İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ DOKTORA TEZİ Okan KARAHAN LİFLERLE GÜÇLENDİRİLMİŞ UÇUCU KÜLLÜ BETONLARIN ÖZELLİKLERİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI ADANA, 2006

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ LİFLERLE GÜÇLENDİRİLMİŞ UÇUCU KÜLLÜ BETONLARIN ÖZELLİKLERİ Okan KARAHAN DOKTORA TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Bu tez / / 2006 Tarihinde Aşağıdaki Jüri Üyeleri Tarafından Oybirliği / Oyçokluğu İle Kabul Edilmiştir. İmza... İmza... İmza... Doç. Dr. Cengiz D. ATİŞ Doç. Dr. Alaettin KILIÇ Doç. Dr. İsmail H. ÇAĞATAY DANIŞMAN ÜYE ÜYE İmza... İmza... Yrd. Doç. Dr. A. Hamza TANRIKULU Yrd. Doç. Dr. Fatih ALTUN ÜYE ÜYE Bu tez Enstitümüz İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalında hazırlanmıştır. Kod No: Prof. Dr. Aziz ERTUNÇ Enstitü Müdürü İmza ve Mühür Bu Çalışma Çukurova Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri Birimi Tarafından Desteklenmiştir. Proje No: MMF 2004 D17 Not: Bu tezde kullanılan özgün ve başka kaynaktan yapılan bildirişlerin, çizelge, şekil ve fotoğrafların kaynak gösterilmeden kullanımı, 5846 sayılı Fikir ve Sanat Eserleri Kanunundaki hükümlere tabidir.

ÖZ DOKTORA TEZİ LİFLERLE GÜÇLENDİRİLMİŞ UÇUCU KÜLLÜ BETONLARIN ÖZELLİKLERİ Okan KARAHAN ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Danışman : Doç. Dr. Cengiz Duran ATİŞ Yıl : 2006, Sayfa: 256 Jüri : Doç. Dr. Cengiz Duran ATİŞ Doç. Dr. Alaettin KILIÇ Doç. Dr. İsmail H. ÇAĞATAY Yrd. Doç. Dr. A.Hamza TANRIKULU Yrd. Doç. Dr. Fatih ALTUN Bu çalışmada Sugözü uçucu külü katkılı betonlar ile polipropilen lif ve çelik lif ile güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonların özellikleri araştırılmıştır. Su/bağlayıcı oranı 0.35, bağlayıcı dozajı 400 kg/m 3 olarak belirlenmiştir. Uçucu kül çimento ile kütlece %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 ikame oranlarında yer değiştirilmiştir. 19 mm uzunluğundaki polipropilen lif hacimce %0.05, %0.10 ve %0.20 oranlarında ve 35 mm uzunluğunda ve 0.55 mm çapındaki çelik lif ise hacimce %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 oranlarında normal ve %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonlara ilave edilmiştir. Betonlar üzerinde puzolanik aktiflik, birim ağırlık, işlenebilme, basınç dayanımı, elastisite modülü, eğilme dayanımı, tokluk, yarmada çekme dayanımı, aşınma, rötre, boşluk oranı, su emme, kapiler su emme, karbonatlaşma, ultrasonik hız ve donma çözülme deneyleri yürütülmüştür. Polipropilen lifin ve artan lif oranlarında özellikle %0.05 oranından sonra betonların dayanım ve dayanıklılık özelliklerine pek bir etkisi görülmemiştir. Çelik lifin özellikle lif hacmi değişimine bağlı olarak betonun eğilme dayanımı, tokluk, yarmada çekme dayanımı, aşınma ve rötre gibi özelliklerini önemli ölçüde olumlu yönde etkilediği belirlenmiştir. Enerji tasarrufundan kaynaklanan ekonomik kazanç ve gün geçtikçe hissedilen çevreyi koruma gereği, ayrıca uçucu külün taze ve sertleşmiş betonun birtakım özelliklerini iyi yönde etkilemesi, uçucu külün lifli betonlarda kullanılmasının başlıca nedenleridir. Çalışmaların sonucunda, Sugözü uçucu külünün %30 oranlarına kadar normal ve liflerle güçlendirilmiş betonlarda mineral katkı olarak kullanılabileceği görülmüştür. Anahtar Kelimeler: Polipropilen, Çelik Lif, Uçucu Kül, Lifle Güçlendirilmiş Beton I

ABSTRACT Ph. D THESIS PROPERTIES OF FIBER REINFORCED FLY ASH CONCRETE Okan KARAHAN DEPARTMENT OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES UNIVERSITY OF ÇUKUROVA Supervisor : Assoc. Prof. Dr. Cengiz Duran ATİŞ Year : 2006, Pages: 256 Jury : Assoc. Prof. Dr. Cengiz Duran ATİŞ Assoc. Prof. Dr. Alaettin KILIÇ Assoc. Prof. Dr. İsmail H. ÇAĞATAY Assist. Prof. Dr. A.Hamza TANRIKULU Assist. Prof. Dr. Fatih ALTUN In this study, properties of Sugözü fly ash concrete with polypropylene fiber and steel fiber reinforced normal and fly ash concrete were investigated. Waterbinder ratio and the amount of binder were kept constant as 0.35 and 400 kg/m 3, respectively. Fly ash replacement ratios were 10%, 15%, 20%, 25%, 30% and 45%. Addition of fiber ratios were 0.05%, 0.10% and 0.20% for polypropylene fiber with 19 mm length, and 0.25%, 0.50%, 1.00% and 1.50% for steel fiber with 35 mm length and 0.55 diameter. Fibers were added to a reference concrete and concrete containing 15% and 30% fly ash. Test were performed for concrete properties: pozzolanic activity, unit weight, workability, compressive strength, modulus of elasticity, flexural strength, toughness, splitting tensile strength, abrasion, drying shrinkage, porosity, water absorption, capillary water absorption, carbonation, ultrasonic velocity and freezing/thawing resistance. Polypropylene fibers were observed to have no statistically effects on strength and durability, especially polypropylene fiber addition after at 0.05%. Steel fiber positively affected the properties of concrete such as flexural strength, toughness, splitting tensile strength, abrasion and shrinkage of concretes according to fiber volume. Direct economic factors caused by energy conversation and the increasing awareness of the need to protect environment, as well as the modification of certain properties of fresh and hardened concrete were major reasons for using fly ash in fiber reinforced concrete. Test results indicated that Sugözü fly ash could be used as a mineral admixture for normal and fiber reinforced concrete up to 30% replacement level. Keywords: Polypropylene, Steel Fiber, Fly Ash, Fiber Reinforced Concrete II

TEŞEKKÜR Doktora tez programımın yürütülmesi esnasında, çalışmalarıma yön vererek yardım ve bilgi konusunda bana her türlü desteği sağlayan danışman hocam, sayın Doç. Dr. Cengiz Duran ATİŞ e içtenlikle teşekkürlerimi sunarım. Tez ve laboratuar çalışmalarımda yardımcı olan Öğretim Elemanı arkadaşlarımdan, başta Cahit BİLİM, Fatih ÖZCAN, Kamuran ARI, Murat ÇOBANER, Erdal UNCUOĞLU olmak üzere diğer tüm mesai arkadaşlarıma teşekkür ederim. Laboratuar çalışmalarıma destekte bulunan Beksa Çelik Kord San. ve Tic. AŞ., Polipropilen Elyaf San. ve Dış Tic. Ltd. Şti., Yapkim Yapı Kimya Sanayi AŞ. ve Adana Çimento San. T.A.Ş. firmalarına ve çalışanlarına teşekkür ederim. Tez ve laboratuar çalışmalarımı maddi olarak destekleyen Çukurova Üniversitesi Rektörlük Araştırma Fonuna teşekkür ederim. Desteklerini hiçbir zaman esirgemeyen Eşim Esra KARAHAN a, biricik oğlum Ahmet KARAHAN a ve Aileme sonsuz teşekkürlerimi sunarım. III

İÇİNDEKİLER SAYFA NO ÖZ...I ABSTRACT...II TEŞEKKÜR... III İÇİNDEKİLER... IV ÇİZELGELER DİZİNİ... X ŞEKİLLER DİZİNİ... XIII 1. GİRİŞ... 1 1.1. Uçucu Kül Katkılı Betonlar... 5 1.1.1. Uçucu Küller... 5 1.1.2. Uçucu Küllerin Sınıflandırılması... 7 1.1.3. Uçucu Küllerin Fiziksel Özellikleri... 8 1.1.4. Uçucu Küllerin Kimyasal ve Mineralojik Özellikleri... 9 1.1.5. Uçucu Küllerin Puzolanik Dayanım Aktivite İndeksi... 11 1.1.6. Uçucu Küllerin Standartları ve Sınırları... 12 1.1.7. Uçucu Küllerin İkame Metotları... 12 1.1.8. Uçucu Küllerin Beton Özellikleri Üzerine Etkileri... 13 1.1.8.1. Su İhtiyacı ve İşlenebilirlik... 14 1.1.8.2. Priz Süresi, Hidratasyon Isısı ve Kanama... 14 1.1.8.3. Dayanım... 15 1.1.8.4. Dayanıklılık... 16 1.1.8.5. Ekonomi... 16 1.1.9. Uçucu Küllerin Kullanıldığı Yerler... 17 1.1.9.1. Çimento Üretimi... 17 1.1.9.2. Beton Üretimi... 18 1.1.9.3. Tuğla ve Hafif Agrega Üretimi... 18 1.1.9.4. Boşluklu Beton (Gaz Beton) Üretimi... 19 1.1.9.5. Yol, Zemin ve Baraj Uygulamalarında... 19 1.2. Polipropilen Lif Katkılı Betonlar... 20 1.2.1. Polipropilen Lif... 20 IV

1.2.2. Polipropilen Liflerin Sınıflandırılması... 20 1.2.3. Polipropilen Liflerin Performansları... 21 1.2.4. Polipropilen Liflerin Betona Katılışı ve Kullanım Oranları... 22 1.2.5. Polipropilen Lifli Betonun Teknik Özellikleri... 23 1.2.6. Polipropilen Liflerin Kullanım Alanları... 24 1.2.6.1. Bitüm İşlerinde... 25 1.2.6.2. Taşıyıcı Sistemlerde... 25 1.2.6.3. Saha Betonu ve Şap İşlerinde... 26 1.2.6.4. Su Yapılarında... 26 1.2.6.5. Püskürtme Sıva ve Betonlarda (Shotcrete)... 27 1.2.6.6. Boya ve Mimari Uygulamalarda... 27 1.2.6.7. Toz Ürünlerde... 28 1.2.6.8. Sıvalarda... 28 1.3. Çelik Lif Katkılı Betonlar... 29 1.3.1. Çelik Lif... 29 1.3.2. Çelik Liflerin Sınıflandırılması... 30 1.3.3. Çelik Liflerin Performansları... 31 1.3.4. Çelik Lif Beton Karışım Esasları ve Kullanım Oranları... 32 1.3.4.1. Çelik Lif Karışım Yöntemleri... 33 1.3.4.2. Çelik Lif Kullanım Oranları... 34 1.3.5. Çelik Lifin Beton Özellikleri Üzerine Etkileri... 35 1.3.5.1. İşlenebilirlik... 35 1.3.5.2. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk)... 36 1.3.5.3. Dayanım... 36 1.3.5.4. Rötre... 37 1.3.5.5. Dayanıklılık... 37 1.3.6. Çelik Liflerin Kullanım Alanları... 38 1.3.6.1. Endüstriyel Zeminlerde... 38 1.3.6.2. Yapılarda... 38 1.3.6.3. Tünellerde ve Madenlerde... 38 1.3.6.4. Dış Saha Kaplamaları... 39 V

1.3.6.5. Panel ve Borularda... 39 1.3.6.6. Su Yapıları ve Arıtma Tesisleri... 39 2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR... 40 2.1. Uçucu Küllü Betonlar... 41 2.2. Liflerle Güçlendirilmiş Betonlar... 51 2.3. Liflerle Güçlendirilmiş Uçucu Küllü Betonlar... 72 3. MATERYAL VE METOD... 81 3.1. Materyal... 81 3.1.1. Çimento... 81 3.1.2. Uçucu Kül... 81 3.1.3. Akışkanlaştırıcı Katkı... 83 3.1.4. Su... 83 3.1.5. Agrega... 84 3.1.5.1. Agrega Tane Büyüklüğü Dağılımı... 84 3.1.5.2. Agrega Birim Hacim Ağırlığı ve Su Emme Oranı... 85 3.1.5.3. Agrega Gevşek ve Sıkışık Birim Ağırlıkları... 87 3.1.5.4. Agrega Parçalanma Direnci... 87 3.1.6. Polipropilen Lif... 88 3.1.7. Çelik Lif... 88 3.2. Metod... 89 3.2.1. Beton Karışım Oranları... 90 3.2.2. Beton Üretimi ve Kürü... 92 3.2.3. Deneysel Çalışmalar... 92 3.2.3.1. Puzolanik Dayanım Aktivite İndeksi Tayini... 93 3.2.3.2. Birim Ağırlık Tayini... 94 3.2.3.3. İşlenebilirlik Kıvam Tayini... 95 3.2.3.4. Basınç Dayanımı Tayini... 95 3.2.3.5. Elastisite Modülü Tayini... 96 3.2.3.6. Eğilme Dayanımı Tayini... 97 3.2.3.7. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Tayini... 98 3.2.3.8. Yarmada Çekme Dayanımı Tayini... 100 VI

3.2.3.9. Aşınma Kaybı Tayini... 101 3.2.3.10. Rötre Tayini... 102 3.2.3.11. Boşluk ve Su Emme Oranlarının Tayini... 103 3.2.3.12. Kapiler Su Emme Katsayısı Tayini... 103 3.2.3.13. Karbonatlaşma Derinliğinin Tayini... 104 3.2.3.14. Ultrasonik Hız Tayini... 104 3.2.3.15. Donma Çözülme Direnci Tayini... 105 4. BULGULAR VE TARTIŞMA... 106 4.1. Uçucu Küllü Betonların Deney Sonuçları... 106 4.1.1. Puzolanik Aktiflik Deney Sonuçları... 106 4.1.2. Birim Ağırlık Deney Sonuçları... 107 4.1.3. İşlenebilme Deney Sonuçları... 109 4.1.4. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları... 112 4.1.5. Elastisite Modülü Deney Sonuçları... 117 4.1.6. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları... 119 4.1.7. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları... 123 4.1.8. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları... 126 4.1.9. Rötre Deney Sonuçları... 129 4.1.10. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları... 131 4.1.11. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları... 133 4.1.12. Karbonatlaşma Deney Sonuçları... 136 4.1.13. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları... 137 4.1.14. Donma Çözülme Deney Sonuçları... 138 4.2. Polipropilen Lifle Güçlendirilmiş Betonların Deney Sonuçları... 140 4.2.1. Birim Ağırlık Deney Sonuçları... 140 4.2.2. İşlenebilme Deney Sonuçları... 142 4.2.3. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları... 145 4.2.4. Elastisite Modülü Deney Sonuçları... 151 4.2.5. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları... 154 4.2.6. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları... 159 4.2.7. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları... 163 VII

4.2.8. Rötre Deney Sonuçları... 167 4.2.9. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları... 171 4.2.10. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları... 174 4.2.11. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları... 177 4.2.12. Donma Çözülme Deney Sonuçları... 178 4.3. Çelik Lifle Güçlendirilmiş Betonların Deney Sonuçları... 180 4.3.1. Birim Ağırlık Deney Sonuçları... 180 4.3.2. İşlenebilme Deney Sonuçları... 182 4.3.3. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları... 186 4.3.4. Elastisite Modülü Deney Sonuçları... 193 4.3.5. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları... 197 4.3.6. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Deney Sonuçları... 203 4.3.7. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları... 208 4.3.8. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları... 212 4.3.9. Rötre Deney Sonuçları... 217 4.3.10. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları... 221 4.3.11. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları... 224 4.3.12. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları... 226 4.3.13. Donma Çözülme Deney Sonuçları... 228 5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER... 230 5.1. Sonuçlar... 230 5.1.1. Puzolanik Aktiflik ile İlgili Sonuçlar... 230 5.1.2. Birim Ağırlık ile İlgili Sonuçlar... 230 5.1.3. İşlenebilme ile İlgili Sonuçlar... 231 5.1.4. Basınç Dayanımı ile İlgili Sonuçlar... 231 5.1.5. Elastisite Modülü ile İlgili Sonuçlar... 232 5.1.6. Eğilme Dayanımı ile İlgili Sonuçlar... 233 5.1.7. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) ile İlgili Sonuçlar... 235 5.1.8. Yarmada Çekme Dayanımı ile İlgili Sonuçlar... 235 5.1.9. Aşınma kaybı ile İlgili Sonuçlar... 236 5.1.10. Rötre ile İlgili Sonuçlar... 237 VIII

5.1.11. Boşluk Oranı ve Su Emme ile İlgili Sonuçlar... 238 5.1.12. Kapiler Su Emme ile İlgili Sonuçlar... 239 5.1.13. Karbonatlaşma ile İlgili Sonuçlar... 240 5.1.14. Ultrasonik Hız ile İlgili Sonuçlar... 240 5.1.15. Donma Çözülme Direnci ile İlgili Sonuçlar... 240 5.2. Öneriler... 241 KAYNAKLAR... 242 ÖZGEÇMİŞ... 256 IX

ÇİZELGELER DİZİNİ SAYFA NO Çizelge 1.1. Uçucu küllerin tipik kimyasal kompozisyonları... 10 Çizelge 1.2. Uçucu küllerin mineralojik kompozisyonları... 10 Çizelge 1.3. Uçucu küller için fiziksel ve kimyasal standart sınırlar... 12 Çizelge 1.4. Uçucu küllerin beton üzerindeki etkileri... 17 Çizelge 1.5. Polipropilen liflerin teknik özellikleri... 21 Çizelge 1.6. Polipropilen lif kullanım dozajları... 23 Çizelge 1.7. Betonda bulunması gereken ince malzeme miktarı... 32 Çizelge 1.8. Betona ilave edilen maksimum lif miktarı, kg/m 3... 34 Çizelge 1.9. Çelik lifli betonun teknik özellikleri... 35 Çizelge 3.1. Çimentonun kimyasal ve fiziksel özellikleri... 82 Çizelge 3.2. Uçucu külün kimyasal özellikleri... 82 Çizelge 3.3. Akışkanlaştırıcının teknik özellikleri... 83 Çizelge 3.4. Karışık agrega granülometrisi ve TS 706 standart sınırları... 85 Çizelge 3.5. İnce agrega özgül ağırlık ve su emme bulguları... 86 Çizelge 3.6. İri agrega özgül ağırlık ve su emme bulguları... 86 Çizelge 3.7. Agrega sıkışık birim ağırlıkları... 87 Çizelge 3.8. Agrega gevşek birim ağırlıkları... 87 Çizelge 3.9. Agrega LA katsayısı... 88 Çizelge 3.10. Polipropilen lifin teknik özellikleri... 88 Çizelge 3.11. Çelik lifin teknik özellikleri... 89 Çizelge 3.12. Uçucu kül katkılı beton karışım miktarları... 90 Çizelge 3.13. Polipropilen lif katkılı beton karışım miktarları... 91 Çizelge 3.14. Çelik lif katkılı beton karışım miktarları... 91 Çizelge 3.15. Deneysel araştırma programı... 93 Çizelge 3.16. Taze betonun çökme ve vebe sınıflaması... 95 Çizelge 4.1. Puzolanik dayanım aktivite değerleri... 106 Çizelge 4.2. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları... 108 Çizelge 4.3. Vebe süreleri ve çökme değerleri... 109 Çizelge 4.4. 100 mm lik küp basınç dayanımları... 113 X

