kaybetmiş, 100 çevrim en az %23 ünü, en fazla ise %26 sını kaybetmiş ve 300 çevrimde ise en az %25 ini ve en fazla ise %29 unu kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,05 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %5 ini, en fazla ise %13 ünü kaybetmiş, 100 çevrim en az %15 ini, en fazla ise %26 sını kaybetmiş ve 300 çevrim en az %18 ini ve en fazla ise %28 ini kaybetmiştir. Donma çözülme etkisine maruz bırakılmış UK ikameli, %0,1 PP lifli ve çelik lifli betonlar, donma çözülme etkisinde kalmamış numunelere göre ise ortalama olarak 50 çevrim dayanımlarının en az %1 ini, en fazla ise %7 sini kaybetmiş, 100 çevrim en az %9 unu, en fazla ise %15 ini kaybetmiş ve 300 çevrim en az %14 ünü ve en fazla ise %28 ini kaybetmiştir. Bu sonuçlar irdelendiğinde, %20 UK katkılı hibrid lifli karışımlarının genel olarak lifsiz karışıma göre daha az dayanım kaybına uğradığı görülmektedir. Karışımlar içerisinde en iyi performansı C14 koduyla üretilen KYB karışımı vermiştir ve PP lif ikame oranı arttıkça diğer bir deyişle, karışımlardaki PP lif miktarı artıkça donma çözülme etkisinde meydana gelen dayanım kaybı değerlerinde azalmalar meydana gelmiştir. 70 Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları

228 208 a-donma-çözülmeye maruz kalmayan numunelerin basınç dayanımına lif ve uçucu külün etkisi Donma-çözülmeye maruz kalmayan kontrol ve lifli numunelerin ortalama 28 günlük basınç dayanım değerleri yukarıda verilmiştir. Karışımlardaki UK miktarı arttıkça basınç dayanımının artığı gözlemlenmiştir. Sertleşmiş betonun mekanik özellikleri kapsamında kontrol ve lif donatılı KYB deney numunelerinin basınç dayanımlarını belirlemek amacıyla yapılan 28 günlük basınç dayanımı deneyleri sonucunda KYB deney numuneleri, s/ç oranlarının düşük olması, mineral katkı UK ikame edilerek üretilen betonların bünyesindeki boşlukların minimize edilmesi gibi sebeplerden dolayı yüksek basınç dayanımı değerleri verdiği gözlemlenmiştir. 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımları değerlerinin sırasıyla A12, B12 ve C12 karışımları verdiği görülmektedir. Bu karışımlara ait basınç dayanımı değerlerinin şahit betonlara dayanımına kıyasla sırasıyla %72,26, %77,04 ve %62,94 daha fazla olduğu anlaşılmaktadır. 28 günlük basınç dayanımları içerisinde en düşük basınç dayanımı değerleri ise şahit betonlar olan A1,B1 ve C1 karışımlarından elde edildiği görülmüştür. Lifli KYB numunelerinin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımı değerini C12 karışımı vermiştir. 28 günlük basınç dayanımı değerleri içerisinde en düşük dayanım değeri ise A1 karışımından elde edilmiştir. Şekil 4.54 de şahit ve hibrid lif kullanılarak üretilen donma-çözülmeye maruz kalmamış KYB lere ait 28 günlük basınç dayanımı sonuçları verilmiştir. Tüm deney karışımlarında, UK nin çimento ile ikame oranı arttıkça basınç dayanımı değerleri artmaktadır. Bu durum %20 ye kadar UK nin KYB de dayanımı artırdığı söylenebilir. Beton karışımlar kıyaslandığı zaman çelik lif miktarı arttığı zaman basınç mukavemetlerinin arttığı, karışımlarda pirinç kaplı çelik lif miktarı arttığı zaman ise basınç mukavemetlerinin azaldığı görülmektedir. Şahit numunelerle kıyaslandığı zaman en yüksek mukavemetlerin %0,1 oranında PP lif içeren hibrid lif katkılı numunelerin verdiği görülmektedir.