Çizelge 4.5. 150 mm lik küp basınç dayanımları... 113 Çizelge 4.6. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 115 Çizelge 4.7. Basınç dayanımlarının 28 günlük dayanımlarına oranları... 115 Çizelge 4.8. Elastisite modülü değerleri... 118 Çizelge 4.9. Eğilme dayanımları... 119 Çizelge 4.10. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 120 Çizelge 4.11. Eğilme dayanımlarının 28 günlük dayanımlarına oranları... 121 Çizelge 4.12. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları. 122 Çizelge 4.13. Yarmada çekme dayanımları... 124 Çizelge 4.14. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları... 126 Çizelge 4.15. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları... 127 Çizelge 4.16. Kuruma rötresi oranları (%)... 130 Çizelge 4.17. Boşluk ve su emme oranları... 131 Çizelge 4.18. Kapiler su emme katsayıları... 134 Çizelge 4.19. Karbonatlaşma derinliği... 137 Çizelge 4.20. Ultrasonik ses hızları... 138 Çizelge 4.21. Donma çözülme kayıpları... 139 Çizelge 4.22. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları... 140 Çizelge 4.23. Vebe süreleri ve çökme değerleri... 143 Çizelge 4.24. 100 mm lik küp basınç dayanımları... 146 Çizelge 4.25. 150 mm lik küp basınç dayanımları... 146 Çizelge 4.26. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 149 Çizelge 4.27. Basınç dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları.. 150 Çizelge 4.28. Elastisite modülü değerleri... 152 Çizelge 4.29. Eğilme dayanımları... 154 Çizelge 4.30. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 156 Çizelge 4.31. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları. 157 Çizelge 4.32. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları. 158 Çizelge 4.33. Yarmada çekme dayanımları... 159 Çizelge 4.34. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları... 163 Çizelge 4.35. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları... 165 XI

Çizelge 4.36. Polipropilen lifli normal betonların kuruma rötresi (%)... 167 Çizelge 4.37. Polipropilen lifli %15 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%)... 168 Çizelge 4.38. Polipropilen lifli %30 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%)... 168 Çizelge 4.39. Boşluk ve su emme oranları... 171 Çizelge 4.40. Kapiler su emme katsayıları... 174 Çizelge 4.41. Ultrasonik ses hızları... 177 Çizelge 4.42. Donma çözülme kayıpları... 178 Çizelge 4.43. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları... 180 Çizelge 4.44. Vebe süreleri ve çökme değerleri... 183 Çizelge 4.45. 100 mm lik küp basınç dayanımları... 186 Çizelge 4.46. 150 mm lik küp basınç dayanımları... 187 Çizelge 4.47. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 190 Çizelge 4.48. Basınç dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları.. 190 Çizelge 4.49. Elastisite modülü değerleri... 193 Çizelge 4.50. Eğilme dayanımları... 197 Çizelge 4.51. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları... 200 Çizelge 4.52. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları. 200 Çizelge 4.53. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları. 202 Çizelge 4.54. Elastik şekil değiştirme indeksi değerleri... 204 Çizelge 4.55. Tokluk değerleri... 205 Çizelge 4.56. Kalıcı dayanım faktörlerine göre sınıflandırma... 208 Çizelge 4.57. Yarmada çekme dayanımları... 209 Çizelge 4.58. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları... 213 Çizelge 4.59. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları... 214 Çizelge 4.60. Çelik lifli normal betonların kuruma rötresi (%)... 217 Çizelge 4.61. Çelik lifli %15 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%)... 218 Çizelge 4.62. Çelik lifli %30 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%)... 218 Çizelge 4.63. Boşluk ve su emme oranları... 222 Çizelge 4.64. Kapiler su emme katsayıları... 225 Çizelge 4.65. Ultrasonik ses hızları... 227 Çizelge 4.66. Donma çözülme kayıpları... 228 XII

ŞEKİLLER DİZİNİ SAYFA NO Şekil 3.1. Agreganın granülometri eğrisi... 85 Şekil 3.2. Taze beton karıştırma prosedürü... 92 Şekil 3.3. Tokluk indekslerinin hesaplanması için yük-sehim eğrisi... 99 Şekil 4.1. Uçucu kül oranı ile beton birim ağırlık ilişkisi... 108 Şekil 4.2. Uçucu külün vebe süresine etkisi... 110 Şekil 4.3. Uçucu külün çökme değerine etkisi... 110 Şekil 4.4. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki... 112 Şekil 4.5. 100 mm lik küp basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 114 Şekil 4.6. 150 mm lik küp basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 114 Şekil 4.7. 150 ile 100 mm lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişki... 116 Şekil 4.8. Silindir basınç-küp basınç dayanımları arasındaki ilişki... 117 Şekil 4.9. Gerilme-birim deformasyon diyagramları... 118 Şekil 4.10. Eğilme dayanımı-zaman ilişkisi... 120 Şekil 4.11. Eğilme dayanımı-basınç dayanımı arasındaki ilişki... 121 Şekil 4.12. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki... 123 Şekil 4.13. Küp yarma ile silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki... 124 Şekil 4.14. Silindir ve küp numunelerin yarma ile basınç dayanım ilişkileri... 125 Şekil 4.15. Silindir ve küp numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri... 125 Şekil 4.16. Aşınma kaybı ile uçucu kül oranının ilişkisi... 127 Şekil 4.17. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi... 128 Şekil 4.18. Aşınma kaybı eğilme dayanımı ilişkisi... 128 Şekil 4.19. Rötre-zaman ilişkisi... 130 Şekil 4.20. Boşluk oranı su emme oranı ilişkisi... 132 Şekil 4.21. Boşluk oranı basınç dayanımı ilişkisi... 133 Şekil 4.22. Boşluk oranı eğilme dayanımı ilişkisi... 133 Şekil 4.23. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 135 Şekil 4.24. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 135 Şekil 4.25. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 136 Şekil 4.26. Taze beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi... 141 XIII

Şekil 4.27. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi.. 142 Şekil 4.28. Polipropilen lifin ve uçucu külün vebe süresine etkisi... 143 Şekil 4.29. Polipropilen lifin ve uçucu külün çökme değerine etkisi... 144 Şekil 4.30. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki... 145 Şekil 4.31. 100 mm lik küp betonların basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 147 Şekil 4.32. 150 mm lik küp normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 147 Şekil 4.33. 150 mm lik küp %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 148 Şekil 4.34. 150 mm lik küp %30 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 148 Şekil 4.35. 150 mm lik küp ile 100 mm lik küp dayanımları arasındaki ilişki... 150 Şekil 4.36. Silindir basınç-küp basınç dayanımları arasındaki ilişki... 151 Şekil 4.37. Polipropilen lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 152 Şekil 4.38. %15 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi... 153 Şekil 4.39. %30 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi... 153 Şekil 4.40. Polipropilen lifli normal betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi... 155 Şekil 4.41. Polipropilen lifli %15 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi155 Şekil 4.42. Polipropilen lifli %30 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi156 Şekil 4.43. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki... 157 Şekil 4.44. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki... 158 Şekil 4.45. Silindir yarma dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül etkisi... 160 Şekil 4.46. Küp yarma dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül etkisi... 160 Şekil 4.47. Küp yarma ile silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki... 161 Şekil 4.48. Küp ve silindir numunelerin basınç ile yarma dayanım ilişkileri... 162 Şekil 4.49. Küp ve silindir numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri... 162 Şekil 4.50. Sürtünme yolu ile aşınma kaybı grafiği... 164 Şekil 4.51. Çarpma yolu ile aşınma kaybı grafiği... 165 Şekil 4.52. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi... 166 Şekil 4.53. Aşınma kaybı eğilme dayanımı ilişkisi... 166 Şekil 4.54. Polipropilen lifli normal betonların rötre-zaman ilişkisi... 169 Şekil 4.55. Polipropilen lifli %15 küllü betonların rötre-zaman ilişkisi... 169 Şekil 4.56. Polipropilen lifli %30 küllü betonların rötre-zaman ilişkisi... 170 Şekil 4.57. Boşluk oranı polipropilen lif oranı ilişkisi... 172 XIV

Şekil 4.58. Su emme oranı polipropilen lif oranı ilişkisi... 172 Şekil 4.59. Boşluk oranı su emme oranı arasındaki ilişki... 173 Şekil 4.60. Boşluk oranı basınç dayanımları arasındaki ilişki.... 173 Şekil 4.61. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 175 Şekil 4.62. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 176 Şekil 4.63. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 176 Şekil 4.64. Taze beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi... 181 Şekil 4.65. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi.. 182 Şekil 4.66. Çelik lif ve uçucu külün vebe süresine etkisi... 184 Şekil 4.67. Çelik lif ve uçucu külün çökme değerine etkisi... 184 Şekil 4.68. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki... 185 Şekil 4.69. 100 mm lik küp lifli betonların basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 188 Şekil 4.70. 150 mm lik küp lifli normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi... 188 Şekil 4.71. 150 mm lik küp lifli %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi. 189 Şekil 4.72. 150 mm lik küp lifli %30 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi. 189 Şekil 4.73. 150 mm ile 100 mm lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişki... 192 Şekil 4.74. Silindir ile küp basınç dayanımları arasındaki ilişki... 192 Şekil 4.75. Çelik lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi... 194 Şekil 4.76. Çelik lifli %15 küllü betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi... 194 Şekil 4.77. Çelik lifli %30 küllü betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi... 195 Şekil 4.78. Çelik lifli normal betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi.... 198 Şekil 4.79. Çelik lifli %15 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi... 198 Şekil 4.80. Çelik lifli %30 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi... 199 Şekil 4.81. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki... 201 Şekil 4.82. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki... 203 Şekil 4.83. Normal betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri... 206 Şekil 4.84. %15 uçucu küllü betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri... 207 Şekil 4.85. %30 uçucu küllü betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri... 207 Şekil 4.86. Silindir yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi... 210 Şekil 4.87. Küp yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi... 210 Şekil 4.88. Küp ve silindir numunelerin basınç ile yarma dayanım ilişkileri... 211 XV

Şekil 4.89. Küp ve silindir numunelerin eğilme ile yarma dayanım ilişkileri... 212 Şekil 4.90. Sürtünme yolu ile aşınma kaybına çelik lif ve uçucu kül etkisi... 213 Şekil 4.91. Çarpma yolu ile aşınma kaybına çelik lif ve uçucu kül etkisi... 215 Şekil 4.92. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi... 216 Şekil 4.93. Aşınma kaybı-eğilme dayanımı ilişkisi... 216 Şekil 4.94. Çelik lifli normal betonların rötre-zaman ilişkisi... 220 Şekil 4.95. Çelik lifli %15 uçucu küllü betonların rötre-zaman ilişkisi... 220 Şekil 4.96. Çelik lifli %30 uçucu küllü betonların rötre-zaman ilişkisi... 221 Şekil 4.97. Boşluk oranı çelik lif oranı ilişkisi... 222 Şekil 4.98. Su emme oranı çelik lif oranı ilişkisi... 223 Şekil 4.99. Boşluk oranı su emme oranı arasındaki ilişki... 223 Şekil 4.100. Boşluk oranı basınç dayanımları arasındaki ilişki... 224 Şekil 4.101 Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 226 Şekil 4.102 Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi... 226 XVI

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1. GİRİŞ Günümüzde beton üretiminde, hem maliyeti azaltmak hem de yüksek performans elde etmek amacıyla birçok araştırma yapılmaktadır. Çağımızda hızlı bir endüstrileşme ile birlikte malzeme ve enerji tasarrufuna verilen değer de artmaktadır. Bununla birlikte atık olarak doğaya terk edilen ve doğanın daha çok kirlenmesine neden olan birçok yan ürün oluşmaktadır. Bu ürünlerin birçoğunun malzeme özellikleri açısından inşaat sektöründe değerlendirilebileceği yapılan araştırmalar sonucunda belirlenmiştir. Mevcut malzemelerin geliştirilmesi ve atıl malzemelerin değerlendirilmesi, bir yandan ekonomi sağlamakta diğer yandan da çevreye verilen zararı azaltmaktadır. Ülkemizde doğayı kirletmesi ve aynı zamanda inşaat endüstrisinde kullanım olanağı açısından en iyi örnek, elektrik enerjisi elde edebilmek amacıyla kullanılan genellikle yakıt olarak kömürün kullanıldığı termik santrallerdir. Ülkemizde enerji üretiminin yarısından fazlası kömür veya linyit ile çalışan termik santrallerden karşılanmaktadır. Bu üretim sonucunda elde edilen elektrik enerjisi ile birlikte atık yan ürünler olarak ortaya uçucu kül adı verilen çok ince taneler çıkmaktadır. Ancak, bunlar ya kuru olarak atık depolarına atılmakta ya da suyla karıştırmak suretiyle kül barajlarına pompalanmaktadır. Dünyadaki uçucu kül üretimi yıllık yaklaşık 600 milyon ton Türkiye de ise uçucu kül üretimi yıllık yaklaşık 15 milyon tondur, ancak uçucu kül özellikleri hakkındaki yetersiz bilgi ve uçucu kül özelliklerinin her zaman üniform olmamasından ötürü beton endüstrisinde kullanımı oldukça düşüktür. Yinede, kimyasal kompozisyonu itibariyle betonun ana bağlayıcısı olan Portland çimentosuna oldukça benzeyen ve puzolanik özelliğe sahip olan uçucu küllerin, inşaat sektöründe çimento ve hazır betonda daha fazla kullanılması yönünde artan bir eğilim bulunmaktadır. Bu açıdan bakıldığında, uçucu küllerin çimento ve betonda kullanımının sağlanacağı yararlar, klinkerizasyon, öğütme, kurutma enerjilerinde tasarruf, ürün çeşitliliği, elde edilebilecek üstün özellikler ile maliyet üretici ve kullanıcı açısından ve çevresel bakımından yararlı olacaktır. 1

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Uçucu kül kullanımı bir yandan maliyeti yüksek olan Portland çimentosundan tasarruf sağlanmasına yardım ederken, diğer taraftan da taze ve sertleşmiş beton özelliklerine olumlu katkıda bulunabilmektedir. Fakat her uçucu kül, betonda iyileştirici etkiye sahip değildir. Bu etkinlik kullanılan uçucu külün fiziksel ve kimyasal yapısına, aktivitesine, kullanım oranına ve elde edildiği termik santralin teknolojisine bağlı olarak değişmektedir. Uçucu küllerin kullanım alanları arasında; çimento üretiminde puzolanik mineral katkı maddesi ve beton içinde ikincil bağlayıcı madde olarak çimentoyla birlikte, tuğla ve yapı bloğu üretimi, suni agrega üretimi, enjeksiyon uygulamaları, dolgu malzemesi, yol inşaatlarında temel ve temel altı tabakası, zemin iyileştirmesi, atıkların stabilizasyonunda ve zirai amaçlarla kullanımları sayılabilir. Yüksek oranda uçucu kül içeren betonlar ise kütle betonlarında, silindirle sıkıştırılabilen betonlarda ve hafif beton üretiminde kullanılabilmektedir. Betonun dayanım ve dayanıklılık özelliklerini mineral ve kimyasal katkılar ile iyileştirilmesinin yanı sıra birçok lif de kullanılmaktadır. Lifler, betonun özelliklerini değiştirerek iyileştirmek amacıyla, taze beton içerisine çeşitli yöntemlerle değişik oranlarda katılan polipropilen, cam, plastik ve çelik gibi değişik malzemelerden farklı tip, özellik ve boyutlarda üretilmektedirler. Lifleri tanımlayan en önemli öğe lifin sahip olduğu mekanik özellikler ile onun sayısal bir parametre gibi ifade edilmesini sağlayan biçimsel özelikleridir. Lif tipi, uzunluğu, çapı, geometrik yapısı ve lifin çekme gerilme dayanımı önemli özelliklerindendir. Lifli betonlarda beton bileşimine giren parametreler içerisinde beton özelliklerini önemli ölçüde etkileyen faktörler narinlik oranı (lif boyu/lif çapı) ve lif miktarıdır. Ayrıca katılan liflerin karışımda homojen olarak dağılması ve karışımdan sonra bu dağılımın korunmasının sağlanması da liflerin betonun özellikleri üzerinde yapacağı iyileştirmeyi doğrudan etkilemektedir. Günümüzde betonda en yaygın olarak kullanılan lifler; çelik, polipropilen ve alkali dirençli camlardır. Genellikle beton karışımlarında kullanılan çelik liflerin narinlik oranı 50 ile 100 ve polipropilen liflerin boyları ise 12 ile 50 mm arasında değişmektedir. Betona katılma oranları çelik lifler için hacimce %0.5-%2.5 ve polipropilen lifler için ise %0.1-%0.5 arasında değişmektedir. 2

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Lifli beton, ince agrega ve kaba agrega adı verilen mineral dolgu malzemelerinin çimento, su karışımından oluşan bağlayıcı harç ile gerektiğinde çeşitli kimyasal ve mineral katkılarında eklenmesinden sonra katılan liflerin harç içerisinde homojen olarak dağılmasıyla elde edilen ve zamanla sertleşip dayanım kazanan bir malzeme olarak tanımlayabiliriz (Bekaert, 2001). Çekme dayanımı, yorulma dayanımı, aşınma dayanımı ve çatlak sonrası yük taşıma kapasiteleri bakımından zayıf özelliklere sahip gevrek bir malzeme olan betonda, lif katkısı betonların bu özelliklerinde belirgin iyileştirmeler sağlamaktadır. Beton içerisinde süreksiz bir şekilde dağılan liflerin betonda çatlak oluşumunu önemli ölçüde azaltmakta, betonun şekil değiştirme kapasitesini, tokluğunu, çarpma ve çekme dayanımı arttırmakta ve süneklik düzeyi yüksek betonlar elde etmeyi mümkün kılmaktadır. Lifler kendi çekme dayanımlarına ulaşıncaya kadar beton matrisinde basınç ve çekme yüklerinden dolayı meydana gelecek olan çok sayıdaki kılcal çatlak oluşumunu önlemekte ve azaltmaktadır. Böylece kırılma birim uzaması liflere oranla düşük olan çimento hamurunda meydana gelebilecek kılcal çatlaklar önlenmektedir. Lifler betonun büzülme çatlak genişliklerini azaltmakta ve büzülme hareketini sınırlamaktadır. Lifler çok yönlü çatlak oluşumunu sağlar, çatlak üzerinden gerilme transferi yaparlar ve bu gerilme transferi çatlakların kapanmasına müsaade edecek kadar uzun sürebilir. Yüksek çekme dayanımları ile birlikte düşük elastisite modülüne sahip çelik lif donatılı betonların rötre çatlakları normal betonlara oranla daha az olmaktadır. Liflerin büzülme özellikleri üzerinde iyileştirme yapması için matris içerisinde etkili olacak şekilde yeterli miktarda bulunması gerekmektedir. Ayrıca uzun lifler kuruma rötresinin sınırlandırılmasında daha etkili olmaktadır. Lif kullanımın en belirgin avantajları; Yüksek taşıma kapasitesine sahip sünek betonlar elde edilmesi Donatı korozyonunun oluşmadığı düzgün beton yüzeyinin elde edilmesi Etkin çatlak kontrolü Dayanıklılığı arttırması Donatı işçiliğinde büyük ölçüde azalma, olarak sıralanabilir. 3

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Lifle güçlendirilmiş betonlar normal betonlara oranla sağladıkları bu avantajlarından dolayı geniş bir kullanım alanına sahiptirler. Bu kullanım alanları şu şekilde özetlenebilir: Tünellerde püskürtme beton kaplamalarında; havaalanı ve karayolu gibi yol kaplamalarında, aşınma ve çekme dayanımının yüksek olmasından dolayı endüstri ve su yapılarında; şevlerin stabilizasyonu ve istinat duvarı yapımında; kesit kalınlıklarının azaltılmasına imkan verdiğinden ince kabuk yapılarda, kubbelerde ve mimari açıdan kalınlığı sınırlı olan kabuk yapılarda; depreme dayanıklı yapılarda; bina ve mühendislik yapılarının taşıyıcı elemanlarının onarımı ve takviyesinde kullanılmaktadır. Bu doktora tezi ile Sugözü uçucu külü, F19 tipi polipropilen lif ve RC 65/35 BN tipi çelik lif betonda kullanılarak aşağıdaki amaçlar doğrultusunda üç farklı alanda deneysel çalışmalar yürütülmüştür. 1. Adana ili Yumurtalık ilçesi Sugözü köyünde "Sugözü Termik Santralı" adı ile toplam kurulu gücü 2x605 toplam 1210 MW'lık, Kolombiya'dan ithal kömür yakıtla çalışan ve yap işlet modeli ile işletilmekte olan termik santralin temeli 2000 yılında atılmış ve 2004 yılında açılışı yapılmıştır. TMMOB bağlı çevre, maden ve elektrik mühendisleri odaları, çevre koruma örgütleri ve basın, Sugözü termik santralini çevre-enerji-insan-ekonomi zararlısı bir santral olarak nitelendirmektedirler. Termik santralde kömürün yakılması sonucunda 60 ton/saat kül oluşmaktadır. Proje sahibi firma ise oluşacak küllerin faaliyet alanında belirlenen bir bölgede depolayacağını ve uçucu küllerin çimento fabrikalarına hammadde olarak satılacağını veya verimleşeceğini taahhüt etmektedir. Üretici, kullanıcı ve çevresel yararlar düşünülerek, Sugözü termik santrali uçucu külünün betonda mineral katkı olarak kullanılabilirliğini ve optimum miktarın tespiti amaçlanmıştır. Bu amaç doğrultusunda Sugözü uçucu külünün taze ve sertleşmiş beton özelliklerini iyileştirip iyileştirmediği ve beton üzerindeki dayanım ve dayanıklılık özellikleri üzerindeki etkileri deneysel çalışmalar ile araştırılmıştır. 4