229 Basınç Dayanımı (MPa) A B C Karışım Türü Şekil Donma-çözülmeye maruz kalmamış karışımların ortalama basınç dayanımları b- 50 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış numunelerin basınç dayanımına lif ve uçucu külün etkisi 50 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük basınç dayanım değerleri Çizelge 4.23, 4.24 ve 4.25 de verilmiştir. Karışımlardaki çevrim sayısı arttıkça basınç dayanımlarının azaldığı gözlemlenmiştir. Sertleşmiş betonun mekanik özellikleri kapsamında kontrol ve lif donatılı KYB deney numunelerinin basınç dayanımlarını belirlemek amacıyla yapılan 28 günlük basınç dayanımı deneyleri sonucunda KYB deney numuneleri, s/ç oranlarının düşük olması, mineral katkı UK ikame edilerek üretilen betonların bünyesindeki boşlukların minimize edilmesi gibi sebeplerden dolayı yüksek basınç dayanımı değerleri verdiği gözlemlenmiştir. 50 çevrim donma çözülmeye maruz kalmış numunelerin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımları değerlerinin sırasıyla A12, B12 ve C12 karışımları verdiği görülmektedir. Bu karışımlara ait basınç dayanımı değerlerinin 50 çevrim donma çözülmeye maruz kalan şahit betonların dayanımına kıyasla sırasıyla %113, 37, %98,11 ve %94,16 daha fazla olduğu anlaşılmaktadır. 28 günlük basınç dayanımları içerisinde en düşük basınç dayanımı

230 Basınç Dayanımı (Mpa) 210 değerleri ise şahit betonlar olan A1, B1 ve C1 karışımlarından elde edildiği görülmüştür. Lifli KYB numunelerinin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımı değerini C12 karışımı vermiştir. 28 günlük basınç dayanımı değerleri içerisinde en düşük dayanım değeri ise A1 karışımından elde edilmiştir. Şekil 4.55 de şahit ve hibrid lif kullanılarak üretilen 50 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış KYB lere ait 28 günlük basınç dayanımı sonuçları verilmiştir. 70 A B C Karışım Türü Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları c- 100 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış numunelerin basınç dayanımına lif ve uçucu külün etkisi 100 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük basınç dayanım değerleri Çizelge 4.23, 4.24 ve 4.25 de verilmiştir. Karışımlardaki çevrim sayısı arttıkça basınç dayanımlarının azaldığı gözlemlenmiştir. Sertleşmiş betonun mekanik özellikleri kapsamında kontrol ve lif donatılı KYB deney numunelerinin basınç dayanımlarını belirlemek amacıyla yapılan 28 günlük basınç dayanımı deneyleri sonucunda KYB deney numuneleri, s/ç oranlarının düşük olması,

231 Basınç Dayanımı (MPa) 211 mineral katkı UK ikame edilerek üretilen betonların bünyesindeki boşlukların minimize edilmesi gibi sebeplerden dolayı yüksek basınç dayanımı değerleri verdiği gözlemlenmiştir.100 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış numunelerin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımları değerlerinin sırasıyla A12, B12 ve C12 karışımları verdiği görülmektedir. Bu karışımlara ait basınç dayanımı değerlerinin 100 çevrim donma çözülmeye maruz kalan şahit betonların dayanımına kıyasla sırasıyla %111,81, %129,48 ve %105,89 daha fazla olduğu anlaşılmaktadır. 28 günlük basınç dayanımları içerisinde en düşük basınç dayanımı değerleri ise şahit betonlar olan A1, B1 ve C1 karışımlarından elde edildiği görülmüştür. Lifli KYB numunelerinin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımı değerini C12 karışımı vermiştir. 28 günlük basınç dayanımı değerleri içerisinde en düşük dayanım değeri ise A1 karışımından elde edilmiştir. Şekil 4.56 da şahit ve hibrid lif kullanılarak üretilen 100 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış KYB lere ait 28 günlük basınç dayanımı sonuçları verilmiştir. 70 A B C Karışım Türü Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları

232 212 d- 300 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış numunelerin basınç dayanımına lif ve uçucu külün etkisi 300 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük basınç dayanım değerleri Çizelge 4.23, 4.24 ve 4.25 de verilmiştir. Karışımlardaki çevrim sayısı arttıkça basınç dayanımlarının azaldığı gözlemlenmiştir. Sertleşmiş betonun mekanik özellikleri kapsamında kontrol ve lif donatılı KYB deney numunelerinin basınç dayanımlarını belirlemek amacıyla yapılan 28 günlük basınç dayanımı deneyleri sonucunda KYB deney numuneleri, s/ç oranlarının düşük olması, mineral katkı UK ikame edilerek üretilen betonların bünyesindeki boşlukların minimize edilmesi gibi sebeplerden dolayı yüksek basınç dayanımı değerleri verdiği gözlemlenmiştir. 300 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış numunelerin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımları değerlerinin sırasıyla A12, B12 ve C12 karışımları verdiği görülmektedir. Bu karışımlara ait basınç dayanımı değerlerinin 300 çevrim donma çözülmeye maruz kalan şahit betonların dayanımına kıyasla sırasıyla %130,81, %122,25 ve %108,97 daha fazla olduğu anlaşılmaktadır. 28 günlük basınç dayanımları içerisinde en düşük basınç dayanımı değerleri ise şahit betonlar olan A1, B1 ve C1 karışımlarından elde edildiği görülmüştür. Lifli KYB numunelerinin 28 günlük basınç dayanımları karşılaştırıldığında en yüksek basınç dayanımı değerini C12 karışımı vermiştir. 28 günlük basınç dayanımı değerleri içerisinde en düşük dayanım değeri ise A1 karışımından elde edilmiştir. Şekil 4.57 de şahit ve hibrid lif kullanılarak üretilen 300 çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış KYB lere ait 28 günlük basınç dayanımı sonuçları verilmiştir.

233 Basınç Dayanımı (MPa) A B C Karışım Türü Şekil çevrim donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama basınç dayanımları 2.Donma-çözülme altındaki UPV A grubu donma çözülmeye maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük UPV değerleri Çizelge 4.30 da verilmiştir. Karışımlardaki çevrim miktarı arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numunelerde kontrol numuneleri (A1) ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300olan numuneler için, sırasıyla %8, %13 ve %15olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (A2-A6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %13, %17 ve %19 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A7-A11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %11, %15 ve %17 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (A12-A16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için

234 214 ortalama, sırasıyla %12, %16 ve %18 olduğu görülmüştür. A grubu karışımlarının çevrimsiz, 50, 100 ve 300 çevrim olan numunelerin ortalama UPV değerleri Şekil 4.58 de gösterilmiştir. İyi kalitedeki bir betonun ultrasonik hızının 4100 ile 4700 m/s arasında olması gerekmektedir. (Neville and Brooks 1987), UPV nin büyük olmasıyla genelde beton basınç dayanımı da yüksek olmaktadır. Bu sadece kompasite ile ilişkili olmayıp beton bileşimi (çimento, agrega, beton nemi, katkı maddeleri) yapısı ve deney şartları faktörlerine de bağlıdır. Demirboğa et al. (2001) yaptıkları çalışmada, UK ve yüksek fırın cürufu katılan numunelerin UPV değerlerinin azaldığını belirtmişlerdir. UPV değerleri, 28 günlük numunelerde %2 ile %15 oranında azalmıştır. Çizelge %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Beton Türü Çevrimsiz (m/s) 50 Çevrim (m/s) 100 Çevrim (m/s) 300 Çevrim (m/s) 1 A A A A A A A A A A A A A A A A

235 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 UPV (m/sn) 215 Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %10 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri B grubu donma çözülmeye maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük UPV değerleri Çizelge 4.31 de verilmiştir. Karışımlardaki çevrim miktarı arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numunelerde kontrol numuneleri (B1) ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için, sırasıyla %5, %12 ve %14 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (B2-B6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %14, %17 ve %19olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B7-B11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %13, %17 ve %19 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (B12-B16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %12, %16 ve %18 olduğu görülmüştür. B grubu karışımlarının

236 216 çevrimsiz, 50, 100 ve 300 çevrim olan numunelerin ortalama UPV değerleri Şekil 4.59 da gösterilmiştir Jumadurdiyev et al. (2005) yaptıkları çalışmada çeşitli priz geciktirici ve su azaltan katkıları kullanarak ürettikleri betonların 140 çevrim sonunda (ASTM C-666-B) UPV değerlerinin %7 ile %11 arasında azaldığını tespit etmişlerdir. Çizelge %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Beton Türü Çevrimsiz (m/s) 50 Çevrim (m/s) 100 Çevrim (m/s) 300 Çevrim (m/s) 1 B B B B B B B B B B B B B B B B