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 2. İnsanlık tarihi kadar eski olan doğal mikro donatı olarak kullanılan saman ve hayvan kıllarının günümüz teknolojisine uyumlaştırılmış hali polipropilen liflerdir. Son zamanlarda polipropilen lifler beton, sıva, harç ve püskürtme beton uygulamalarında yaygın olarak kullanılmaktadır. Polipropilen elyafları % 100 polipropilen esaslı olup, kullanımında ilave işçilik gerektirmeyen, kolay uygulanabilen, betonun ve sıvanın kalitesini artırmak için kullanılan çürümeyen bir üründür. Polipropilen liflerin beton ve yapı için sağladığı avantaj ve dezavantajların araştırılması amaçlanmıştır. Polipropilen liflerin betonda hangi oranlarda katılabileceği, betona dayanım ve dayanıklılık yönünden sağlayabileceği faydaların araştırılması amaçlanmıştır. Uçucu kül katkısının polipropilen lifle güçlendirilmiş betona etkisi ile polipropilen lifin uçucu küllü betondaki davranışı taze ve sertleşmiş beton deneyleri üzerinde araştırılmıştır. 3. Geleneksel betonun eğilmede dayanımı, yarmada çekme dayanımı, şekil değiştirme kapasitesi, çatlama sonrası yük taşıma dayanımı, tokluk, aşınma dayanımı ve büzülme açısından sahip olduğu zayıf performanslarını iyileştirmek amacıyla normal ve uçucu kül katkılı betonlar çelik lifle güçlendirilmiştir. Uçucu külün çelik lifli betona etkisi ile çelik lifin uçucu küllü betonlara katkısı araştırılmıştır. Çelik lifin ve artan lif oranı artışının lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonların işlenebilirlik, dayanım ve dayanıklılık özelliklerine etkileri üzerine deneysel çalışmalar yapılmıştır. Ayrıca polipropilen lif ile çelik lifin normal ve uçucu kül katkılı beton özelliklerine etkileri açısından birbirleri ile kıyaslanmıştır. 1.1. Uçucu Kül Katkılı Betonlar 1.1.1. Uçucu Küller Gelişmekte olan ülkelerin ekonomik büyümeleri enerji tüketimlerinin artmasına neden olmaktadır. Ülkemizde de nüfus artışı, yaşama standardının yükselmesi, sanayileşme ve kentleşme enerji gereksinimini hızlı bir şekilde 5

1. GİRİŞ Okan KARAHAN arttırmıştır. Bu gereksinim karşısında mevcut potansiyeller mümkün olduğu kadar çabuk bir biçimde harekete geçilmiş ve hidroelektrik ve termik santraller kurulması bir çözüm olarak gerçekleşmiştir. Özellikle endüstriyel yakıt olarak kullanılma imkânı olmayan düşük kalorili kömür yatakları yakınına büyük kapasiteli termik santraller kurulması enerji üretimini arttırma maksadıyla yürütülen çalışmalar arasında başta gelenlerden birisidir. Ancak, enerji üretiminin arttırılmasında tutarlı bir çözüm olarak gözüken kömüre dayalı termik santrallerin sayısının artması önemli ekolojik, ekonomik ve teknik sorunları da beraberinde getirebilecek olan kül üretiminin de artmasına neden olmaktadır. Bu küllerin santrallerden uzaklaştırılması ve depolanması muhtemel çevre kirliliğinin yanı sıra işletme, enerji üretimi kaybı vb konularda da parasal ve teknik problemler yaratabilmektedir (Tokyay ve Erdoğdu, 1998). Uçucu kül terimi 1930 lu yıllarda elektrik enerjisi endüstrisinin yayılmasıyla ortaya çıkmış ve uçucu külün Portland çimentosu içinde kullanımı yine bu tarihlerde başlamıştır. 1937 yılında R.E Davis Californiya Üniversitesinde uçucu küllü betonla ilgili araştırma sonuçlarını yayımlamış ve bu çalışma ilk şartnamelerin, test metotlarının ve uçucu kül kullanımının temelini oluşturmuştur. 1970 li yıllarda yaşanan enerji maliyetindeki hızlı artış sonucunda, elektrik santrallerinde daha fazla kömür kullanılmaya başlanmıştır. Bunun sonucunda uçucu kül üretiminde bir artış meydana gelmiş, uçucu kül kullanımı tüm dünya genelinde kabul görmeye başlamıştır (Özcan, 1997). Uçucu küllerin önemli miktarda kullanılmaya başlanması ise baraj inşaatları sırasında ve betonda hidratasyon ısısının düşürmek amacı ile olmuştur. 1940 lı yıllarda ABD de ilk kullanım Hoover ve Hungry Horse barajlarında olmuştur. Ülkemizde ise 1960 lı yıllarda Gökçekaya ve Porsuk baraj inşaatlarında kullanılması planlanmıştır. Daha sonraki yıllarda uçucu küllü betonların daha kolay işlenebilir, geçirimsiz ve ekonomik oluşları sebebiyle diğer ülkelerde de kullanımları hızla yaygınlaşmıştır. Termik santrallerde çok ince öğütülerek yakılan kömürden üç faklı kül elde edilmesi mümkündür. 6

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Göreceli olarak iri taneli olup baca gazları ile taşınamayan ve kazan tabanına düşen taban külü Siklon tipi ocaklarda yakılan kömürün suda soğutularak uzaklaştırılması ile elde edilen ham kül ve Çok ince taneli olup baca gazları ile taşınan uçucu kül Çevreyi olumsuz olarak etkileyecekleri için, uçucu küller santral bacasından çıkarak havaya karışmaları önlenir. Bu amaçla, küller mekanik ve elektrostatik yöntemlerle toplanarak santral çevresinde veya başka uygun yerlerde depolanır (Türker ve ark., 2003). Türkiye de halen Afşin-Elbistan, Çatalağzı, Çayırhan, Kangal, Kemerköy, Orhaneli, Seyitömer, Soma, Tunçbilek, Yatağan, Yeniköy ve Sugözü termik santral faaliyette olup, bu santrallerde yılda yaklaşık 15 milyon ton, dünyada ise 600 milyon ton civarında uçucu kül elde edilmektedir. 1.1.2. Uçucu Küllerin Sınıflandırılması Uçucu küllerin sınıflandırılmasında, kimyasal bileşen yüzdesine göre esas olarak ASTM C 618 (1998) ve TS EN 197-1 (2002) standartları baz alınmaktadır. ASTM C 618 (1998) göre uçucu küller F ve C sınıflarına ayrılırlar: 1. F sınıfına, bitümlü kömürden üretilen ve toplam SiO 2 +Al 2 O 3 +Fe 2 O 3 yüzdesi %70 den fazla olan uçucu küller girmektedir. Aynı zamanda bu küllerin CaO yüzdesi %10 un altında olduğu için düşük kireçli olarak da adlandırılırlar. F sınıfı uçucu küller, puzolanik özelliğe sahiptirler. 2. C sınıfına, linyit veya yarı-bitümlü kömürden üretilen ve toplam SiO 2 +Al 2 O 3 +Fe 2 O 3 yüzdesi %50 den fazla olan uçucu küller girmektedir. Aynı zamanda bu küllerin CaO yüzdesi %10 dan fazla olduğu için yüksek kireçli olarak da adlandırılırlar. C sınıfı uçucu küller, puzolanik özelliğin yanı sıra bağlayıcı özelliğe de sahiptirler. TS EN 197-1 (2002) göre uçucu küller silissi V ve kalkersi W gruplarına ayrılırlar. 1. V sınıfı uçucu küller, çoğunluğu puzolanik özelliklere sahip küresel taneciklerden meydana gelen ince bir toz olup, esas olarak reaktif silisyum 7

1. GİRİŞ Okan KARAHAN dioksit (SiO 2 ) ve alüminyum oksitden (Al 2 O 3 ) oluşan, geri kalanı demir oksit (Fe 2 O 3 ) ve diğer bileşenleri içeren küllerdir. Bu küllerde, reaktif kireç (CaO) oranının %10 dan az, reaktif silis miktarının %25 den fazla olması gerekmektedir. 2. W sınıfı küller, hidrolik ve/veya puzolanik özellikleri olan ince bir toz olup, esas olarak reaktif kireç (CaO), reaktif SiO 2 ve Al 2 O 3 den oluşan, geri kalanı demir oksit (Fe 2 O 3 ) ve diğer bileşenleri içeren küllerdir. Bu küllerde, reaktif kireç (CaO) oranının %10 dan fazla, reaktif silis miktarının da %25 den fazla olması gerekmektedir. 1.1.3. Uçucu Küllerin Fiziksel Özellikleri Uçucu küllerin fiziksel özellikleri tane şekli, tane dağılımı, incelik ve yoğunluktur. Bu özellikler taze ya da katılaşmış betonun özelliklerini etkilerler. Uçucu külün fiziksel özellikleri taze betonun performansı üzerinde kimyasal özelliklerine nazaran daha fazla etkilidir. Uçucu kül çimentoya göre daha koyu renklidir, süngerimsi boşluklu veya boşluksuz çeşitli büyüklükte genellikle küresel yapıda taneciklerden meydana gelir. Uçucu külün rengi ve kullanılacağı miktar sonuçta elde edilecek betonun rengini etkileyebilir. Uçucu küllerlin tane boyutları 1 ile 150 µ arasında değişir. %75 ten büyük kısmı 45 µ elekten geçer. Uçucu küllerin tane dağılımı uçucu külün bacada tutulmasında kullanılan mekanizmalara bağlıdır. Uçucu küller tane büyüklüğüne göre, iri, orta ve ince olarak üçe ayrılır. Elektrostatik yöntemlerle tutulan uçucu küllerin inceliği 4000-7000 cm 2 /g arasında değişmektedir. Çimento üretiminde kullanılmaya daha uygundur. Siklon ve mekanik olarak tutulan uçucu küllerin incelikleri 1500-2000 cm 2 /g arasında değişmektedir. Genel olarak bir termik santralin uçucu kül tane dağılımı, kömür kaynağı, kömür öğütme yöntemi ve termik santralin çalışma prensipleri değişmediği sürece aynı kabul edilir. Uçucu küllerin incelikleri Blaine ve Wager yüzey deney metodu ile yapılabildiği gibi 45 µm eleğin üstünde kalan miktarın tespiti ile de belirlenir. Uçucu küller ne kadar ince ve karbon içeriği ne kadar düşük olursa 8

1. GİRİŞ Okan KARAHAN puzolanik aktivitenin o kadar yüksek olacağı söylenebilir. Aynı işlenebilirlikte ki, betonun dayanıma katkısı o kadar olumludur (Şimşek, 2004). Uçucu küller yoğunlukları ise inceliğine ve mineralojik yapılarına bağlıdır. Genel olarak uçucu küllerin yoğunlukları 1.9-2.4 gr/cm 3 arasında değişmektedir. Yoğunluğun yüksekliği inceliği ile ilgilidir. İnce küller kabaya göre daha fazla yoğunluk verirler. Gevşek birim ağırlıkları ise yaklaşık olarak 800 kg/m 3 arasında değişmektedir. 1.1.4. Uçucu Küllerin Kimyasal ve Mineralojik Özellikleri Uçucu külün kimyasal bileşimi, kullanılan kömürün yapısı, jeolojik orijini ve kömür hazırlama, yanma, toz toplama gibi koşullara bağlıdır. Uçucu küllerin kimyasal yapılarında ana elementler olarak Si, Al, Ca, Fe ve S bulunur. Bu elementleri yanma biçimine bağlı olarak oluşan başlıca bileşenler SiO 2, Al 2 O 3, Fe 2 O 3, CaO ve SO 3 olup, diğerleri MgO, Na 2 O, K 2 O, TiO 2 ve benzeri oksitler bulunabilir. Uçucu küllerin karbon içeriği termik santrallerin verimine bağlı olmakla birlikte yaklaşık %3 civarındadır. Diğer oksitlerden MgO en fazla %5, alkali oksitler (Na 2 O+K 2 O) %5 in altında bulunmaktadır. SO 3 genellikle %0.2-%2.5 arasında değişmekle birlikte %10 a kadar yükselmektedir. TS EN 450 (1998) SO 3 değerini en fazla %3 olarak sınırlamaktadır. Kızdırma kaybı, esas olarak kömürdeki yanmamış karbona karşılık gelmekle birlikte, kömürdeki hidratlar veya karbonatların bozunması ile ortaya çıkan bağlanmamış su veya CO 2 kaybını da içine almaktadır. Kızdırma kaybı %1-%10 arasındadır. Çizelge 1.1 de F sınıfı ve C sınıfı uçucu küllerin kimyasal bileşenlerinin yüzdelerinin hangi sınırlar civarında olabileceği gösterilmiştir (Türker ve ark., 2003; TS EN 450, 1998). Uçucu küllerin çimento ve beton endüstrisinde kullanılma nedenleri içinde en önemlilerinden birisi olan puzolanik özellikleri kimyasal kompozisyonlarından ziyade mineralojik yapılarına bağlıdır. Düşük kireçli uçucu küllerdeki ana aktif bileşen silika ve alüminadan oluşan amorf veya camsı fazdır. Bu tür uçucu küller rutubetli ortamda kalsiyum hidroksitle reaksiyona girerek bağlayıcı özelliklere sahip bileşenler meydana getiriler. Başka bir değişle, düşük kireçli uçucu küller puzolanik 9

1. GİRİŞ Okan KARAHAN özelliğe sahiptirler. Yüksek kireçli küller ise bir yandan puzolanik özellik gösterirken, içerdikleri serbest kireç, anhidrit, trikalsiyum aluminat, amorf silika ve amorf alumina vb nedeniyle de kendi başlarına bir miktar bağlayıcı özelliğe sahip olabilirler. Düşük kireçli uçucu küllerin camsı faz miktarı yüksek kireçlilere oranla daha yüksektir. Çizelge 1.1. Uçucu küllerin tipik kimyasal kompozisyonları Oksit F sınıfı C sınıfı SiO 2 43.6-64.4 23.1-50.5 Al 2 O 3 19.6-30.1 13.3-21.8 Fe 2 O 3 3.8-23.9 3.7-22.5 CaO 0.7-6.7 11.5-29.0 MgO 0.9-1.7 1.5-7.5 Na 2 O 0.0-2.8 0.4-1.9 KK 0.4-7.2 0.3-1.9 Düşük kalsiyumlu uçucu küllerde görülen mineral fazlar camsı faz, mullit (Al 6 Si 2 O 13 ), hematit (Fe 2 O 3 ), manyetit (Fe 3 O 4 ), kuvartz (SiO 2 ), vb iken yüksek kalsiyumlu küllerde bunlara ek olarak, zaman zaman daha fazla miktarlarda, serbest kireç (CaO), anhidrit (CaSO 4 ), trikalsiyum aluminat (Ca 3 Al 2 O 6 ) ve felspat, gehlenit gibi çeşitli kalsiyum silikatlar bulunur (Şimşek, 2004). Uçucu küllerin mineralojik kompozisyonları Çizelge 1.2 de verilmiştir. Çizelge 1.2. Uçucu küllerin mineralojik kompozisyonları (Şimşek, 2004) Mineral (%) Silikoaluminöz Sülfoklasik Silikoklasik Camsı ve amorf faz 60 35 50 Mullit 20 1 5 Hematit 7 4 3 Manyetit 6 1 1 Kuvartz 5 5 5 Anhidrit - 15 5 Serbest kireç - 20 10 Feldspat ve gehlenit - 20 15 10

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.1.5. Uçucu Küllerin Puzolanik Dayanım Aktivite İndeksi Bir beton karışımındaki puzolanın hidrate olmuş kireçle arasındaki reaksiyonun ne kadar iyi olduğu puzolanik aktivite ile tanımlanmaktadır. Diğer bir deyişle puzolanik aktiflik, kalsiyum hidroksitle, alümina silikatlar arasında oluşan ve sonucunda bağlayıcı özelliği olan hidratasyon ürünü meydana getiren reaksiyona işaret etmektedir. Bir puzolanın portland çimentosu betonu içinde kullanılabilmesi için değeri test ile ölçülebilen ve yeteri derecede puzolanik aktifliğe sahip olması gerekir. Puzolanik aktivitenin ölçülmesi için birçok metodun önerilmesi ve tavsiye edilmesine rağmen bunlardan hiç biri tamamen doyurucu olarak göz önüne alınmamaktadır. Çimento bağlayıcı bir karışımın dayanımının, sadece bağlayıcının özelliklerine bağlı olmayıp normal test metotları ile anlaşılamayan birçok değişik faktöre bağlı olması, yukarıda bahsedilen testlerin yetersizliğinin esas nedenleridir. Doğal puzolanlar ve uçucu küllerin puzolanik aktiflikleri, dayanım aktivite indislerini bulmak için yapılan deneyler ile tespit edilir. Bir mineral katkı, hidrolik çimento betonu ile kullanıldığında kabul edilebilir bir dayanım gelişmesi sağlayıp sağlamadığının tespitinde dayanım aktivite indisi deneyi kullanılır (Erdoğan, 1997). TS EN 450 (1998) göre aynı yaşta denendiğinde, kütlece %75 referans çimento + %25 uçucu kül ile hazırlanan standart harç çubuklarının basınç dayanımının, sadece referans çimento ile hazırlanan standart harç çubuklarının dayanımına (%) oranı olarak belirtilmektedir. ASTM C 311 (1994) standardına göre ise önce 500 gr. Portland çimentosu + 1375 gr. uygun dane dağılımlı standart kum + 242 ml. su kullanılarak kontrol karışım harcı hazırlanır. Daha sonra da, 400 gr. Portland çimentosu + 100 gr. denenecek puzolan + 1375 gr. uygun dane dağılımlı standart kum + kontrol karışımının akıcılığını ± %5 kadar sağlayacak miktarda su kullanılarak puzolanlı harçlar elde edilmektedir. Puzolanlı harçların dayanımının kontrol karışımın dayanımına oranı (%) olarak belirlenir. Uçucu külün puzolanik dayanım aktivite indeksi TS EN 450 (1998) ve ASTM C 311 (1994) standartlarına uygun olarak yapılır. TS EN 450 (1998) göre 28 gün ve 90 gündeki endeksi sırasıyla en az %75 ve %85 olmalıdır. TS 639 (1998) ve 11

1. GİRİŞ Okan KARAHAN TS 25 (1975) standartlarına uçucu kül ve doğal puzolanlar için 28 günlük minimum dayanım aktivite indisi %70 olmalıdır. ASTM C 618 (1998) standardında hem F sınıfı hem de C sınıfı uçucu küller için dayanım aktivite indeksinin 7 ve 28 gün için en az %75 olması gerektiğini belirtilmektedir. 1.1.6. Uçucu Küllerin Standartları ve Sınırları Uçucu küllerin beton katkı maddesi olarak kullanabilmeleri için sahip olmaları gereken fiziksel ve kimyasal özelliklere dair sınır değerler, TS 639 (1998), TS EN 450 (1998), ASTM C 618 (1998) ve BS 3892 (1993) standartlarda belirtilmektedir. Bu standartlarda yer alan bazı fiziksel ve kimyasal özellikler Çizelge 1.3 te gösterilmektedir. Çizelge 1.3. Uçucu küller için fiziksel ve kimyasal standart sınırlar Özellik BSI ASTM-F ASTM-C TS EN TS Nemlilik,maks. (%) 0.5 3.0 3.0 - - K.K, maks. (%) 7.0 12.0 6.0 5.0 5.0 SO 3, maks. (%) 2.5 5.0 5.0 3.0 3.0 MgO, maks. (%) 4.0 5.0 5.0 - - Alkaliler, maks. (%) - 1.5 1.5 - - SiO 2, min. (%) - - 4.0 - - SiO 2 +Al 2 O 3 +Fe 2 O 3,min(%) - 70 50-70 Serbest kireç, maks. (%) - - - 1.0-2.5 1.0-2.5 Cl -, maks. (%) - - - 0.1 0.1 PAI, min. (%) - 75 75 75 (85) 70 İncelik, 45 µm, maks. (%) 12.5 34 34 40-1.1.7. Uçucu Küllerin İkame Metotları Birçok araştırmacı karışım oranları ve uçucu külün ikamesi ya da beton karışımına katılması konusunda çalışmalar yapmışlardır. Uçucu kül ikame metotları aşağıdaki şekilde sınıflandırılmıştır. Önerilen bu metotlar esas olarak Abraham ın su/çimento oranı ile dayanım ilişkisine dayanır, aralarında ise küçük farklar vardır. 12