237 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 B14 B15 B16 UPV (m/sn) 217 Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %15 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri C grubu donma çözülmeye maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük UPV değerleri Çizelge 4.33 te verilmiştir. Karışımlardaki çevrim miktarı arttıkça UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numunelerde kontrol numuneleri (C1) ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için, sırasıyla %5, %12 ve %15 olduğu görülmüştür. Aynı şekilde çelik lifli karışımlardaki (C2-C6) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %14, %17 ve %18 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,05 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (C7-C11) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %14, %17 ve %19 olduğu görülmüştür. Benzer şekilde %0,1 PP lif içeren, çelik lifli karışımlardaki (C12-C16) UPV değerlerinin düştüğü gözlenmiştir. Bu azalma miktarlarının, çevrim yapılmamış numuneler ile karşılaştırıldığında çevrim miktarı 50, 100 ve 300 olan numuneler için ortalama, sırasıyla %12, %16 ve %18olduğu görülmüştür. C grubu karışımlarının çevrimsiz,50, 100 ve 300 çevrim olan numunelerin ortalama UPV değerleri Şekil 4.60 da gösterilmiştir.

238 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11 C12 C13 C14 C15 C16 UPV (m/sn) 218 Çizelge %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri Beton Türü Çevrimsiz (m/s) 50 Çevrim (m/s) 100 Çevrim (m/s) 300 Çevrim (m/s) 1 C C C C C C C C C C C C C C C C Çevrimsiz 50 Çevrim 100 Çevrim 300 Çevrim Karışım Türü Şekil %20 UK içeren KYHLB nin donma-çözülmeye maruz kalmış karışımların ortalama UPV değerleri

239 Donma-çözülme altındaki ağırlık kaybı A grubu donma çözülmeye maruz kalan kontrol ve lifli numunelerinin ortalama 28 günlük ağırlık kaybı değerleri Çizelge 4.35 te verilmiştir. Karışımlardaki çevrim miktarı arttıkça ağırlık kaybı değerlerinin arttığı gözlenmiştir. Çizelge %10 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Karışım Türü 50 Çevrim (%) 100 Çevrim (%) 300 Çevrim (%) A A A A A A A A A A A A A A A A Çizelge %15 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Karışım Türü 50 Çevrim (%) 100 Çevrim (%) 300 Çevrim (%) B B B B B B B B B B

240 220 Çizelge (devam) B B B B B B Çizelge %20 UK içeren KYHLB karışımların donma-çözülme çevrim sayısına göre ağırlık değişimi değerleri Karışım Türü 50 Çevrim (%) 100 Çevrim (%) 300 Çevrim (%) C C C C C C C C C C C C C C C C Bütün karışımlarda donma-çözülme çevrimleri arttıkça ağırlık kaybı artmaktadır. Ancak bazı numunelerde çevrim sayısı arttıkça ağırlık kaybı olmadığı görülmektedir. Genel olarak Çizelge 4.35, 36 ve 37 incelendiğinde ağırlık değişimlerinin oldukça küçük değerlerde olduğu tespit edilmiştir. Ölçülen bu değerlerin anlam kazanması için daha uzun donma-çözülme çevrimlerine ihtiyaç duyulduğu görülmektedir. KYB lerin normal betonlara göre daha uzun donma-çözülme çevrimlerine tabi tutulması gerektiği ve ağırlık sonuçlarındaki değişimden görülmektedir. Standartlarda normal beton için öngörülen 300 çevrimin KYB nin durabilitesini belirlemek için yetersiz olduğu kanaatine varılmıştır.

241 221 Donma-çözülme etkisi altında oluşan ağırlık değişimlerini içeren literatürdeki çalışmalar aşağıda verilmiştir. Pigeon et al. (1987) yapılan çalışmada w/c oranı 0.43 olan betona 300 donma-çözülme çevrimi (ASTM C666-A prosedürü) uygulamış olup, 300 çevrimden sonra ağırlık değişimini %0,04 olarak tespit etmiştir. Pigeon et al. (1991) yaptıkları çalışmada 17 farklı YDB karışımına ait numunelerde 300 donmaçözülme çevriminden (ASTM C-666-A prosedürü uygulanmış) sonra ağırlık kayıplarının olmadığını tespit etmişlerdir. Marzouk and Jiang (1994) yapılan çalışmada w/b oranı 0,30 olan YDB nin 700 donma-çözülme çevriminden sonra ağırlık değişiminin %1 den daha az olduğunu tespit etmiştir. Zhou et al. (1994) yaptıkları çalışmada silis dumanı katılan ve hava katkısı olmayan w/b oranı 0,35 olan numunelerde 300 çevrim (ASTM C-666) sonunda ağırlık kaybının dikkate değer bir düzeyde olmadığını belirtmişlerdir. Aavik et al. (1995) yaptıkları çalışmada 300 çevrim (ASTM C-666-B) sonunda ağırlık kaybını %0,31 olarak ölçmüşlerdir. Sun et al. (1999b) yaptıkları çalışmada 500 donma-çözülme çevrimi sonunda YDB de normal betona göre çok küçük ağırlık kayıplarının (%0,8) meydana geldiğini tespit etmişlerdir. Bouzoubaa et al. (2001) tarafından yapılan çalışmada w/b oranı 0,32, 0,40 ve 0,42 olan numunelerde 300 çevrim sonunda ağırlık kayıpları sırasıyla %0,587, %0,126 ve %0,055 olarak ölçülmüştür. Gao et al. (2002) yaptıkları çalışmada w/b oranı 0,42 olan 2 karışım (katkısız ve kül katkılı) üretmiş ve donma-çözülme dayanıklılığını araştırmışlardır. 100, 200 ve 300 çevrim sonunda katkısız betonun ağırlık kayıpları sırasıyla %0,2, %0,43 ve %1,26 olarak ölçülmüştür. 100, 200 ve 300 çevrim sonunda katkılı betonun ise ağırlık kayıpları sırasıyla %0,1, %0,28 ve %1,35 olarak ölçülmüştür. Miao et al. (2002), yaptıkları çalışmada w/c oranı arttıkça ağırlık kaybının arttığını belirtmişlerdir. Bu çalışmada w/c oranı 0,26 olan numunelerin 300 çevrim sonunda ağırlık kayıpları %1 in altındadır. Mirza et al. (2002) yaptıkları çalışmada kontrol numunelerinin ağırlık kaybını 300 çevrim (ASTM C666) sonunda %2 olarak ölçmüşlerdir. Mu et al. (2002) yaptıkları çalışmada w/c oranı arttıkça ağırlık kaybının arttığını tespit etmişlerdir. Sun et al. (2002) yaptıkları çalışmada, basınç dayanımı arttıkça ağırlık kaybının azaldığını tespit etmişlerdir. Xie et al. (2002) yaptıkları çalışmada çok ince UK katılarak elde edilen KYB numunelerinde 100 donma-çözülme çevrimi sonunda ağırlık kaybı olmadığını belirlemişlerdir. Wu ve Naik (2002) yaptıkları çalışmada, 150 donma çözülme çevrimi (ASTM C-666-A) sonunda w/c oranı 0,46 olan kontrol numunelerinin