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1. Basit ikame metodu: Bu metotta, kontrol karışımının çimentosunun bir kısmı yerine hacimce veya ağırlıkça eşit miktarda uçucu kül konularak uçucu küllü beton üretilmektedir. Bu metot kolaylığından dolayı birçok araştırmacı tarafından kullanılmaktadır. 2. Değiştirilmiş ikame metodu: Basit ikame metodu ile tasarımlanan beton karışımlarının erken dayanım düşüklüğü, araştırmacıları yeterli erken yaş dayanımı veren bir başka ikame metodu bulmaya itmiştir. Düşük erken yaş dayanımının üstesinden gelen ve basit ikame metodunu modifiye eden çeşitli yöntemler önerilmiştir. Bütün metotlarda ortak göze çarpan özellik karışıma konan uçucu kül miktarının çıkarılan çimento miktarından fazla olmasıdır, uçucu külün fazla konulan miktarı ince agrega yerine kullanılır. Ayrıca su/çimento oranını azaltarak betonda mukavemet kaybı olmadan mümkün olduğunca çok uçucu kül kullanımını sağlayan değiştirilmiş bir ikame metodu önerilmiştir. 3. Rasyonel metodu: Rasyonel metot, uçucu küllü betonun şartnamelerdeki işlenebilirlik ve mukavemet şartlarıyla uyuşması gerektiği gerçeği, betonun bu özelliklerini etkileyen uçucu kül karakteristiklerini göz önüne almak gerektiğini ortaya koymuştur. 1.1.8. Uçucu Küllerin Beton Özellikleri Üzerine Etkileri Uçucu külün beton karışımında kullanımı taze ve sertleşmiş betonun özelliklerini oldukça etkiler. Taze betonun su ihtiyacı, işlenebilirliği, priz zamanı, bitirilebilme özelliği, hidratasyon ısısı ve kanama uçucu külün kullanımı sonucu etkilenir. Katılaşmış betonun dayanım ve dayanıklılık özellikleri de uçucu külün beton karışımında kullanılmasıyla etkilenen önemli özellikleridir. Uçucu küllerin beton özellikleri üzerine olan etkileri aşağıda başlıklar halinde özetlenmiştir (Erdoğan, 1997; Bilim 2001; Atiş, Beton katkı malzemeleri ders notu) 13

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.1.8.1. Su İhtiyacı ve İşlenebilirlik Genellikle, çimentonun yerine kısmi olarak uçucu kül konularak kullanılması betonun su ihtiyacını, uçucu külsüz olarak üretilecek betona göre aynı slump değeri için azaltmaktadır. Uçucu külün su ihtiyacını azaltmaktaki rolü esas olarak inceliğine dayanmaktadır. İnceliğin artması su ihtiyacını arttırırken, küresel şekillenmiş olan taneler içsel sürtünmeyi azaltmaktadır, dolayısıyla su ihtiyacında azalma olmaktadır. Bu nedenle beton karışım oranları su ihtiyacı üzerinde etkin rol oynar. Uçucu külün puzolanik reaksiyonundan yararlanarak çimento miktarı azaltılarak ve uçucu küllü betonlarda uçucu külsüz betonla aynı slump değerini elde etmek için su-çimento oranı azaltılır. Diğer taraftan uçucu kül ince agreganın yerine kısmi yerleşim yapılırsa su ihtiyacı yüksek olabilir. Uçucu külün kullanımı bağlayıcı hamurun hacmini arttırır. Uçucu kül çimentonun kısmi bir yer değişimi ağırlık bazında yapıldığında, uçucu külün yoğunluğu çimentodan az olduğundan, yer değişimde bağlayıcı maddenin hacminde bir artış olmaktadır. Boşlukların yeterli miktarda bağlayıcı hamuru ile doldurulması sonucu yapışkanlılık, plastiklik ve agrega tanelerinin kayganlığı sağlanır. Uçucu küllerin inceliği ve tanelerinin küresel olması işlenebilme üzerinde faydalı etkilere sahiptir. Küresel şekil agregalar arasındaki sürtünmeyi bilyalı-yatak etkisi ile azaltmakta ve betonun daha rahat hareket etmesini sağlamaktadır. İnce taneler boşlukların daha iyi dolmasını sağlar ve perdahlanmayı kolaylaştırır. Aynı zamanda uçucu külün tanelerinin küresel şekli, agregalar arasındaki sürtünmeyi azaltır, dolayısıyla beton ve pompa hattındaki sürtünmeyi azalttığından betonun pompalanabilirliğini arttırmaktadır. 1.1.8.2. Priz Süresi, Hidratasyon Isısı ve Kanama Betonun priz zamanı karakteristiği; çimento tipi, çimento miktarı, çimento inceliği, çimento hamurunun su muhtevası, eriyebilir alkaliler, diğer katkıların kullanımı, uçucu külün miktarı, inceliği ve bileşenleri gibi birçok faktör tarafından etkilenmektedir. Uçucu küllü beton, diğer bütün puzolanik betonlar gibi, daha uzun 14

1. GİRİŞ Okan KARAHAN priz zamanına sahiptir. Uçucu külün priz zamanı üzerindeki etkisi uçucu külün karakteristiklerine ve kullanıldığı miktara bağlıdır. Uçucu kül betonlarının priz zamanının normal betona göre daha uzun olmasından dolayı, bu tür betonun bitirilmesi normal betona göre daha geç yapılmalıdır. Erken bitirme, kanama suyunu yüzeyin altında bırakabilir ve yüzeyde zayıflık oluşturabilir. Uçucu kül ve portland çimentosunun hidratasyonu sonucu ortaya çıkan kalsiyum hidroksit arasındaki kimyasal reaksiyon, çimentonun hidratasyonu işleminden daha yavaş bir işlemdir. Bu durum daha yavaş ısı oluşmasına ve beton içinde daha az iç gerilmeye ve daha az rötreye sebep olur. Uçucu külün bu özelliği onun özellikle baraj yapılarında kütle betonlarında ortaya çıkan yüksek ısıları kontrol etmede kullanılır. Uçucu küllü beton karışımı genelde normal betona göre daha az kanama gösterir. Bunun nedeni ise, betondaki katı madde yüzey alanının su hacmine oranının artmasıdır. Uçucu külle yapılan hamur daha az sulu ve ayrışmaya daha az meyillidir. 1.1.8.3. Dayanım Beton karışımı içinde uçucu kül kullanımı genelde su ihtiyacını azaltmakta, bağlayıcı madde içeriğini artırmakta ve uzun dönemde puzolanik aktivite yoluyla dayanıma katkıda bulunmaktadır. Uçucu külün katılaşma oranının yavaş, ve erken yaşlarda basınç dayanımı kazanımını azalttığını bilinmektedir. Bu durum uçucu külün çimento ile kısmen yer değişimi yaptığı zaman geçerlidir ve bağlayıcı olarak görev görür. Eğer, bir beton karışımında bağlayıcı malzeme miktarı sabit ise ve bu bağlayıcı miktarının bir kısmı uçucu kül ile yer değiştirilmiş ise; basınç dayanımı uçucu kül miktarının artmasıyla daha da düşer. Diğer taraftan, uçucu küllü betonun dayanımı ve dayanım kazanma oranı kullanılan uçucu külün miktarına, karakteristiklerine ve kullanılan çimentoya kuvvetlice bağlıdır. Yüksek kireçli uçucu kül daha yüksek reaksiyon oranı ve yüksek dayanımı düşük kireçli uçucu küle nazaran erken yaşlarda gösterir. Genelde, bütün betonların dayanım ve dayanım kazanma oranı kür edilme zamanı tarafından etkilenmektedir. Uçucu küllü beton normal betona göre daha uzun kür edilme zamanı isteyebilir. 15

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.1.8.4. Dayanıklılık Uçucu küllü betonun geçirgenliği genelde uçucu külsüz olarak yapılan betonun geçirgenliğinden daha düşüktür. Geçirgenliğin böyle düşük olmasının nedeni uçucu kül ile çimentonun hidratasyonu sonucu ortaya çıkan kalsiyum hidroksit arasındaki puzolanik reaksiyon sonucu ortaya çıkan ilave C-S-H jelleridir. Bu jeller kapiler boşlukları azaltmaktadır. Uçucu kül kullanımının betonda geçirgenliği azaltması ayrıca sülfat atağının beton üzerindeki bozucu etkilerini de azaltmaktadır. Bunun yanı sıra, uçucu kül çimentonun bir kısmı ile yer değiştirildiğinde toplam C 3 A miktarı azalacağından, oluşacak sülfo alüminatın meydana getireceği zararlı hacim genleşmelerini de azaltmaktadır. Betonun donma çözünmeye karşı dayanıklılığı hava-boşluk sisteminin yeterliliğine, iri agreganın sağlamlığına, beton dayanımına ve donma anındaki nem durumuna bağlıdır. Hava boşluk sistemi yeterli olduğu sürece yani yeterli hava kabarcıkları sürüklenmişse ve agrega dayanıklı ise, hava katkılı uçucu kül betonunun donma çözünme dayanımı uçucu külsüz aynı dayanıma sahip kontrol betonundan daha az değildir. Çimentonun alkalileri ile agreganın reaktif silis bileşenleri arasında yer alan alkali agrega reaksiyonu sonucundaki genleşme ve çatlamalar, uçucu kül kullanılması ile azaltılabilmektedir. Uçucu külün bağlayıcı hamurunun hacmini artırdığı durumlarda su miktarı sabit tutulduğu zaman rötre de artış görülebilir. Bunun yanı sıra, uçucu kül ilavesi işlenebilirliği artırdığından sabit işlenebilirlik için su miktarı azaltılabilir, bu da rötre artışını yok edebilir. Uçucu külün yüksek oranda kullanılması rötreyi azaltmaktadır. 1.1.8.5. Ekonomi Maliyet açısından bakıldığında, kullanılacak olan uçucu kül miktarı ve tipine göre değişecek olmakla birlikte, sabit bir mamul madde (çimento) miktarı için daha az klinker üretimi, tras ve cüruf gibi mineral katkılara kıyasla, zaten ince olan tane 16

1. GİRİŞ Okan KARAHAN boyutları nedeniyle, daha az öğütme enerjisi gereksinimi ve yine tras ve cüruf gibi katkılarda gerekebilecek ön kurutmaya ihtiyaç göstermemesi uçucu küllü çimento üretimiyle sağlanacak olan tasarrufun gerekçeleridir. Ancak uçucu küllerin taşıma mesafeleri bakımından ele alınması gerektiği unutulmamalıdır (Tokyay ve Erdoğdu, 1998). Bunun yanı sıra, uçucu kül kullanımı ile işlenebilirlikteki iyileşme; karıştırmada ve yerleştirmedeki kolaylık dolayısıyla tasarruf sağlamaktadır. Uçucu külün beton özellikleri üzerine faydalı ve potansiyel bozucu etkileri Çizelge 1.4 te özetlenmiştir. Çizelge 1.4. Uçucu küllerin beton üzerindeki etkileri Faydalı Etkileri Zararlı Etkileri Sabit su miktarında işlenebilirliği artırır. Özellikle soğuk havalarda rötreyi artırır. Kanamayı ve ayrışmayı önler Yavaş dayanım kazanma sağlar. Uzun dönemde dayanımı artırır. Uzun süre küre ihtiyaç duyar. Rötreyi azaltır. Hava sürükleyici katkısının artırır. Alkali-silika reaksiyonunu azaltır. Sülfata karşı dayanımı artırır. Ekonomi sağlar. 1.1.9. Uçucu Küllerin Kullanıldığı Yerler Uçucu küller kimyasal, mineralojik, fiziksel ve puzolanik özellikleri sebebiyle inşaat sektörü tarafından pek çok alanda kullanılmaktadır, bu alanlar aşağıda özetlenmiştir (Erdinç, 1995; Sevim, 2003). 1.1.9.1. Çimento Üretimi Uçucu küller çimentoya ham madde olarak, klinker ve alçı taşı ile birlikte öğütülerek veya mamul çimentoya doğrudan olmak üzere üç şekilde katılabilir. Bu tip çimento üretiminde, klinkere öğütülmüş uçucu kül katıldığından klinkerin öğütülmesi kolaylaşmakta, üretim kapasitesi ve rantabilite artmaktadır. Uçucu küller öğütülmüş kömürün yakılmasıyla elde edildiklerinden kendileri de öğütülmüş 17

1. GİRİŞ Okan KARAHAN durumdadır. Bundan dolayı çimento üretiminde bir ön öğütme işlemine gerek kalmadan doğrudan fırına verilebilirler ve böylece öğütme işleminden tasarruf sağlanır. Uçucu kül doğrudan çimentoya katılarak ta uçucu küllü çimentolar elde edilebilir. Bu durumda uçucu külün klinkere katılmasıyla aynı sonuçlar elde edilmektedir. Portland uçucu küllü çimento (CEM II/A-V, CEM II/B-V, CEM II/A- W ve CEM II/B-W) çimentolar 28 günlük basınç dayanımlarına göre; 32.5 N, 32.5R, 42.5 N, 42.5R, 52.5 N, 52.5R olmak üzere 6 çeşide ayrılırlar. A tipi çimentolarda kütlece %6-20 oranında uçucu kül var iken, B tipi çimentolarda kütlece %21-35 oranında uçucu kül mevcuttur. 1.1.9.2. Beton Üretimi Beton üretiminde bağlayıcı madde olarak kullanılan Portland çimentosunun bir kısmı yerine mineral katkı maddesi olarak uçucu kül kullanılabilmekte, böylece uçucu kül katkılı beton elde edilebilmektedir. Zaman zaman beton üretiminde kullanılan ince agreganın bir kısmı yerinede uçucu kül kullanılabilmektedir. 1.1.9.3. Tuğla ve Hafif Agrega Üretimi Uçucu külün tuğla imalinde kullanımı ise iki şekilde olmaktadır. Birincisi, uçucu küllerin çok rutubetli killerin fazla suyunu emmesi, plastik killerin çatlamasını, şişmesini ve çiçeklenme olayını önlemesinden dolayı yardımcı ve düzeltme malzemesi olarak kullanılırlar. Uçucu küllerin ikinci kullanım şekli ise esas malzeme olarak killerle karıştırılıp basınç altında kalıplara yerleştirilen karışım ısıl işleme tabi tutulmasıdır. Uçucu kül puzolanik özelliği ve inceliği sebebiyle pişmiş malzemede mukavemetin önemli miktarda artmasını sağlamaktadır. Hafif betonun inşaat mühendisliğinde kullanılmasıyla birlikte, hafif agrega ile hafif beton üretme çalışmaları da başlamıştır. Bu amaçla uçucu kül belirli oranlarda su ile karıştırılarak sinterleştirilmekte ve istenilen irilikte doğal agregaya göre hafif bir malzeme elde edilmektedir. Bu şekilde elde edilen agregalarla üretilen betonlar, doğal agregalarla üretilen betonlar kadar dayanıklı olmakta, ayrıca hafif olması 18

1. GİRİŞ Okan KARAHAN sebebiyle çok katlı binalarda işçilik ve temel masraflarının azaltılmasında, ısı ve ses yalıtımı sağlanmasında ve ateşe karşı dayanımda bazı üstünlükler sağlamaktadır. 1.1.9.4. Boşluklu Beton (Gaz Beton) Üretimi Boşluklu beton, çimento veya kireç ile uçucu kül karışımından hava ya da başka bir gaz geçirilmesi ile elde edilen hafif betondur. Boşluklu beton hafif olmasından dolayı taşımada kolaylık sağlar. Ayrıca ucuz olması, binanın hafifliği ve inşaat sırasında işçi giderlerinde avantaj sağlamasından dolayı tercih edilmektedir. Uçucu küllü boşluklu betonlarda ısı iletkenliği kum-kireç-çimento karışımından daha düşük olmakta, mukavemet ise daha yüksek olmaktadır. Gaz beton, ince öğütülmüş silisli bir malzemenin kireç veya çimento ile birleştirilmesi, gözenekleştirici bir madde ile hafifletilmesi ve sertleşmesi ile elde edilen, birbirinden bağımsız hava hücreleri içeren hafif bir betondur. Elde edilen uçucu küllü gaz beton, hafif ve ısı iletkenliği düşük olacağından yapılarda kullanılması duvar kalınlıklarını azaltacak, böylece binaların yükü azalacaktır. Uçucu kül kullanılarak elde edilen gaz beton kuvars kullanılarak elde edilen gaz betondan daha dayanıklıdır. Bunun nedeni uçucu kül ile kireç arasındaki reaksiyondur. 1.1.9.5. Yol, Zemin ve Baraj Uygulamalarında Yol yapımı ve geoteknik uygulamalarında uçucu küller, dolguların stabilizasyonunda, altyapı ve taban malzemesi olarak, alt drenaj tabakası olarak ve zemin enjeksiyonlarında kireçle birlikte kullanılmaktadır. Ayrıca yol alt tabakalarında ve baraj yapımında, çok düşük çimento dozajı ile hiç çökme vermeyen ve titreşimli yol silindirlerini taşıyacak kadar kuru ve bu araçlarla sıkıştırıldıklarında alt tabakalara yapışacak kadar nemlenen silindirle sıkıştırılmış beton kullanılmaktadır. Bu betonlarda bağlayıcı dozajı seçilen yapım sistemine göre 100-150 kg/m 3 ten başlamaktadır. Bağlayıcı içindeki puzolan yüzdesi ise yine yapım sistemine göre %20-%80 arasında değişebilmektedir. Puzolan olarak özellikle uçucu kül kullanılmaktadır. 19

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.2. Polipropilen Lif Katkılı Betonlar 1.2.1. Polipropilen Lif Polipropilen lif insanlık tarihi kadar eski olan doğal mikro donatı saman ve hayvan kılları kullanımının günümüz teknolojisine uyumlaştırılmış halidir. Polipropilen lif beton, sıva, harç ve püskürtme beton uygulamalarında yaygın olarak kullanılmaktadır. Polipropilen elyafları %100 polipropilen esaslı olup, kullanımında ilave işçilik gerektirmeyen, kolay uygulanabilen, betonun ve sıvanın kalitesini artırmak için kullanılan çürümeyen bir üründür. Polimer liflerden betona katılan ve en iyi sonucu veren ve en yaygın kullanılanı polipropilen liflerdir. Polipropilen lif betonun içinde üç boyutlu bir mikro donatı ağ oluşturarak, betonda doğal olarak varlığı kabullenilen eksiklik ve zaafları azaltıp betonun bazı özelliklerini iyileştirebilirler. Polipropilen lifleri hasır demir, metal elyaf ve kümes filesi gibi alternatif donatı sistemleri ile karşılaştırıldığında en hafif mikro donatı sistemidir. Metrekare başına ağırlığı 90 gram ila 200 gram arasındadır. Bu nedenle yapıya diğer donatı sistemleri kadar ölü donatı ağırlığı vermezler. Polipropilen liflerle ilgili bilgiler polyfibers mikro donatı lifleri için hazırlanmış broşürlerden yararlanılarak aşağıda özetlenmiştir (www.polyfibers.com). 1.2.2. Polipropilen Liflerin Sınıflandırılması Polipropilen elyafları %100 homo polipropilenden F ve M olmak üzere iki tipte imal edilmektedir. F fibrilize elyafları, M multifilament elyafları temsil etmektedir. M tipi elyaflar çok ince olup şap yüzeyinde gözükmediklerinden iç mekan şapları için iyi sonuçlar sağlarlar. F tipi lifler ise endüstriyel zemin uygulamalarında ve ağır hizmet zeminlerinde durabilite ve tokluk aranılan şap ve betonlar için daha uygundur. Polipropilen lif tipleri ve teknik özellikleri Çizelge 1.5 te gösterilmiştir. 20

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Çizelge 1.5. Polipropilen liflerin teknik özellikleri Tip Fibrilize Multifilament Fibrilize Polipropilen (%) 100 100 92 Ürün Tipi Standard F Standard M Paint Yoğunluk (kg/lt) 0.91 0.91 1.00 Kesit Karesel Yuvarlak Karesel Kalınlık (µ) 36 18 - Renk Transparent Transparent Renkli Görünüm Visible Invisible Visible Gerilme Dayanımı (N/mm 2 ) 500 700 500 Young Modülü (N/mm 2 ) 7161.20 7161.20 7161.20 Uzama (%) Max 10 Min 100 - Uzunluk (mm) 3-6-9-12-15-19-25-31-37-46-51 1.2.3. Polipropilen Liflerin Performansları Polipropilen lifler kimyasal olarak durağan ve alkali ortamlara dayanıklıdırlar. Her tip portland çimentosu ile beraber kullanılabilirler. Organik çözücülere ve hidrokarbonlara dirençli olmalarından dolayı petrol ürünlerinin bulunduğu benzin istasyonlarında rahatlıkla kullanılır. Elektriksel ve manyetik alanlardan etkilenmezler ve ısıl geçirgenliği son derece düşüktür. Termal uzaması ihmal edilebilir. Yerden ısıtma sistemlerinin koruma şaplarında kullanılırlar. Kayda değer su emişleri olmadığından betonun su/çimento oranını etkilemezler. Oksitliyiciler ve asitler ile reaksiyon vermezler ayrıca paslanmaz ve çürümezler. Polipropilenler kılcal çatlamaları ve beton geçirgenliğini azaltır, sıkıştırma faktörünü yükseltirler. Asit, alkali ve tuzlara karşı dirençli bir tali donatıdır. Plastik rötre çatlaklarını, beton yüzeyindeki göllenmeyi ve su geçirimini azaltır. Aşınma direncini sağlar. Köşe ve derz kırılmasını azaltırlar. Polipropilenler şap betonlarının uzak mesafelere ve yüksek kotlara pompalanabilirlik yeteneğini arttırır. Pompa basıncını düşürerek enerji tasarrufu sağlarken, aynı zamanda kauçuk parçaların hasar görmesini engeller. Betonun saçılmasını ve ayrışmasını engeller. Betonun pompa ucundan homojen, yoğun, sürekli ve tutunganlığı yüksek bir şekilde akmasını sağlarlar. 21

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Polipropilen ile donatılandırılmış şap betonlarında, yerleştirme ve mastarlama sonrasında beton yüzeyinde su gölcükleri oluşmaz. Bu gölcükler betonun ayrıştığının ve dayanıklılığın ortadan kalkmasının bir göstergesi olup, çatlamaya, tozumaya, ufalanmaya ve pullanmaya yol açar. Polipropilenler plastik şap betonu içindeki agregaların yerçekimi etkisi dibe çökmesini engeller ve beton yüzeyinde çimento pastası oluşumuna izin vermezler. Polipropilen şap betonda mikro çatlakları ve kapileriteyi azalttığından sıvı geçirgenliği düşer. Bu sayede donma çözülme çevrimine direnç kazanır. Bu özellik dış mekan şapları ile havaalanı taksi yolları, otoparklar, yürüme yolları ve benzin istasyonları için yaşamsal önem taşımaktadır. Polipropilen atmosfer etkilerine dirençlidir. Dış mekan, çatı, teras ve benzeri koruma ve tesviye şaplarında da kullanılırlar. 1.2.4. Polipropilen Liflerin Betona Katılışı ve Kullanım Oranları ASTM C 1116 (2000) standardına göre %100 saf polipropilen ham maddesi kullanılarak üretilen lifler hacimce %0.1=1 litre varlığı 1 m 3 beton için yeterlidir. Polipropilen maddesinin yoğunluğu 0.9 kg/litre olduğundan tavsiye edilen lif miktarı en az 0.9 kg/litre olmalıdır. Bu oranların %0.05 ila %2 arasında ve hatta %5 e kadar çıkabilir. Portland çimentolu agregalarına göre uygulamalar betonlar ve harçlar olmak üzere iki gruptur. İçerdiği özel katkılar sayesinde beton içerisinde topaklanmadan beton santralinde, transmikserde, betoniyerde, şap pompasında, püskürtme makinasında, mekanik karıştırma işleminin olduğu her tür makine de kolayca katılabilir. Polipropilen lifler su emmezler, bu nedenle beton ve harçların suçimento oranını etkilemediğinden yeni bir karışım dizaynı ya da karışım oranlarında bir değişiklik gerektirmez. Beş dakika yüksek devirde karıştırıldıktan sonra, polipropilen demetleri çözülür ve binlerce elyaf lif, betonun her tarafına homojen bir şekilde dağılır. Polipropilen lifli betonu yerleştirmekte kolay ve ekonomiktir. Fazla karıştırmanın liflerin performansına bir mahsuru yoktur. Yüksek aşınma direnci ve mikro donatı yoğunluğu gereken yerlerde polipropilen lif dozajı hacimce %0.2 ye kadar artırılabilir. 22

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Polipropilen sıva ve harç betonu için ton başına 2 kg ilave edilir. Özel amaçlı yapıştırıcılar, tamir harçları, derz dolguları için bu oran 5 kg düzeyine kadar çıkarılır. Kuru karışıma ilave edilecek polipropilen lifler homojen ve topaklanmadan kolaylıkla dağılır. Lif miktarı ve uzunluğu ihtiyaca göre değişim gösterebilir. Polipropilenler için tavsiye edilen kullanım dozajları Çizelge 1.6 da verilmiştir. Çizelge 1.6. Polipropilen lif kullanım dozajları Polipropilen İç Mekan Dış Mekan Ağır Hizmet Elyaf Tipi M F F Minimum Dozaj (gr/m 3 ) 600 900 1800 Full Etki (gr/m 3 ) 1200 2700 3600 Uzunluk (mm) 6-9-12-15 6-9-12-15-19-25 1.2.5. Polipropilen Lifli Betonun Teknik Özellikleri Beton veya sıvada polipropilen lifli betonun en önemli etkisi, sermeden sonraki ilk birkaç saat içinde plastik büzülmelerden dolayı oluşacak çatlakları kontrol altına almasıdır. Sertleşme prizlenmenin ilk safhasında beton mukavemetinin oluşma hızı, büzülmelerden dolayı meydana gelen iç çekme gerilmelerinin oluşum hızından daha yavaştır. Bu plastik büzülme esas itibariyle su ve çimento arasında başlayan kimyasal reaksiyon ve buharlaşmanın tabii bir sonucudur (Bekaert, 1998). Polipropilen lifler, Büzülme gerilmelerine karşı bir direnç meydana getirirler, Büzülmeden dolayı oluşacak çatlak tehlikesini asgari düzeye indirgerler, Beton içinde homojen olarak dağılırlar, Kg başına yüzey alanı çok geniştirler, Betona çok iyi şekilde yapışırlar, Elastisite modülü değeri plastik haldeki betona oranla oldukça yüksektirler, Polipropilen lifler sertleşmiş betonda dayanım arttırıcı bir etki yaratmazlar, Etkileri betonun plastiklik safhasında geçerlidir ve bir nevi katkı malzemesi görevi görürler. 23

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Polipropilen lifler çelik liflere nazaran betonun mekanik mukavemetlerini arttırmada çok etkili olmazlar. Yinede azda olsa betona enerji yutma özelliği kazandırırlar ve özelliklede plastik rötrede çok etkili olurlar. Özellikle çok güçlü olmayan büzülmelere karşı polipropilen lifler tercih edilmektedirler. Polipropilen liflerin fonksiyonu betonun yumuşak, plastik safhasıyla sınırlı iken, çelik liflerin mukavemet arttırıcı etkisi beton prizini alıp sertleştikten sonra da belirgin şekilde devam eder. Betonun plastik safhasında çelik liflerin çatlak önleyici ve sınırlayıcı etkisi de mevcuttur. Ancak, betonda mükemmel şekilde dağılmış olan polipropilen liflerin etkisine göre zayıftır. Bununla birlikte sertleşmiş betonda uzun dönemde kuruma büzülmelerinden dolayı oluşacak çatlakların azaltılmasında çelik lifler malzemeye belirli bir dayanıklılık ve tokluk vererek betonun mukavemetini önemli ölçüde arttırırlar (Bekaert, 1998). Plastik sıva ve betondaki rötre ve büzülme çatlaklarını azaltır, segregasyonu azaltır, betona tokluk kazandırır ve geçirimsizleştirir, betonun darbeye karşı dayanımını artırır, betonun aşınma mukavemetini artırır, asit ve bazlardan etkilenmez. Polipropilen lifler donatının korozyonunu ve paslanmasını geciktirir, betonun dağılmasını 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 tozumasını ve pullanmasını engeller. 1.2.6. Polipropilen Liflerin Kullanım Alanları Fibrilize standard F tipi polipropilen lifler beton, prefabrikasyon, şap, püskürtme sıva, harç ve kaplama, multiflament standard M tipi polipropilenler şap, kaplama, püskürtme sıva, harç, prefabrikasyon ve alçı, fibrilize paint ise boya, bitüm ve alçı işlerinde kullanılması tavsiye edilmektedir. Polipropilen liflerin başlıca kullanım alanları aşağıda belirtilmektedir (www. polyfibers.com). 24

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.2.6.1. Bitüm İşlerinde Polipropilen lifler, çoğu standart soğuk ve sıcak karışım formüllerine uyumlu olması, yüzey tutunmasını arttırması, aşınma ve yırtılmayı azaltması, kullanım kolaylığı ve fiyat avantajı, soğuk havalara karşı dayanımı yüksek oluşu, onarım ömrünü 3 veya 5 kat arttırabilmesi ve yollarda zamanla meydana gelebilecek dalgalanmaları önleyebilmesinden dolayı otoyollarda, anayollarda, köprü ayakları, park, havaalanı ve yürüyüş yollarında kullanılırlar. Ayrıca kısa uzunluktaki polipropilen lifler, asfalt onarım uygulamaları için üç boyutlu tasarlanmış ve iyileştirilmiş asfalt hamurunun yapışkan ve bağlayıcı güçlerini desteklerler. 1.2.6.2. Taşıyıcı Sistemlerde Deprem, aşırı ani yük binmesi, korozyon, yangın gibi dış etkenlerden betonun patlayıp dağılması ve yalnız kalan çelik donatının tek başına basınca dayanamayarak yapının çökmesi ile sonuçlanan sürece maruz kaldıkları bilinen bir gerçektir. Polipropilenler betonun dayanıklılığını arttırır ve yıllara meydan okuyan sağlam yapılar, polipropilen lifli beton ile mümkün olabilir. Polipropilen lif beton içinde homojen şekilde dağılırlar. Beton içinde mükemmel dağılan polipropilen lifleri agrega ve karışımı, mükemmel şekilde birbirlerine tutunmasını sağlayarak betonun dayanıklılığını arttırmış olur. Böylelikle saydığımız dış kuvvetlerden beton patlamasını ve dağılmasını engelleyerek yapının ayakta kalmaya devam etmesini sağlarlar. Bina tahliyesi için zaman kazandırırlar. Yangınlarda yüksek sıcaklıklara maruz kalan betonlar ısınınca iç basınca maruz kalırlar. Bu basınç tahliye olamaz ve betonu patlatır. Patlayan betonun mukavemeti kalmaz ve yalnız kalan çelik donatı çöker. Polipropilen lifleri beton içinde 160 de erir ve 250 de yok olur. Bu sayede beton içinde kanallar oluşur ve beton içinde oluşan buhar, basınç oluşturmadan kanalcıklar yoluyla tahliye olur. Dolayısıyla beton patlamaz. Polipropilen lifler beton içinde mükemmel dağıldığı için, betonda oluşan rötre çatlaklarını %80-100 azaltırlar. Çatlaklar gözle görülemeyen mikro çatlaklar 25

1. GİRİŞ Okan KARAHAN kadar olur. Sıkıştırma (kompaktlık) faktörünü yükseltirler. Asit, alkali ve tuzlara dirençli olduklarından arıtma tesislerinde uygulanabilirler. 1.2.6.3. Saha Betonu ve Şap İşlerinde Endüstriyel yüzey ve ağır yüklere maruz kalan zeminlerde polipropilen lifler kırılma, çatlama, aşınma problemlerini çözerken çarpma ve parçalanma dayanımı yüksek betonlarla tesis ömrünü ve kalitesini arttırırlar. Tersane ve limanlarda deniz suyuna karşı ekstra koruma sağlarlar. F fibrilize elyaflar ağır hizmet zeminlerinde durabilite ve tokluk aranılan şaplar için uygundur. Multiflament polipropilen elyaflar çok ince olup şap yüzeyinde gözükmediklerinden iç mekan şapları için iyi sonuç verirler. Benzin istasyonları ve petrokimya depolama tesislerinde bulunan saha betonları aşırı trafik, ağır yükler ve kimyasallara maruz kalır. Betonun aşınması, ömründen kısalması, dayanıklılığın azalması kırık ve çatlaklara sebep olunmaması için polipropilen lifler ekonomik ve uzun ömürlü çözümlerdir. Beton yollar 30-40 yıllık hizmet süreleri için projelendirilmiştir. Beton yollar tüm hizmet ömürleri boyunca çok az miktarda bakım gerektirirler. Periyodik olarak yapılması istenen ve gereken bakım yaklaşık 4-5 yılda bir derz dolguların yenilenmesidir. Çimento fabrikaları tüm yurt çapında yayıldığı için çimento taşıma ücreti asfalta göre daha az düzeydedir. Polipropilen beton yollarda kullanıldığında yolda meydana gelecek dalgalanmaları önler. Kılcal çatlamaları ve beton geçirgenliğini azaltır. 1.2.6.4. Su Yapılarında Polipropilen lifler çatlak ve yarıklardan kurtulmak, suyun aşındırıcı etkisine dayanmak, şevlerde oluşan derin yarık ve kopmaları önlemek, kenarlarda ve derzlerde oluşacak kırıkları önlemek, yüzey pürüzlülüğünü azaltmak, oturma ve çökmeleri önlemek, homojen, boşluksuz tok bir yapı elde etmek, malzemenin su emmesini önlemek amacıyla su yapılarında kullanılırlar. 26

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Beton boru ve elemanlarında ise, kenar köşe kırıklarını engellemek, erken kalıp almada oluşan kopmaların önüne geçmek, rötre çatlaklarını engellemek, yükleme, taşıma ve depolama kayıplarını azaltmak, eleman ömrünü uzatmak, boşluksuz ve su geçirimi düşük bir yapı sağlamak ve kimyasallara karşı dayanımı arttırmak amacıyla kullanılırlar. 1.2.6.5. Püskürtme Sıva ve Betonlarda (Shotcrete) Püskürtme sıva ve beton (shotcrete) uygulamalarında çelik hasır her zaman iyi sonuç vermeyebilir. Polipropilen lif kullanmak, geri düşmeyi azaltarak kaliteyi arttırır ve malzeme israfını önler. Oluşturduğumuz tabaka sürekli, çatlaksız ve yarıksız olur. Tutunma kabiliyeti yüksek ve geçirimsiz bir yapı elde edilebilir. Özellikle büyük kot farklarında çalışmayı kolaylaştırır, kimyasallara karşı dayanım sağlar. Betonunuzu ve içindeki donatıyı korozyona karşı korunmasına yardımcı olurlar. Uygulamada oluşan çatlak ve yarıklar yapının ömrünü kısaltır. Buralardan sızan sular ek maliyetlere ve iş zorluğuna sebep olur. Bu etki zaman zaman yapının zarar görmesine ve yeniden inşa edilmesine sebep olabilir. 1.2.6.6. Boya ve Mimari Uygulamalarda Dış cephe boyalarında polipropilen elyaf kullanılması ufalanmayı ve boyanın daha pürüzsüz olmasını sağlar. Su yalıtımında riskli olarak kabul edilen bölgeler için geliştirilmiş polipropilen mikro elyafları kullanılabilir. Boyanın, güneş ışınlarına maruz kaldığı bölgelerde hızla solduğu, soyulduğu ve çatladığı görülür. Güneş, yağmur, rutubet gibi olumsuz hava koşullarına karşı polipropilen kullanılabilir. Çatılar, temeller, bodrum duvarları, köşe birleşim noktaları polipropilen elyaf ile su geçirimsiz hale getirilebilir. Kartonpiyer uygulamalarında polipropilen tercih edilir. Polipropilen elyaf kartonpiyerde çatlamayı önler, daha dayanıklı olmasını sağlar. Mimari yapılarda alçı, korkuluklarda, kartonpiyer uygulamalarında mimarlar için polipropilen elyaf 27

1. GİRİŞ Okan KARAHAN kullanmak vazgeçilmez bir alternatif oluşturmaktadır. Pencere ve köşebent uygulamalarında polipropilen kullanımı malzemenin daha dayanıklı olmasını sağlar. Parke taşlarında kullanılan polipropilen homojen ve topaklanmadan kolaylıkla dağılır ve dayanıklılığı artar. Ayrıca parke taşlarında tutunmayı artırır, yüzey direncini ve aşınmayı engeller. 1.2.6.7. Toz Ürünlerde Polipropilen hazır beton harcı, hazır şaplar, hazır sıvalar, yapıştırma harcı, tesviye harcı, yüzey sertleştirici ve püskürtme harcı gibi toz ürünlerin iş arkadaşıdır. Aşınma, tozlanma, çatlama, ufalanma sorunlarını engellemek amacıyla tesviye harçlarında yüzey direncini arttırırlar. Beton yapılarından kopan parçaların tamiri sorun oluşturur. Tamir harçları yüzeye tutunmakta zorlanır. Polipropilen tutunganlığı arttırarak harcı betona adapte eder. Yapıştırma harçlarında tutunmayı ve kopma dayanımını arttırır. Hazır beton harçlarının dayanıklılığını arttırır. 1.2.6.8. Sıvalarda Sıvaların uzun ömürlü olması için mikro donatı kullanma fikri çok uzun yıllardır vardır. Eskinin saman ve hayvan kılları gibi malzemelerin yerini organik olmayan, betona zarar vermeyen polipropilen lifler almaktadır. İlaç, gıda ve spor tesislerinde çatlaksız, boşluksuz, tozumasız ve hijyenik yüzeyler elde etmenize yardımcı olur. Betonu ve içinde bulunan donatıyı kimyasalların korozif etkisinden donma çözülme sonucu oluşan yıpranmadan korur. Kenar ve köşelerin dayanımını arttırır, parçalanmayı ve dökülmeyi önler. Polipropilen kullanımı işçiliği kolaylaştırır, geri düşme ve sıçrama kaybını azaltır. Tutunmayı arttırır, çatlak ve yarıklarda rötuş yapma ihtiyacını kaldırır. Dış yüklerin açtığı yapısal çatlakların önlenmesi, yapıların taşıma gücünün artırılması, sünmenin azaltılması, taşıyıcı donatının miktarının azaltılması, kiriş, kolon ve döşemelerin kesitlerinin inceltilmesi, beton bakımı ve kür maddesi kullanımı yerine ve bu amaçlarla kullanılamazlar. 28