242 222 ağırlık kayıplarını %2,5 olarak bulmuştur. Salem et al. (2003) yaptıkları çalışmada normal agrega kullanılarak yapılan betonlarda dozajın artırılmasıyla donma-çözülme sonucu ağırlık kaybının azalacağını tespit etmişlerdir. Buna ek olarak yaptıkları çalışmada w/b oranı 0,29 olan numunelerin 324 donma-çözülme çevrimi (ASTM C666- A) sonunda ağırlık kayıplarının %0,25 olduğunu saptamıştır. Corinaldesi ve Moriconi (2004) yaptıkları çalışmada, 300 donma-çözülme çevrimi sonunda KYB nin ağırlık kaybının %1,5 i geçmediğini tespit etmiştir. Jumadurdiyev et al. (2005) yaptıkları çalışmada çeşitli priz geciktirici ve su azaltan katkıları kullanarak ürettikleri betonların 140 çevrim sonunda (ASTM C666-B prosedürü uygulanmış) ağırlık kayıplarının %0,5-0,6 mertebesinde olduğunu belirtmiştir. Gao et al. (2006) tarafından yapılan çalışmada, RCC (silindir ile sıkıştırılabilen betonlar) numunelerine 300 donma-çözülme çevrimi (ASTM C-666-A prosedürü) uygulanmış ve ağırlık kaybının %2 yi geçmediği tespit edilmiştir. Shang and Song (2006) yaptıkları çalışmada, w/c oranı 0,50 olan numunelere 100 donma-çözülme çevrimi uygulamış ve bu çevrimler sonunda ağırlık kaybını %1,2 olarak ölçmüşlerdir c. Basınçlı su derinliği deneyi 10*20 cm standart silindir numunelerin (72 ± 2) saat süreyle (500 ± 50) kpa su basıncı altında tutulması sonucu yapılan basınçlı su derinliği deneyleri sonucu elde edilen değerler Çizelge 4.38 de gösterilmiştir. Numuneler üzerinde yarma deneyi yapılarak su işleme derinliği ölçülmüştür. Numuneler 28 gün standartlara uygun olarak su içerisinde kür edildikten sonra basınçlı su derinliği deneyleri yapılmış ve derinlikler ölçülmüştür.

243 223 Çizelge Farklı bileşimlerde üretilen KYB numunelerinin basınçlı su işleme derinliği sonuçları Beton Türü Basınçlı Su Derinliği (mm) 1 A1 B1 C1 5,6 5,9 6,5 2 A2 B2 C2 5,3 6 7,1 3 A3 B3 C3 6,9 7,3 7,5 4 A4 B4 C4 7,6 7,9 8,6 5 A5 B5 C5 7,6 8,2 9,8 6 A6 B6 C6 7,8 10,1 10,3 7 A7 B7 C7 7,2 8,1 8,1 8 A8 B8 C8 7,3 8,4 8,6 9 A9 B9 C9 7,6 8,6 9,8 10 A10 B10 C10 6,9 9,5 10,6 11 A11 B11 C11 6,1 7,9 9,1 12 A12 B12 C12 6,7 7 7,5 13 A13 B13 C ,5 14 A14 B14 C14 7,2 7, A15 B15 C15 8,3 8,4 8,6 16 A16 B16 C16 9,7 10,5 10,6 Farklı gruplarda üretilen KYB deney numunelerinin basınçlı su derinliği deneyleri sonucunda çok düşük su işleme derinliği değerleri verdiği görülmüştür. Şekil 4.61 incelendiğinde görüleceği üzere, tüm karışımlar içerisinde UK nin çimento ile %10 oranında ikame edildiği A grubundaki karışımlardan A2 nolu karışımdan elde edilen sonuç en düşük su işleme derinliği değerini vermiştir. Bu karışımdan şahit betona kıyasla %5.66 daha az su işleme derinliği değeri elde edilmiştir. UK nin çimento ile %20 oranında kullanılmasıyla elde edilen C grubu karışımlarından C16 nolu karışım ise en yüksek su işleme derinliği sonucunu vermiştir. Bu karışım ise şahit betonla kıyaslandığında %63,07 daha fazla su işleme derinliği verdiği anlaşılmaktadır. UK kullanılarak üretilen karışımlarda ikame oranı arttıkça su işleme derinliklerinin de arttığı görülmüştür. Beton karışımlarında lifli malzemeler ikame edilerek hazırlanan karışımlar kullanılarak hazırlanan farklı grup karışımlarda su işleme derinliği için önemli değişiklikler olmadığı tespit edilmiştir. Çimento ile yer değiştirilerek kullanılan UK çimento ile ikame oranı arttıkça üretilen KYB lerin su işleme derinliği değerleri de yükselmiştir. Bu sonuçlar değerlendirildiğinde, puzolanik etkinin lif etkisine göre

244 Basınçlı Su Der. (mm) Basınçlı Su Der. (mm) 224 basınçlı su işleme derinliği deneyinde daha önemli olduğu anlaşılmaktadır. Puzolanik katkı kullanılarak üretilen karışımlarda hem bağlayıcı miktarı puzolanik etki sayesinde zamanla artmış hem de betonların bünyesindeki boşluklar doldurularak su geçişine izin verilmemiştir A B C C1 C2 C3 C4 C5 C6 B1 B2 B3 B4 B5 B6 A1 A2 A3 A4 A5 A6 Karışım Türü Şekil Kontrol ve PP lifsiz KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları A B C C7 C8 C9 C10 C11 B7 B8 B9 B10 B11 A7 A8 A9 A10 A11 Karışım Türü Şekil %0,05 PP lif katkılı KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları