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3. Çelik Lif Katkılı Betonlar 1.3.1. Çelik Lif Genel olarak beton yorulma dayanımını, aşınma dayanımını, çekme dayanımı, çatlama sonrası yük taşıma dayanımını ve enerji emme kapasitesi bakımından zayıf bir malzemedir. Betonun bu özelliklerini belirgin olarak artırmak amacı ile lifli betonların farklı alanlarda kullanılma ihtiyacının artması ile beton teknolojisinde yeni araştırmaların yapılmasına neden olmaktadır. Özellikle kompozit malzeme teorilerinin pratikte yaşanan teknolojik gelişmelerle ve yeni malzemelerin betonda kullanılmasını hedeflenmektedir. Bu malzemelerden biride beton karışımlarına katılan farklı boyutlardaki çelik liflerdir. Beton içerisindeki çelik lifi, betonun yapısını değiştiren ve ona plastik davranış özelliği kazandıran bir malzeme olarak nitelendirebiliriz. Çelik lifli betonun özelliği, onun arttırılmış plastik davranışı ve enerji yutma yeteneğidir (Şimşek, 2004). Çelik lif donatılı betonlar, 60 lı yılların başında geliştirildi ve lif tipleri üzerinde yıllar boyu süregelen araştırmalar ve uygulamalar, bu malzemeyi dünya çapında çeşitli uygulamalarda bilinen bir teknoloji haline getirdi. Günümüzde halen, dizayn ve hesap metotları geliştirilmektedir. Çelik lif donatılı betonlar için ilk uygulama alanlarından biri, elastik zemine oturan beton plaklar oldu. Bugün milyonlarca metrekare çelik lif donatılı zemin betonu dökülmektedir. Mikro çatlaklar arasında köprü görevini gördükleri ve gerilmeleri geniş bir alana transfer ettikleri için çelik lifler, kırılgan beton yapısını esnek ve dayanıklı hale getirmektedir. Sonuçta, gerilmelerin beton içindeki dağılımı değişmekte, yük taşıma kapasitesi belirgin bir şekilde artmaktadır. Tutkallı çelik lifler kolayca betona katılmakta ve homojen dağılmaktadır (Yerlikaya, www.beksa.com.tr). Basınç etkisi altında mekanik davranışları elverişli olan yapı malzemelerinin, çekme ve eğilme etkisi altındaki davranışları çoğu zaman yeterli olmamaktadır. Bu malzemelerin elverişli olmayan mekanik özelliklerinin iyileştirilmesi için beton içerisine karıştırılan çelik liflerin yapısı çekme özelliğine karşı bir düzeltme ve 29

1. GİRİŞ Okan KARAHAN kullanım özelliği sağlamaktadır. Çelik lifli betonların üretilmesindeki ana amaç; malzeme tokluğu, darbe yüklerine karşı direnci, eğilme dayanımı gibi özelliklerin artırılmasına yöneliktir. Çelik lif donatılı betonları karakterize eden en önemli özelikleri, tokluk ve dinamik yüklere dayanımıdır. Başka bir değişle, betonun enerji yutma kapasitesindeki büyük artıştır. Basınç ve eğilme çekme gerilmeleri çelik liflerin rolünden ziyade beton kalitesine, tokluk ise çelik liflerin performansına bağlıdır (Yerlikaya, 2003). 1.3.2. Çelik Liflerin Sınıflandırılması TS 10513 (1992) e göre çelik lif sınıfları ve tipleri şu şekilde verilmektedir. A Sınıfı: Düz, pürüzsüz yüzeyli lifler B Sınıfı: Bütün uzunluğu boyunca deforme olmuş lifler Tip 1: Üzerinde girintiler (çentikler) açılmış lifler Tip 2: Uzunluğu boyunca dalgalı (kıvrımlı) lifler Tip 3: Ay biçimi dalgalı lifler C Sınıfı: Sonu kancalı lifler Tip 1: İki ucu kancalı lifler Tip 2: Tek ucu kancalı lifler Lifler pas, yağ ve petrolden arınmış ve temiz, çelik lifler düşük karbonlu çelikten soğuk çekme işlemi ile elde edilmiş olmalı, çekme-kopma gerilmesi ortalaması 345 N/mm 2, her bir lif ise 310 N/mm 2 den az olmamalıdır. Çelik liflerin çapları 0.13-1.0 mm arasında olup, narinlikleri ise (uzunluk/çap oranı) 30 ile 150 arasında değişmektedir. Lif boyları 13 mm den 70 mm ye kadar, lif hacmi ise genellikle %0.5 ile %3 arasında değişmektedir. Betonun zayıf özelliklerinin iyileştirilmesi için kullanılan çelik liflerin tanımı ACI 544 e göre lif boyunun eşdeğer lif çapına bölünmesiyle elde edilen boy/çap oranı olarak kabul edilmektedir. Bu oran aynı zamanda lifin narinliğini ifade etmektedir. Beton takviyesinde genellikle daire en kesitli ve dikdörtgen en kesitli çelik lifler kullanılmaktadır. Boyları 30-60 mm, çapları ise 0.5-1.0 mm arasında 30

1. GİRİŞ Okan KARAHAN değişen çelik liflerin yük etkisiyle kopmadan, matristen sıyrılmalarına rağmen çekme dayanımlarının en az 345 N/mm 2 olması istenmektedir. Uçları kancalı üretilen çelik liflerin sıyrılma davranışları düz olanlara oranla daha yüksek olmaktadır. Düşük karbonlu çelikten üretilen çelik lifler genellikle; Soğukta çekilen liflerin kesilmesiyle, Çelik plakaların kesilmesiyle, Erimiş haldeki çelik potasından çıkarılması ile elde edilmektedir. Sert çekilmiş düşük karbonlu çelik C1008 den üretilen çelik liflerde, yüksek ve üniform çekme gerilmesiyle düşük uzama özelliği birleştirilmiştir. Beton içerisinde bulunan liflerin nihai yükleri kırılma ve kopma olmadan taşımaları gerekir. Çelik lifler 1100 N/mm 2 çekme mukavemeti ile bunu gerçekleştirir. Düşük elastik limitleri (%0.2), yüksek çekme gerilmesiyle birleştirilmiştir. 1.3.3. Çelik Liflerin Performansları Çelik lif donatılı beton, ince çelik liflerin beton kütlesi içine homojen olarak dağıtıldığı 3 boyutta donatılı betondur. Çelik lifler betonların çatlak direncini, geçirgenlik ve süneklik gibi özeliklerini arttırır. Ulaşılması istenen performans seviyesi beton kalitesi, çelik liflerin narinlik oranı (uzunluk/çap) ve dozaja bağlı olarak değişir. Seçilen deney metoduna bağlı olarak çelik lif donatılı beton performansının seçilmesi gerekir. Bu seçimde en önemli parametre yapı güvenliği ve sünekliktir. Çelik lifler, taze betonda oluşmaya başlayan mikro çatlaklar arasında köprü teşkil ederek, iç gerilmeleri bütün kitle içine yayar ve servis yükleri altında çatlak yayılma ve büyümesinin önüne geçerler. Servis yüklerinden başka ani etkileyen deprem gibi dinamik yüklemelere karşı enerji yutma yetenekleri nedeni ile betonun dağılmasını engellerler (Yerlikaya, 2003). Çelik liflerin teknik üstünlüğü pek çok bileşenden oluşur. Bunlar ; İdeal uzunluk/çap oranı, Ankrajlı uçlar sayesinde kontrollü sıyrılma, Yüksek çekme mukavemeti (min. 1100 N/mm 2 ), Tutkallı demetler ile homojen şekilde yayılma. 31

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Çelik liflerin en önemli özellikleri ise şunlardır. 1. Eğilme mukavemeti ve tokluk: Çelik liflerin amaçlarından bir tanesi çatlak sonrası betonun enerji yutma kapasitesini artırmak ve eğilme mukavemetini belirli bir değere çekmektir. 2. Çatlak kontrolü: Çelik lifler çatlakları bir köprü halinde aktararak çatlağın ilerlemesini önler. 3. Şok darbe dayanımı: Çelik lifler homojen dağılmaları sayesinde darbe dayanımını arttırır. 4. Yüzey kabarmasının yok edilmesi: Çelik lifli betonda küçük lif çapı, kesintili donatı sistemi ve yüksek yüzey/hacim oranı ile klasik demir donatılarında paslanma sonucu oluşan kabarma olayı görülmez. 1.3.4. Çelik Lif Beton Karışım Esasları ve Kullanım Oranları Çelik lifli betonların karışımları için beton yapısı ve kalitesi TS 10514 de (1992) verilmektedir. Buna göre: Çimento miktarı en az 320 kg/m 3 ve su/çimento oranı en çok 0.55 olmalıdır. Kum (0-4 mm) miktarı, toplam agrega kütlesinin %40-%45 i olmalıdır. En büyük dane büyüklüğü, doğal agregalar için 28 mm, kırma taşlar için 32 mm olmalıdır. 14 mm den büyük agrega oranı, %15-%20 ile sınırlanmalıdır. Betonun karakteristik basınç mukavemeti en az 20 N/mm 2 olmalıdır. Betona işlerlik sağlaması amacı ile akışkanlık verici katkılar kullanılabilir. Betonda bulunması gereken 0.25 mm den küçük ince malzeme miktarı Çizelge 1.7 de verilmiştir. Çizelge 1.7. Betonda bulunması gereken ince malzeme miktarı Maks. dane büyüklüğü İnce malzeme miktarı (<0.25 mm) (mm) kg/m 3 L/m 3 8 525 180-185 16 450 150-155 32 400 130-135 32

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.4.1. Çelik Lif Karışım Yöntemleri Karışıma ilk malzeme olarak liflerle başlanmamalı, çelik lifler kum ve agregalarla beraber ya da hazırlanmış betona ilave edilmelidir. Karışım anında çelik liflerin bir araya gelip topaklanarak karışımı güçleştirmeleri ve karışım sırasında liflerin eğilerek deforme olmaları önlenmelidir. Bunun içinde özellikle lif miktarı aşılmamalı gerekiyorsa bağlayıcı ve ince agrega miktarı arttırılarak karışımın kohezyonu arttırılmalıdır. İşlenebilirliği arttırmak içinde akışkanlaştırıcı kimyasal katkılar kullanılmalıdır. Demetler halindeki lifler karışımda ayrılıncaya kadar karışıma devam edilmelidir. Çelik lifli betonların hazırlanmasında belli başlı üç yöntem vardır. Bu yöntemler ve karıştırma kuralları TS 10514 de belirtilmiştir. 1. Beton Santralında Karışım Yöntemi Kum, çakıl ve çelik lifler bir konveyör band aracılığı ile karıştırma kazanına verilebildiği gibi, beton santralının tartı kovasına da konabilir. Her iki durumda da, çelik lifler kum ve çakılın üzerine dökülmelidir. Karışıma, çimento, su ve gerekli ise uçucu kül ilave edilmelidir. Bütün lifler ayrılıp dağılıncaya kadar karıştırılmalıdır. Gerekli süre mikser tipine bağlı olup, bu süre 1-2 dakika olmalıdır. Karıştırma kazanı içinde hazırlanan betona lifler en son olarak da ilave edilebilir. Bu durumda karıştırmaya lifler homojen dağılıncaya kadar devam etmelidir. 2. Transmikserde Karışım Yöntemi Agrega ve lifler transmiksere konarak karıştırılmalıdır. Çimento ve su ilave edilmelidir. 2-4 dakika sonra karışım kontrol edilmelidir. Homojen karışım gözle fark edilmelidir. 3. Transmikserde İlave Yöntemi Diğer karıştırma yöntemleri mümkün olmadığında zaman uygulanır. Transmiksere konan beton, mikser kapasitesinin %80 ini aşmamalıdır. Yüksek su/çimento oranından kaçınmak için akışkanlık verici katkı maddeleri kullanılmalıdır. 33

1. GİRİŞ Okan KARAHAN Lifler, miksere 20-30 kg/dak hızı ile konmalı ve bu esnada mikser tamburu en yüksek hız ile çevrilmelidir. Karıştırma zamanı mikser tipine bağlıdır. Bütün lifler betona karıştırıldıktan sonra mikser kısa müddet ile durdurulmalı ve lif dağılımı göz ile kontrol edilmelidir. Homojen dağılım elde edilemezse, transmikserin bu karışım yöntemi için uygun olmadığına karar verilmelidir. 1.3.4.2. Çelik Lif Kullanım Oranları Homojen bir beton karışımı elde edebilmek için kritik çelik lif miktarı aşılmamalıdır. Çelik lif teçhizatlı betonun karışımını kolaylaştırmak ve gerekli olduğu lif miktarını artırmayı sağlamak amacıyla ince agrega kullanılmalıdır. Taze betonda; homojen lif dağılımı, gözle kontrol edilmeli birbirlerine yapışık lifler halinde betona karıştırılan lif demetler veya lifler beton içinde tamamen dağılıp, ayrılıncaya kadar beton karışımı devam etmeli ve üniform dağılım göz ile fark edilmelidir. Lif takviyeli beton, döküm yerine kamyon ve transmikser ile nakledilebilir. Transmikserler kullanıldığında, mikser düşük hızda döndürülmelidir. Betona karıştırılacak en fazla lif miktarı, agreganın en büyük dane çapına ve uzunluk/çap oranına bağlı olarak Çizelge 1.8 de gösterilmiştir (TS 10514, 1992). Çizelge 1.8. Betona ilave edilen maksimum lif miktarı, kg/m 3 Tane Uzunluk/çap = 60 Uzunluk/çap = 75 Uzunluk/çap = 100 çapı (mm) Dökme Pompa Dökme Pompa Dökme Pompa 32 50 40 40 30 30 25 16 85 65 70 55 55 40 8 125 95 100 75 75 55 4 160 120 125 95 95 70 İyi bir karışım için çelik lif miktarı beton hacmine oranla %0.5 ila %1.5 arasında olup, %2 ve daha fazlasına çıkarmak mümkün olmakla birlikte, %0.5 in altına da düşülmemelidir. 34

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.5. Çelik Lifin Beton Özellikleri Üzerine Etkileri Geleneksel beton içerisine farklı miktarlarda ve belirli özelliklerde çelik liflerin katılması ile normal betonun zayıf olarak bilinen birçok özelliğini iyileştirerek performanslarını arttırmaktadır. Bu iyileşmeler Çizelge 1.9 da ve aşağıda özetlenmiştir (Uğurlu, 1994). Çizelge 1.9. Çelik lifli betonun teknik özellikleri (Uğurlu, 1994) Beton Özelliği Artış (%) Tokluk 100-1200 Darbe Dayanımı 100-1200 İlk Çatlak Dayanımı 25-100 Çekme Dayanımı 25-100 Nihai eğilme Dayanımı 50-100 Yorulma dayanımı 50-100 Deformasyon Kapasitesi 50-100 Basınç Dayanımı ± 25 Kavitasyon Dayanımı 300 Elastisite Modülü ± 25 1.3.5.1. İşlenebilirlik Beton içerisine çelik liflerin katılmasıyla işlenebilirlik özelliklerinde bazı değişiklikler gözlenir. Şimdiye kadar yapılan tüm çalışmalarda betona katılan çelik lif ilavesinin işlenebilirlikte önemli derecede azalmalara yol açtığını tespit edilmiştir. Bu azalma üzerindeki en önemli iki faktör, karışımdaki lif hacmi ve narinlik diye tanımlanan lifin uzunluk/çap oranıdır. Yine çalışmalar göstermiştir ki çelik lif ile güçlendirilmiş betonların işlenebilirliğinin ölçümünde slump yönteminin pek kullanılmadığını ve en uygun yöntemlerin ters çevrilmiş koni ve vebe yöntemleri olduğunu göstermektedir. Çelik lif miktarının beton içerisinde artması ile işlenebilirlikte azalmalar meydana gelmektedir. Ayrıca narinlik oranının artması da yani çelik lif performansının artması ile de işlenebilirlik zorlaşmaktadır. Çelik lif tipi ve geometrik şekli işlenebilirliği olumlu ya da olumsuz etkileyebilmektedir. 35

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.5.2. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Çelik lif donatılı betonların karakterize eden en önemli özelliklerden biri, onun tokluğudur, başka bir deyişle, enerji yutma kapasitesidir. Tokluk, beton içindeki çelik liflerin rolüne bağlıdır ve lifli betonların işlevselliği değerlendirilirken esas alınan bir parametredir. Bu özellik çelik lifli betonun lif miktarı, narinlik oranı, lif boyu, lif geometrisi ile yükleme hızı ve numune boyutları gibi faktörlerden etkilenir. Bu sözünü ettiğimiz, enerji yutma kapasitesinin ölçümü JSCE-SF4 Japon, ASTM 1018 USA, TS 10515 standartlarında belirtilmiş ve yük-deformasyon eğrisi altında kalan alanın hesaplanması ile bulunur. Betondaki lif içeriğinin artması, lif boyunun ve narinlik oranının büyümesi ile betonun tokluğu da artmaktadır. 1.3.5.3. Dayanım Çelik liflerin yüksek çekme dayanımlarından dolayı çelik lifli betonların eğilme dayanımları normal betonlara göre %50-100 arasında artış göstermektedir. Betonda ilk çatlaktan sonra çelik liflerin çatlak sonlarından gerilme transferi ve dağılımı yapması sebebiyle yük ilk çatlaktan sonra bir miktar daha artar ve maksimum eğilme dayanımı lifsiz betona göre daha fazla olur. Fakat çelik lifli betonların basınç dayanımları, çelik liflerin beton içerisinde gelişi güzel dağılmasından dolayı her zaman olumlu etkilememektedir. Basınç dayanımlarında artışlar görülebileceği gibi bazen de basınç dayanımı kayıpları ortaya çıkabilmektedir. Basınç ve eğilme-çekme gerilmeleri, çelik liflerin rolünden ziyade, beton kalitesine bağlıdır. Diğer özellikleri ise, homojen dağılmış lif donatıya bağlı olarak etkili bir çatlak kontrolü, artan darbe, yorulma ve aşınma dayanımıdır. Tokluktan sonra çelik liflerin önemli derecede performans artışı sağladığı özellik betonların darbe dayanımlarıdır. Çelik lifler darbe aşınmasının neden olduğu mikrokırılma çatlaklarını kontrol ederek betonların aşınma hasarlarını azaltmaktadır. Ayrıca çelik lifler beton kaplamaların yüzeylerinin pullanmasını önleyici etki yapmaktadır. 36

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.5.4. Rötre Hacimsel büzülme anlamına gelen rötre betonda termik, plastik, kuruma ve karbonatlaşma olarak dört faklı rötre oluşumunun betonda değişik priz süreçlerinde farklı nedenlerle meydana gelen çatlakların artarak ve büyüyerek çoğalmasından kaynaklanır. Bu nedenle priz süreci ve daha sonraki süreçte ortaya çıkan çekme gerilmelerini beton matrisinde alabilecek ve gerilmeyi çatlak olmayan bölgelere aktarıp dağıtacak liflere ihtiyaç vardır. Kritik yapılarda ve güçlü büzülmelerin olabileceği yerlerde çelik lifler kullanılmaktadır. Lif miktarının, narinlik oranının ve lif uzunluğunun artması ile rötrede azalmalar meydana gelmektedir. 1.3.5.5. Dayanıklılık Tutkallı demetler halinde bulunan çelik liflerin karışım esnasında tek tek tanelere ayrılamamasından dolayı beton içerisinde kalması sonucu betonda boşlukların doğmasından dolayı çelik lifli betonlarda boşluk oranının artması sorunu vardır. Bu şekilde boşluklu betonlar geçirgenliği de olumsuz etkilemektedirler. Geçirgenliğin artması da çelik lifin korozyona uğramasına yada kimyasal reaksiyonlar sonucu bozulmaları arttırabilecektir. Lifli betonlarda iyi bir karışım, iyi yerleştirme, iyi bir sıkıştırma ve iyi bir bakım sonucu çelik lifli betonlarda dayanıklılık sorunu önlenebilecektir. Çelik liflerin betonların donma-çözülme direncine etkisi önemli düzeyde değildir. Buna karşılık çelik lifler mikro çatlak oluşumunu ve yayılmasını geciktirir. Buna bağlı olarak donma-çözülme esnasında betonun göçme ve hasar görmesini yavaşlatır. Göçme modundaki bu iyileşme çelik lifin çatlak köprüleme etkisine ve çatlak tutma becerisine bağlı olmaktadır. Dolayısıyla çelik lif donatılı betonların donma-çözülme etkisinde kütle kaybı normal betonlardakine benzer olmaktadır. Çelik lifler genel olarak betonların aşınma, erozyon ve kavitasyon dirençlerini ise artırmaktadır. 37

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.6. Çelik Liflerin Kullanım Alanları Çelik lif katkılı betonlar son yıllarda; dayanıma olan olumlu etkileri ve enerji yutma kapasitelerinin fazla olması nedeniyle yaygın olarak uygulama alanı bulduğu kullanım alanları aşağıda özetlenmiştir (www.beksa.com.tr). 1.3.6.1. Endüstriyel Zeminlerde Dayanıklılığın ve çarpma rijitliğinin yüksek olduğu fabrika zemini, dersiz zemin, ağır yüklü stok sahası, süper düzgün zemin, soğuk hava deposu yapılarının inşasına imkân verir. Ayrıca yük taşıma kapasitelerinin yüksek olması, çatlak kontrolü sağlaması, dinamik ve ani yüklemelere karşı yüksek direnç göstermesinden dolayı endüstriyel yapıların zeminlerinde kullanılmaktadır. 1.3.6.2. Yapılarda Sünekliğinin yüksek olması depreme dayanıklı konut yapılarında, endüstriyel ve nükleer atık depolanan yapılarda, koruma ve savunma amaçlı depo ve silolarda, güç santralinin yapımında enerji yutma kapasitesinin yüksek olması nedeniyle kullanılmaktadırlar. Geleneksel betonlara göre çelik liflerle güçlendirilmiş betonlar parçalanmama dayanıklılığına da sahiptirler. Çelik lifler, beton dağılmadan önce büyük miktarda enerji emme kapasitesine sahip olmaları nedeniylede küçük çatlakları bir arada tutarlar. 1.3.6.3. Tünellerde ve Madenlerde Maden tavan destekleri, tünel içi kaplama, tünel segmanları, püskürtme beton, istinat duvarları, şev stabilitesinde kenar ve köşelerde oluşan hasarları en aza indirmek, onarım maliyetini azaltmak üretimde verimlilik için çekme donatısı kullanılmadan yüksek dayanımlı beton elde edilir. 38

1. GİRİŞ Okan KARAHAN 1.3.6.4. Dış Saha Kaplamaları Havaalanı, karayolu, benzin istasyonu ve liman zeminleri gibi yol kaplamalarında aşınma ve çekme dayanımının yüksek olmasından dolayı dayanımı ve dayanıklılığı yüksek beton elde edilir. 1.3.6.5. Panel ve Borularda Kafes üretiminin ortadan kalkması ile üretimin hızlanması, sıyrılmaya karşı liflerin ankrajları sayesinde üstün direnç, üretimde, taşımada, stoklama da meydana gelebilecek ufalanma, kopma ve dökülmeleri azaltmak amaçlarıyla panellerde kullanılırlar. Büyük çaplı beton borularda donatılı uygulamalardan daha ekonomik oluşu, ilk çatlama yükünün arttırması, ısıl çatlamaları ortadan kaldırması, betonarme borunun sünekliğini arttırması, borunun her tarafına dağıldığından muf kısmında oluşabilecek çatlak ve kırılmaları ortadan kaldırabilmesinden dolayı beton ve betonarme borularda kullanılmaktadır. 1.3.6.6. Su Yapıları ve Arıtma Tesisleri Baraj, kanal, kanalet, dinlendirme havuzu ve arıtma tesisi sistemlerinde aşınma direnci yüksek olduğundan kavitasyon hasarlarına karşı kaplamalarda kullanılmaktadırlar. 39

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Uçucu kül gibi, atık malzeme ve yan ürünlerin değerlendirilmesi, hem çok kısıtlı olan doğal malzemelerin kullanımını azaltarak doğanın tahrip edilmesini önlemekte, hem de malzemelerin atılmak üzere depolanması durumunda çevrede meydana gelecek problemleri en aza indirmektedir. Ayrıca silisli ve alüminli amorf yapıya sahip olmaları ve çok ince taneli olarak elde edilebilmeleri, uçucu küllerin de, aynen ince taneli doğal puzolanlar gibi, puzolanik özellik göstermektedirler. Bu nedenle, hem çimento üretiminde hem de beton katkı maddesi olarak büyük miktarlarda doğrudan kullanılabilmektedirler. Uçucu külün betonda çimentoyla yer değiştirerek kullanımı çimentodan büyük ölçüde ekonomi sağlar. Bunun yanında uçucu kül betonun işlenebilmesini, su gereksinimini, terlemesini, ayrışmasını ve hidratasyon ısısını düşürür. Betonların ileri yaştaki dayanımlarını, geçirimsizliğini, zararlı kimyasallara dayanıklılığını arttırır ve alkali-agrega reaksiyonu bir oranda önler. Kısacası uçucu külün bilinçli olarak çeşitli alanlarda kullanımı ile hem kullanıcı, hem de külü üreten için ekonomik avantajlar sağlar, atık bir madde ortadan kalktığı için çevre korunmuş olur. Yukarıda ifade edilen sebepler nedeniyle günümüzde uçucu külün çimento ve betonda kullanımı vazgeçilmez unsurlardan olmuştur. Bundan dolayı bu çalışmada liflerle güçlendirilmiş betonlarda uçucu kül kullanılmıştır. Literatürde, lifli betonun kullanılması halinde işlenebilmeyi kolaylaştırmak amacıyla karışıma uçucu kül katılması lifli betonun aderans dayanımını arttırdığı, puzolan katkısının lifli betonlarda olumlu etkiler sağladığı, liflerin homojen dağılması için uçucu kül gibi ince partiküllerinin gerekli olduğu belirtilmektedir. Ayrıca uçucu küllü betonlar ve lifli betonlar ile ilgili birçok çalışma yapılmasına rağmen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlar üzerinde çok fazla çalışma yapılmamıştır. Bu amaçla uçucu külün ve liflerin beton özelliklerine etkileri üzerinde kapsamlı bir şekilde araştırılmıştır. Uçucu küllü betonlar, liflerle güçlendirilmiş betonlar ve liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlarla ilgili yapılmış önceki çalışmalar aşağıda sunulmuştur. 40

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 2.1. Uçucu Küllü Betonlar Ramyar (1993), araştırmasında Türkiye de üretilmekte olan ve linyitin yakılmasından elde edilen dört çeşit uçucu külün, portland çimentosu-uçucu kül sistemlerinin özelliklerine etkisini incelemiştir. Uçucu küllerden birisi düşük kireçli Tunçbilek ve diğer üçü yüksek kireçli Afşin-Elbistan, Seyitömer ve Soma-B dir. Karışımlarda çimento ağırlığının %10, %20 ve %40 ı kadar uçucu kül kullanmıştır. Uçucu külün karışımlara eklenmesi, karışımdan alınan çimentonun ağırlığına eşit ve ondan fazla olmak suretiyle iki değişik yöntemle yapmıştır. Taze karışımların normal kıvam, priz süresi, su ihtiyacı, akma, çökme, hava içeriği ve sertleştikten sonra dayanım, puzolanik aktivite indeksi, elastisite modülü, sülfat direnci büzülme ve karbonatlaşma özelliklerini incelemiştir. Deneyler sonucu, Tunçbilek ve Soma-B küllerinin, çimentonun %40 oranında kullanıldıklarında bile, portland çimentosuuçucu kül sistemlerinin birçok özelliğini iyi yönde etkiledikleri saptanmıştır. Bununla birlikte, Afşin-Elbistan ve Seyitömer külleri yüksek dozda kullanıldığı takdirde portland çimentosu-uçucu kül sistemlerinin birçok özelliğini olumsuz yönde etkilediğini belirtmiştir. Başyiğit (1993), çalışmasında yüksek oranda, yüksek kalsiyumlu uçucu kül katılmasının beton özelliklerine etkilerini araştırmıştır. Çimento dozajı 300 kg/m 3 olan ve çimentonun yerine kullanılan uçucu külü %10, %30, %50 ve %70 oranlarında kullanmıştır. Taze beton deneylerinde uçucu kül miktarının artması ile betonun işlenebilme özelliğinde bir artma meydana geldiğini ve böylece uçucu kül katkısının su ihtiyacını azalttığından dayanım artışına etkisinin olumlu olacağını belirtmiştir. Basınç dayanımları açısından optimum uçucu kül katılış oranının %10- %30 arasında değiştiğini ve uçucu külün çimentoya katıldığı katkı nispetinde orantılı olarak hidratasyon ısısını düşürdüğünü belirtmiştir. Yazıcı ve Baradan (1995), uçucu kül katkılı yüksek dayanımlı beton üretilmesi çerçevesinde 75 MPa basınç dayanımına sahip bağlayıcı malzeme içeriği %100 PÇ-42.5 çimentosu olan yüksek dayanımlı beton (YDB) ve yine aynı malzemelerle çimento yerine %25 oranında uçucu kül ikame edilen uçucu küllü yüksek dayanımlı betonlar (UKYDB) üretmişlerdir. Yüksek dayanımlı betonlar 41

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN üzerinde fiziksel, mekanik ve durabilite deneyleri yürütmüşlerdir. %25 oranında uçucu kül kullanılarak 28. günde 68.4 MPa lık basınç dayanımına ulaşarak, YDB dan %9.4 oranında düşük olduğunu belirtmişlerdir. Basınç dayanımı ve elastisite modülünü düşürürken çekme ve eğilme dayanımlarını çok az bir miktar arttırdığını belirtmişlerdir. YDB da %25 oranında uçucu kül katkısının geçirimliliği önemli oranda azalttığını ve kimyasal etkilere karşı iki aylık periyot içerisinde sülfürik asit dışında betonun performansının arttığını belirlemişlerdir. Yüzeysel aşınmayı, katkısız yüksek dayanımlı betona kıyasla arttırdığını ve 25 ve 50 tekrarlı donma çözülme deneyleri sonucu uçucu kül katkısının dayanıklılığa anlamlı bir şekilde değiştirmediğini tespit etmişlerdir. Erdinç (1995), çalışmasında Orhaneli uçucu külünün betonlarda dayanım ve klor geçirimliliğini araştırmıştır. Araştırma sonucunda, harçlarda ve betonlarda uçucu kül kullanımı erken yaşlarda dayanımını bir miktar azaltabilmekte ancak devam eden puzolanik etki ile ileriki yaşlarda bu etkinin azalmakta hatta ortadan kalktığını ifade etmiştir. Uçucu kül kullanımıyla kılcallığın şahit betona oranla arttığını ve salt çimentolu betonların uçucu küllü betonlardan daha düşük poroziteye sahip olduklarını belirtmiştir. Bütün yaşlarda uçucu kül kullanımıyla salt çimentolu betonlara oranla düşük klor geçirimliliği elde etmişlerdir. Salt çimentolu betonlarda yaşa ve karışıma bakılmaksızın basınç dayanımı artışı ile klor geçirimliliği azalmıştır. Uçucu küllü betonlarda ise basınç dayanımlarından nispeten bağımsız olarak düşük klor geçirimliliği elde edilmiş ve uçucu küllü betonlarda klor geçirimliliği uçucu külün ilave oranı ve çimento dozajına karşı daha hassas olduğu belirtilmiştir. Yüksek hacimli uçucu kül içeren betonlarında güvenle kullanılabileceğini, minimum çimento dozajına uyma ve külün özelliklerini ve kullanılabilecek karışım oranını tespit etme zorunluluğu ve uçucu külün ekonomik ve teknolojik sebeplerle hazır beton sektöründe değerlendirilmesi gerektiğini vurgulamıştır. Gökçe ve Özturan (1996), uçucu kül puzolanik aktivitesinin tayini ile ilgili mevcut bazı standartları ele almışlar, bu standartlardan elde edilen test sonuçlarını birbirleri ile karşılaştırmışlar ve her standardın uygunluğunu tartışmışlardır. Söz konusu standartlar TS 639, Amerikan ASTM C311 ve İngiliz BS 3892 olmakla 42

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN birlikte, TS 639 ayrıca modifiye edilmiş, böylece dört farklı test metodunu kapsayan bir araştırma gerçekleştirmişlerdir. Çalışmada Seyitömer ve Soma termik santrallerinden temin ettikleri uçucu külleri kullanmışlardır. Sonuçta, TS 639 un öngördüğü test metodunun özellikle Seyitömer uçucu külü gibi harcın su ihtiyacını önemli derecede arttıran küller için uygun ve geçerli bir yöntem olmadığını bildirmişlerdir. TS 639, eşit S/(Ç+UK) oranı yerine ASTM ve BS standartlarında olduğu gibi eşit işlenebilme dikkate alınarak modifiye edildiğinde daha yüksek puzolanik aktivite sonuçları elde etmişler, ancak yine de ASTM ve BS standartlarından elde edilen düzeye ulaşılamamışlardır. Standartlarda öngörülen farklı bağlayıcı malzeme miktarlarının puzolanik aktivite değerlerinin değişik düzeylerde olmasının esas sebeplerinden biri olduğunu belirtmişlerdir. Turanlı ve ark. (1997) çalışmalarında Çayırhan uçucu külünün portland çimentosu-uçucu kül hamur ve harçlarının özelliklerine etkilerini incelemişlerdir. Karışımlarda çimento ağırlığının %10, %20, %30 ve %40 ı kadar uçucu kül kullanmışlardır. Aynı zamanda, uçucu küllü karışımlar, yalnız portland çimentosu içeren karışımlarla da kıyaslanmıştır. Portland çimentosu-uçucu kül sistemlerinin normal kıvam, priz süresi, hidratasyon ısısı, basınç dayanımı, eğilmede çekme dayanımı ve büzülme özelliklerini incelemişlerdir. Sonuç olarak %10, %20 ve %30 uçucu kül karışımlarında normal kıvamın portland çimentosundan farklı olmadığını %40 uçucu kül de ise normal kıvamın arttığını, Uçucu küldeki yüksek CaO dan dolayı %30 ve %40 uçucu kül karışımlarında ilk ve son priz sürelerinde biraz gecikme olduğunu, Hidratasyon ısısı değerinin uçucu kül yüzdesi arttıkça azalmakta olduğunu, PÇ-UK karışımlarının hepsinde kontrol numunelere göre daha düşük basınç ve eğilmede çekme dayanımları görüldüğü, Uçucu küllü karışımların büzülmeyi arttırdığı, özetlemişlerdir. Ayrıca Çayırhan uçucu külünün inceliğinin 2182 cm 2 /g olması, gerek puzolanik aktivitesinin %66 olmasına ve erken dayanımlarının düşük olmasına neden olduğu belirtilmiştir. Çalışmalarında Çayırhan uçucu külünün çimento sistemlerinde %10 ile %20 arasında kullanılabileceği belirtmişlerdir. 43

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Özcan (1997), çalışmasında Seyitömer ve Tunçbilek santrallerinden sağladığı uçucu külleri %10, %20 ve %30 oranlarında çimento ile yer değiştirerek betonların mekanik ve durabilite özelliklerine olan etkilerini incelemiştir. Maksimum tane çapı 16 mm ve çimento dozajı 320 kg/m 3 olan 19 seri beton üretmiştir. Deneyler sonucunda, uçucu küllerin betonda işlenebilirliği iyileştirdiğini ve betonda su ihtiyacını azalttığını gözlemiştir. Uçucu külün puzolanik aktivite deneyinin ASTM C-311 e göre yapılmasının ihtiyaç duyulan su miktarının belirlenmesi açısından daha kontrollü olduğu ve daha iyi sonuç verdiğinin görüldüğünü belirtmiştir. Eğilme ve basınç dayanımlarında erken yaşlarda uçucu küllü betonlar şahidin altında kalmışken, ileriki yaşlarda şahidin üstünde dayanım verdiğini belirtmiştir. Çimento miktarının %10 ve %20 azaltıldığı uçucu küllü betonlarda gerek mekanik gerekse durabilite açısından iyi sonuçlar elde edildiğini, ancak çimentonun %30 azaltıldığında ise üretilen uçucu küllü betonlar her açıdan çok kötü sonuçlar verdiğini belirtmiştir. Seyitömerin etkinlik katsayısının Tunçbilek e göre daha yüksek çıktığını, bununda puzolanik aktivitesinin daha iyi olmasının sonucu olduğunu belirtmiştir. Tunçbilek (1998) araştırmasında, bazı Türkiye uçucu küllerinin (Afşin- Elbistan, Çatalağzı, Kangal, Orhaneli, Yatağan) portland çimentosu-uçucu kül sistemleri üzerindeki etkilerini karşılaştırmalı olarak incelemiştir. Her termik santralden, elektrostatik filtrenin birinci ve ikinci kademelerinden olmak üzere iki farklı numune almış ve aradaki farkları incelemiştir. Karışımlarda, çimentonun ağırlığının %0, %10, %20 ve %30 u kadar uçucu kül kullanmıştır. Portland çimentosu-uçucu kül hamurları üzerinde normal kıvam, priz süresi ve hacim genişlemesi; portland çimentosu-uçucu kül harçları üzerinde su ihtiyacı, dayanım aktivite endeksi, basınç dayanımı, büzülme ve sülfat direnci deneyleri yapmıştır. Test edilen uçucu küllerin standartlara bütünüyle uymasa da bazılarının beton bileşiği olarak kullanılabileceğini belirtmiştir. Yüksek oranda katılmadığı takdirde tatmin edici geç dayanımlar elde etmenin mümkün olmakla birlikte nispeten düşük erken dayanımlar beklenilmesi gerektiğini belirtmiştir. Yüksek oranda kireç ve sülfat içeren C sınıfı uçucu küllerinin dışında kalan küllerin kullanımıyla dayanıklılığın geliştirilebilmesinin mümkün olduğunu belirtmiştir. 44

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Atiş (2000), yüksek oranda uçucu kül kullanımı ile üretilen betonun aşınma direncini araştırmıştır. Betonun basınç dayanımı arttıkça aşınma direncinin de arttığını görmüştür. Çok yüksek beton basınç dayanımlarında, çimento ağırlığının %70 i ile yer değişim ile üretilen yüksek oranda uçucu kül kullanımının betonun aşınma direncini aynı basınç dayanımına sahip uçucu kül konulmadan üretilen betonun aşınma direncinden daha yüksek olduğunu gözlemlemiştir. Akışkanlaştırıcı kullanımının betonların aşınma direnci üzerinde önemli bir etkisi olmadığını ayrıca kür şartlarının betonun aşınmasının genel eğilimi üzerinde bir değişiklik göstermediğini belirtmiştir. Bilim (2001), yüksek oranda kalsiyum içeren standart dışı bir uçucu külün beton içinde kullanabilirliğini ve hızlandırılmış kür karşısındaki davranışı araştırmak üzere bir laboratuar çalışması yürütmüştür. Üç farklı bağlayıcı dozajında, su/çimento oranları 0.40 ve 0.87 arasında değişen, toplam 48 beton karışımı hazırlamıştır. Uçucu külün normal portland çimentosunu %0, %15, %30 ve %45 yer değiştirme oranlarında ikamesiyle üretilen ve nemli ortamda kür edilen betonların 28 günlük ve 3 aylık basınç dayanımlarını ölçmüştür. ASTM ve Türk standartlarında göre uygulanan ılık su metodu ve kaynar su metodu ile hızlandırılan beton basınç dayanımlarını da ölçmüştür. Uçucu külün standart dışı olması gerçeğine rağmen, uçucu kül içeren betonların sadece portland çimentosu ile üretilen betonlara yakın ya da daha yüksek dayanım geliştirmesinden dolayı uçucu külün %15 ve %30 yer değiştirme oranları arasında ağırlıkça çimentoyu ikame ederek beton içinde kullanılabileceğini belirtmiştir. Ayrıca ılık su ve kaynar su hızlandırılmış kür metotlarının uçucu kül içeren betonların basınç dayanımlarının %85 korelasyon katsayısıyla tahmin edilebilmesinde kullanılabileceğini belirtmiştir. Dayanım tahmininde, kullanılan uçucu kül miktarının önemsiz olduğu bulmuştur. Ilık su metoduyla kaynar su metodu arasındaki ilişkinin korelasyon katsayısı ile doğrusal formda olduğunu belirtmiştir. Lee (2002), çalışmasında yüksek performanslı betonların gerilmedeformasyon karakteristiklerini incelemiştir. Araştırmasında uçucu külü %10, %20 ve %30 oranlarında ağırlıkça yer değiştirmiştir. 28 günlük basınç dayanımları için %10 ve %20 uçucu kül yer değişiminin dayanımı değiştirmediğini ancak %30 uçucu 45