245 Basınçlı Su Der. (mm) A B C C12 C13 C14 C15 C16 B12 B13 B14 B15 B16 A12 A13 A14 A15 A16 Karışım Türü Şekil %0,1 PP lif katkılı KYB nin basınçlı su derinliği deney sonuçları 4.4. SEM Görüntüleri ile İlgili Bulgular Donma-çözülmeye maruz kalan numuneler Beton dayanımın değerlerinin donma-çözülme sonrasında azalmasının ana sebebi betonun sertleşmesi esnasında hamur fazının içinde biriken suyun donma esnasında genleşmesi sonucu, betonda rötreden oluşan mikro çatlakların büyümesi ve birbirleriyle bağlanarak betonun mikro yapısının bozulmasına neden olmasıdır. Betonda bulunan agregaların bozulmanın hiçbir mekanizmasına maruz kalmadığı, betonun durabilitesinin hamur fazının mikro yapısının ve kompoziyonunun bileşimine bağlı olduğu kabul edilmektedir. Donma-çözülme çevrimleri betonda boyutları 0,1 ile 10 μm arasındaki yeni mikro çatlaklar oluşturur. Bu mikro çatlakların oluşumu mikro yapıda gelişen ısısal gerilmelerin zıt yönde ve tekrarlı olması sonucudur. Gao et al. (2002) bu ısısal iç gerilme olayını açıklamakta, özellikle bu gerilmelerin tekrarlı ve zıt işaretli olduklarını belirtmektedir. Bu tekrarlı donma ve ısısal gerilme çevrimleri altında malzemenin elastik modüllerinin azalacağını, donma ve buz hacminin genleşmesi sonucu oluşan gerilmelerin termal gerilmelerle birleşerek betonun çekme gerilmelerini aşması ile betonda mikro çatlakların oluşacağını belirtmektedir.

246 226 Yaptığımız çalışmada düşük w/b oranının, hamur fazındaki boşluklarda oluşan mikro çatlakların yayılmasını ve çatlak büyüklüğünü önemli ölçüde azalttığı görülmüştür. Karışımlarda UK kullanıldığından Ca(OH) 2 kristalleri ve etrenjit oluşumu önemli ölçüde azalmış ve CSH jelinin oldukça yoğun olduğu görülmüştür (Şekil ). Benzer olarak Cwirzen ve Penttala (2005) tarafından yapılan çalışmada da w/b oranı düşük olan (0,30) betonların hamur fazının çok yoğun ve homojen bir mikro yapıda olduğu belirtilmektedir. Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli

247 227 Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli Şekil Agrega ve hamur yüzeyindeki çatlamalar

248 228 Şekil Agrega ve yoğun jel ara yüzeyi Şekil Agrega ve hamur yoğun jel ara yüzeyi

249 229 Şekil Agrega ve hamur fazı ara yüzeyi ve yoğun CSH jeli Donma-çözülme çevrimlerine maruz kalan betonların hamur boşluklarında ve çatlaklarında etrenjit iğnelerinin varlığı tespit edilmiştir (Şekil ). Donmaçözülme çevrimleri sonucu etrenjitin oluşumunun hamur fazında tekrar kristalleşme sonucu meydana geldiği tahmin edilmektedir (Stark and Ludwing 1995). Stark ve Bolman tarafından yapılan çalışmada agrega ve hamur fazı arasındaki geçiş bölgesinin porozitesinin yüksek olması saf sıvının geçişini kolaylaştırmakta, böylece sık sık nem değişimine ve daha fazla suyun geçiş bölgesinde bulunmasına yol açmaktadır. Ayrıca kükürt, demir ve alüminyum iyonlarının miktarının artması kristalleşme için gerekli olan sülfatın açığa çıkmasını sağlamaktadır. Çözücü tuzların varlığı monosülfatın Fridel tuzlarına dönüşmesine ve jibsin açığa çıkmasına sebep olur. Bunun da geriye kalan monosülfatlarla reaksiyona girerek etrenjiti oluşturduğu bildirilmektedir. Üstelik hamur fazı geçiş bölgesinin fazla geçirgen olması, yukarıdaki olayların tümünü artırabilir. Ancak sonuçlar bu bölgede çatlakların oluşmasını etrenjit tarafından gerçekleşip, gerçekleşmediği veya yalnızca ikinci bir kristalizasyon olup, olmadığını gösteremez. Stark ve Bolman, etrenjit oluşumu hasar mekanizmasının, dolaylı olarak kapileritenin artmasıyla arttığını, aynı zamanda Cwirzen ve Penttala (2005) de aynı görüşü paylaştığını belirtmiştir. Yukarıdaki literatür doğrultusunda UK oranı düşük olan

250 230 numunelerin agrega-hamur ara yüzeyinde yukarıda bahsedilen reaksiyonların daha kolay gerçekleştiği söylenebilir. Donma-çözülme çevrimlerine maruz kalmamış numuneler üzerinde yapılan SEM mikrografları incelendiğinde agrega-hamur ara yüzeyinde etrenjit ve kalsiyum hidroksitten daha ziyade yoğun CSH jeline rastlanmıştır. Yapılan çalışmalarda agrega ara yüzeyinde hidratasyonun devam ettiği görülmüştür. Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan etrenjit ve boşluklu yapı

251 231 Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan etrenjit ve boşluklu yapı Diamond (1980) çalışmasında, CSH ın 4 farklı mikroskobik şekilde olabileceğini belirtmiştir: bunlar, a) 0,5-2 mikron uzunluğunda ve 0,2 mikrondan küçük ene sahip kristal iğneler şeklinde, b) tabakalar şeklinde, c) düzensiz hekzagonal panel kristaller şeklinde ve dehidrate olmuş çimento kenarından yönlenmiş yoğun CSH hamuru şeklindedir. Daha önce yapılan bazı çalışmalara göre, düşük w/c oranına sahip betonların hava sürüklenmemelerine rağmen donma-çözülmeye dayanıklı olacağı belirtilmiştir (Whiting 1987). Ancak bazı araştırmacılara göre düşük w/c oranına rağmen, donma-çözülme çevrimleri sonucu betona sürüklenmiş hava boşlukları oluşturulmazsa betonun dondan hasar göreceğini belirtilmiştir (Gao et al. 2002). Şekil 4.72 de donma-çözülme çevrim sonrası numunelerde gözlenen çatlaklar görülmektedir.

252 232 Şekil Donma-çözülme sonrası oluşan çatlaklar Grabiec (1999) yaptığı çalışmada 200 donma-çözülme çevriminden sonra hem boşlukların içinde, hem de arasında çatlakların oluştuğunu belirtmiştir. Ayrıca çevrimlerden sonra oluşan etrenjitin önemli oranda arttığını bildirmiştir. Bunun donma esnasında genellikle monosülfatın etrenjite dönüşmesiyle oluştuğunu belirtmiştir. Bu dönüşümün ana sebebinin de düşük sıcaklıklardaki termodinamik koşulların değişmesi olduğunu ifade etmiştir. Beton içerisindeki çatlakların ana oluşma sebebi olarak, suyun donması, genleşmesi ve gerilme oluşturması, ikinci sebep olarak da donma-çözülme işlemleri sırasında oluşan termal gerilmelerin olduğu düşünülmektedir. Karışıma eklenen UK, agrega ile çimento hamuru arasındaki bölgenin yoğunluğunu artırdığı için, betonun donma olayından veya ısıl değişikliklerden oluşan hasarı azaltabileceği düşünülmektedir.

253 233 Şekil Hamur fazı içinde oluşan kalsiyum hidroksit SEM kullanılarak çekilen mikrograflar ve kimyasal analizler incelendiğinde; UK nin betonda mikro düzeyde doluluk sağladığı, kalsiyum hidroksiti bağlayarak CSH ları oluşturması nedeni ile iri agregaların etrafında düzenli bir harç yapısının oluşması, ara yüzeylerde aderansın sağlanması gibi mikro yapıda olumlu etkileri olmaktadır. Hamur fazı içinde oluşan kalsiyum hidroksit Şekil 4.73 te gösterilmiştir.