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN külün kontrol karışıma göre biraz düşürdüğünü bildirmiştir. Uçucu küllü betonların deneysel elastisite modüllerinin ASTM C469-94 teki formülle bulunan elastisite modülü değerlerinden yüksek çıktığını ve bununda karışımdaki agregaların karakteristiğinden kaynaklanabileceğini belirtmiştir. Deneysel elastisite modülleri uçucu küllü betonların kontrol betonlarından biraz fazla çıktığını görmüştür. Uçucu küllü betonların yarmada çekme dayanımları ise uçucu kül oranı arttıkça azaldığını ve uçucu küllü betonların yarmada çekme dayanımlarının basınç dayanımlarının yaklaşık %12 si olarak bulmuştur. Normal dayanımlı portland betonlarında bu oran %8-10 arasında olduğundan, uçucu küllü betonların çekme dayanımlarına önemli bir değişiklik yapmadığını belirtmiştir. Çimento ile yer değiştiren uçucu külün gerilmeşekil değiştirme eğrisinin yükselen kısmında bir değişiklik olmadığını ancak azalarak aşağıya inen tarafta ise az bir değişiklik olduğunu belirtmiştir. Böylece betonda uçucu kül kullanımının betonun düktilitesini biraz arttırdığını bildirmiştir. Bu çalışmada %30 uçucu kül yer değiştiren betonun sünekliliğinin normal betona göre %9.8 oranında arttığını belirtmiştir. Bununda uygun oranda kullanılan uçucu külün beton yapısının sünekliliğini az da olsa arttırabileceğini belirtmiştir. Atiş ve ark. (2002), çalışmalarında standartlara uygun olmayan Afşin- Elbistan termik santrali uçucu külünü beton içerisinde mineral katkı olarak kullanılabilirliğini basınç ve çekme dayanımı ve hidratasyon sonucu oluşan sıcaklık yükselmesi açısından değerlendirmişlerdir. Çimento dozajı 300 kg/m 3, 400 kg/m 3, 500 kg/m 3 ile su-çimento oranında 0.35, 0.45, 0.55 ve uçucu kül yer değiştirme oranları da ağırlıkça %0, %10, %20, %30 olan otuz altı beton karışımı hazırlamışlardır. Su içinde kür edilen beton numunelerin 1, 3, 7 ve 28 günlük basınç dayanımları ile 7 günlük yarılma çekme dayanımları tespit etmişlerdir. Beton içinde oluşan sıcaklık yükselmesini termometre ile birer saat ara ile 24 saat ölçmüşlerdir. Deneyler sonucunda, Afşin-Elbistan uçucu külü ağırlıkça %10- %20 oranında beton içine mineral katkı olarak kullanılabileceği ancak, beton sıcaklığını düşme yönünde etkilemediğinden, hidratasyon ısısını azaltmada kullanılamayacağını belirtmişlerdir. Atiş (2003a), yüksek dayanımlı ve düşük kuruma rötreli yüksek hacimli uçucu kül katkılı betonlar üzerinde çalışmıştır. F sınıfı uçucu kül ile yaptığı çalışmalarda %50 ve %70 uçucu kül ikame oranlarına sahip betonların optimum 46

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN su/çimento oranında, portland çimentosu betonu ile kıyaslandığında önemli derecede düşük rötre değerlerine sahip oldukları sonucunu elde etmiştir. Kullanılan akışkanlaştırıcının rötreyi arttırdığını ancak uçucu kül kullanımı sonucunda portland çimentosu betonuna kıyasla rötrede %40 a varan düşme gözlemiştir. Sevim (2003), çalışmasında Afşin-Elbistan termik santralinden elde edilen uçucu külün çimento ve beton katkısı olarak kullanılabilirliği harç ve çimento hamuru numuneleri üzerinde yürütülen deneylerle araştırmıştır. Afşin Elbistan uçucu küllerini %10 ve %20 oranında içeren harç numunelerin büyük bir kısmı şahit harç numunelerine eşdeğer ya da karşılaştırılabilir mertebede basınç, çekme, aşınma dayanımı karbonatlaşma, boşluk oranı ve kapiler su emme katsayısı gerçekleştirdiğini belirtmiştir. Afşin-Elbistan küllerinin %10-%20 oranında çimento ve beton katkısı olarak kullanılabileceği kanaatine varmıştır. Mevcut küllerin %10 oranında daha iyi sonuçlar verdiği gözlemiştir. Bu küllerin içinde bulunan ve şişme etkisi gösteren bileşenlerin bir sonucu olarak, Afşin-Elbistan küllerinin rötre azaltıcı ya da rötre dengeleyici bir özelliğinin olduğu ortaya çıktığını belirtmiştir. Afşin- Elbistan küllerinin rötre dengeleyici katkı ya da rötre dengeleyici çimento üretiminde kullanılacak bir hammadde olduğu kanaatine varmıştır. Külün inceltilerek kullanılması sonucunda harç numunelerin özelliklerinde gelişme gözlemiş olup, dayanımlarda artış, boşluk oranı, karbonatlaşma ve kapiler su emme katsayılarında düşüş belirlemiştir. Siddique (2004a), çalışmasında F sınıfı uçucu külü %35, %45 ve %55 oranlarında botanik adı Crotalaria juncea, uzunluğu 25 mm bir bitki olan san liflerle birlikte %0.25, %0.50 ve %0.75 oranlarında kullanılarak betonlar üretmiştir. Su/bağlayıcı oranı 0.47, akışkanlaştırıcı/bağlayıcı oranı ise %1.5 seçmiştir. Deneylerde işlenebilirlik, basınç dayanımı, yarmada çekme dayanımı, eğilme dayanımı ve darbe dirençlerini araştırmıştır. Deneyler sonucunda aşağıdaki sonuçlara ulaşmıştır. Çimentonun yerine üç farklı oranda uçucu kül ile yer değiştirmesi ile şahide göre işlenebilirliğin arttığı, san liflerin artması ile ise slump ın düştüğünü görmüştür. San lifli uçucu küllü betonlarda vebe zamanı artan lif oranı ile artmakta artan kül oranı ile azalmakta olduğunu görmüştür. 47

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Basınç dayanımlarının 28. gün sonunda %32, %43 ve %48 oranında düştüğünü ve bu etkinin külden kaynaklandığı san liflerin dayanıma bir etkisinin olmadığını belirtmiştir. Yarmada çekme dayanımlarının uçucu kül ile birlikte azaldığını, ancak san liflerin yarmada çekme dayanımını arttırdığını belirtmiştir. Eğilme dayanımlarının da uçucu kül oranı artarken azalmakta olduğunu, ancak san liflerin eğilme dayanımlarını da arttırmakta olduğunu belirtmiştir. Her üç kül oranında da san lif katkısının betonların darbe direncini %35 kül oranında 2-3 misli, %45 ve %55 de ise 1-1.5 misli arttırdığını belirtmiştir. Wang ve ark. (2004), çalışmalarında çimento ve uçucu kül sisteminde, çimento klinkerinin hidratasyon derecesini ve uçucu külün puzolanik reaksiyon derecesini belirlemek için geliştirilen metottan bahsetmişlerdir. Sonuçta uçucu külün iki aktif etkisi olduğunu tespit etmişlerdir. Birinci aktif etkisinin, uçucu külün çok kuvvetli puzolanik etkiye sahip olduğunu ve Ca(OH) 2 ile reaksiyona girebileceğini belirtmişlerdir. İkinci aktif etkisinin ise, çimentonun hidratasyonunu hızlandırabileceğini belirtmişlerdir. Uçucu kül miktarı az olduğunda, puzolanik aktivitesi yeterli geldiğini ama çimentonun hidratasyonunu hızlandırma etkisi zayıf olduğunu belirtmişlerdir. Uçucu kül miktarı fazla olduğunda ise, puzolanik aktivite etkisi daha az, ancak çimento hidratasyonunu hızlandırma etkisinin daha fazla olduğunu belirtmişlerdir. Siddique (2004b), Hindistan da yılda, çoğunluğu F sınıfı olan 88 milyon tondan fazla meydana gelen uçucu küller üzerinde çalışmıştır. Kullanma yüzdesi %10 ile %15 civarında iken, betonda F sınıfı uçucu külü çimento ile üç farklı (%40, %45 ve %50) yüzdelik oralarda yer değiştirerek yüksek hacimli uçucu küllü betonlar üzerinde kapsamlı bir çalışma yapmıştır. Taze beton özelliklerinden slump, hava miktarı, birim ağırlık ve sıcaklıkları test etmiştir. Sertleşmiş beton deneylerinden ise basınç dayanımı, yarma ve eğilme dayanımları ile beton elastisite modülü ve aşınma direnci tayini deneylerini 365 güne kadar test etmiştir. Basınç için 150 mm lik küp, yarma için 150 300 mm lik silindir, eğilme için 101.4 101.4 508 mm lik kiriş, beton elastisite modülü için 150 300 mm lik silindir ve aşınma içinde 65 65 60 mm lik numuneleri, su/bağlayıcı oranı yaklaşık 0.40 olan betonlar üretmiştir. 48

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Deneylerin sonunda; üç farklı uçucu kül oranının çimento ile yer değiştirmesi ile basınç dayanımı, yarma dayanımı, eğilme dayanımı ve beton elastisite modülü 28 günde azaldığını ancak devamlı ve önemli bir gelişme ve artış 28 günden sonra meydana geldiğini belirtmiştir. %40, %45 ve %50 uçucu kül oranı 28. gün için bile beton dayanımı prekast (önyapımlı) ve güçlendirilmiş çimentolu beton yapılarda kullanımı için yeterli olduğunu bildirmiştir. Betonun aşınma direncinin tüm beton karışımları için uçucu kül miktarına bakılmaksızın zamanla yaşları arttıkça aşınma dirençlerinin arttığını rapor etmiştir. Atiş ve ark. (2004a), uçucu kül içeren silindirle sıkıştırılmış beton konusundaki çalışmada üç farklı normal portland çimento miktarı 200, 300, 400 kg/m 3 olan silindirle sıkıştırılmış betonlar üretilmiştir. Yerel bir uçucu kül de ağırlıkça %0, %15, %30 ve %45 oranlarında normal portland çimentosuna ikame etmek suretiyle beton üretiminde kullanılmıştır. Kullanılan uçucu kül standart dışı olup, yüksek oranda kireç içermektedir. Tam sıkıştırma elde edilinceye kadar bağlayıcı malzeme oranları titreşimli çökme testi ile belirlenmiştir. Tam sıkıştırma elde edilince beton numuneler üzerinde basınç, eğilme ve yarma deneyleri yürütülmüştür. Kullanılan külün standart dışı olmasına rağmen, deney sonuçları uçucu küllü beton dayanımlarının normal portland çimentosu betonlarına göre kıyaslanabilir ya da daha yüksek dayanım özelliklerinden dolayı, bu külün çimentoya ağırlıkça %15-%30 arasında ikame edilebileceği göstermiştir. Dayanım açısından bakıldığında, üretilen ve testleri yapılan silindirle sıkıştırılmış betonun yol kaplaması ve büyük yer döşemeleri için alternatif bir malzeme olacağı sonuç olarak çıkarılmıştır. Dinçer (2004), çimentonun yerine ağırlıkça Çatalağzı termik santralinden elde edilen uçucu külü %0, %5, %10, %20, %30 ve %40 oranlarında kullanmıştır. Çimentonun yerine uçucu kül kullanıldığında, betonun mekanik özelliklerine etkisinin %20 uçucu kül ikamesine kadar çok iyi olduğunu, hatta şahit betondan bile iyi davranış gösterdiği gördüğünü, ancak uçucu külün basınç dayanımına etkisi %20 oranından sonra düşüş eğilimi gösterdiğini belirtmiştir. Uçucu kül oranı %20 ye kadar olan betonların basınç dayanımları 90 güne kadar şahit beton dayanımları kadar, 180 günden sonra şahit beton dayanımının da üzerine çıktığı görmüş ve %30 49

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN oranında ise şahit betona göre %10-15 düşüş gösterdiğini, yinede kabul edilebilir olarak belirtmiştir. Çekme dayanımlarının da basınç dayanımına paralel bir seyir izlediğini, diğer taraftan bu karışımların elastisite modülü değerleri basınç dayanımında olduğu gibi gözle görünür bir azalma göstermediğini belirtmiştir. Uçucu kül ile birlikte hacimce ince malzeme miktarı arttığı için, kül katkısı ile birlikte beton kompasitesinin de artmakta olduğunu, bundan dolayı basınç dayanımında gözle görülür bir azalma olmasına rağmen, elastisite modülünde bu azalma görülmediğini belirtmiştir. Günindi (2005), çalışmasında yüksek oranda yumurtalık Sugözü uçucu külü içeren betonun basınç, eğilme ve aşınmaya karşı direncini deneysel olarak incelemiştir. Su/çimento oranı 0.45, toplam bağlayıcı miktarı ise yaklaşık 350 kg/m 3 almıştır. Çimentonun ağırlıkça %10, %20, %30 ve %40 ı uçucu kül ile yer değiştirerek uçucu kül içeren betonlar hazırlamıştır. Uçucu kül kullanımı ile ağırlıkça %10 yer değiştirme oranında normal betonun dayanımına eşdeğer dayanım elde etmiştir. Laboratuar sonuçlarına dayanarak mevcut uçucu külün çimentoya %10-%40 oranında ikame edilebileceği, beton yol kaplaması olarak kullanılabileceğini belirtmiştir. Atiş (2005), yüksek hacimli uçucu küllü silindir ile sıkıştırılmış ve süper plastik işlenebilir betonu ıslak ve kuru kür şartlarında dayanım özelliklerini araştırmıştır. Beton karışımları su/bağlayıcı oranı 0.28 ile 0.43 olan ve %0, %50 ve %70 Portland çimentosu ile yer değişim oranlarında iki farklı düşük kireçli F sınıfı iyi ve düşük kaliteli küller ile hazırlamıştır. Basınç, eğilmede çekme ve yarmada çekme dayanımlarını ölçmüştür. Eğilme ile basınç arasındaki ilişkisini, kür koşullarının etkisini ve kızdırma kaybının uçucu küllerin su ihtiyacı ve dayanımı üzerindeki etkilerini tartışmıştır. Çalışması sonucunda yüksek dayanımlı betonun yüksek hacimli betonlar ile mümkün olabileceğini ve kızdırma kaybının artışının taze betonun su ihtiyacını arttırdığını belirtmiştir. Yüksek hacimli uçucu küllü betonların normal portland çimentolu betonlardan kuru kür şartlarına karşı daha hassas ve zayıf olduğunu ancak yinede yüksek hacimli uçucu küllü betonların hem yapılarda hem de yol ve kaldırım uygulamaları için yeterli bir malzeme olduğunu sonucunu çıkarmıştır. 50

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 2.2. Liflerle Güçlendirilmiş Betonlar Tokyay ve ark. (1991), polipropilen ve çelik lifli yüksek dayanımlı betonların basınç ve çekme yükleri altındaki davranışları incelemişlerdir. 20 mm uzunluğundaki polipropilen 1 kg/m 3, 30 mm uzunluğunda ve 0.4 mm çapındaki çelik lif ise beton hacminin %1.5 oranında kullanmışlardır. Su/çimento oranı 0.25 ve çökmesi 2-3 cm olan 150 300 mm boyutlarında numuneler hazırlamışlardır. Polipropilen 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 artmakta ancak bu durum polipropilen lif içeren betonlarda söz konusu değildir denmektedir. Kontrol betonları ve polipropilen lifli betonlar hemen hemen aynı davranışları gösterirken, çelik lifli betonlarda yanal deformasyonun daha düşük olduğu belirtilmiştir. Malzemelerin tokluğu gerilmebirim deformasyon eğrisinin altında kalan alan olarak tanımlandığında, kontrol numuneleri ve polipropilen lifli numunelerin birbirine çok yakın değerler verdiği buna karşılık çelik lifli numunelerin tokluğunun daha yüksek olduğunu, polipropilen lifin yüksek dayanımlı betonun tokluğuna önemli etki yapmadığını, çelik lifin ise yüksek dayanımlı betonun tokluğuna önemli etki yaptığını görmüşlerdir. Çelik lifli betonların eğrilerinin alçalan kısımlarının eğimlerinin düşük olmasının, çelik lifin sünekliliği artırdığını ortaya koyduğunu bildirmişlerdir. Polipropilen ve çelik lifin basınç dayanımlarına ise bir etkilerinin olmadığını belirtmişlerdir. Yıldırım (1994), 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 transferini 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-plasik bir davranış göstermekte ve gerilme artışı şekil değiştirmeden daha hızlı olduğunu belirtmiştir. Hava boşluğunda lif yüzdesine göre olan artışın lifin 51

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 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 tel 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. Ünal (1994), betonun erken yaşlardaki mukavemet gelişimini hızlandırmada yararlanılan ısıl işlemlerin lifli betonlara uygulanması halinde, lifli betonun erken ve ileriki yaşlardaki elastikli ve elastik olmayan özelliklerine etkisini araştırmıştır. ZP305 30/0.5 çelik lif 0, 2.5, 5, 8 ve 10 dm 3 /m 3 miktarlarda beş farklı bileşimde 350 kg/m 3 dozajda ve 0.63 su/çimento oranında betonlar üretmiştir. Üretilen numuneler 20 C saklama, 50 C yumuşak çevrim, 65 C ılımlı çevrim ve 80 C sert çevrim ısıl işlem sıcaklıklarına maruz bırakmıştır. 70 70 280 mm lik prizmatik numuneler üzerinde 1, 28 ve 90 günlerde ultrases hızı, eğilme ve basınç deneyleri yapmıştır. Betona katılan lifler, taze betonun işlenebilme özelliğini değiştirdiğini ve lif miktarı arttıkça karışımın hava boşluğu oranı artarken çökme değeri de sıfıra yaklaştığını belirtmiştir. Şahit ve lifli betona uygulanan çevrimin sıcaklığı arttıkça, 1 günlük numunelerin basınç mukavemeti, eğilme mukavemeti, ultrases hızı ve lif matris aderans dayanımının arttığını gözlemiştir. Betonun ilk üç özelliği üzerine sert çevrim uygulamasının 1. günde diğer çevrimlere göre daha fazla etkili olduğunu görmüştür. Diğer taraftan lif miktarının aynı özellikler üzerine olumlu yönde artırıcı etkisi sıcaklık 50 C den sonra azalmasına rağmen, liflerin mukavemeti arttırıcı etkisi ısıl işlem sıcaklığı yükseldikçe ilk yaşlarda hem eğilme mukavemetinde hem de basınç mukavemetinde azalmasına karşılık, ileriki yaşlarda eğilme mukavemeti üzerine etkisi değişmezken, basınç mukavemetinde azalma devam ettiğini ve ısıl işlem uygulamasının çelik lifli beton özelliklerine gösterdiği etkilerin normal betonlara göre faklı bulunduğunu belirtmiştir. 52

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Uğurlu (1995), çalışmasında çelik liflerle güçlendirilmiş betonun su yapılarındaki kavitasyon hasarlarının onarımında kullanılması üzerine çalışmıştır. 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, içerisindeki 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 büyümüş olduğunu belirtmiştir. Bu çalışmasında, çelik liflerle güçlendirilmiş betonun teknik özelliklerinden yararlanarak su yapılarındaki kavitasyon ve negatif basınçtan ileri gelen hasarlara karşı kullanılmasından bahsetmiştir. Kiper (1996), polipropilen liflerin beton içerisinde yaptığı davranışları incelemiştir. Polipropilen 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. Polipropilen 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), 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 polipropilen lifi ise %0.2 (2 kg/m 3 ) oranında kullanmıştır. Numune boyutları 100 300 mm olan 72 kg/m 3 mikro silikalı karışımlar hazırlamıştır. Sadece polipropilen lif kullanımının yüksek dayanımlı betonun gerilme-şekil değiştirme 53

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN eğrisine oldukça benzer olduğunu ve basınç dayanımında %40 oranında bir gelişmenin ortaya çıktığını belirtmiştir. Çelik lifin %0.5 oranının altında kullanımında, gerilme-şekil değiştirme eğrisinde değişiklik oluşturmadığı, %1.5 oranında çelik lif kullanımında ise maksimum noktası belirginleşmediği ve maksimumdan sonrada eğride daha az basamaklar oluşturduğunu görmüştür. Lifli betonlarda ani bir kırılma gözlenmediğini ve her iki lifin birlikteliğinin malzeme özelliklerini pozitif yönde etkilediklerini ve boyuna mikro çatlakları ise çelik liflerin adeta diktiğini belirtmiştir. Furlan ve Hanai (1997), çalışmalarında faklı tiplerde çelik ve polipropilen liflerle güçlendirilmiş etriyeli ve etriyesiz kirişlerin özellikleri incelenmişlerdir. Su/çimento oranı sabit 0.45 olan yedi farklı karışımda, M42 tipi polipropilen 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 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 polipropilen liflerin farklı etkiledikleri, bununda polipropilen liflerin düşük elastisite modüllerinden kaynaklandığı bundan dolayı daha az etkili olduklarını belirtilmişlerdir. Çelik lif katkısının betonun işlenebilirliğini azalttığı, polipropilen liflerin ise kısmen işlenebilirliği azalttığını belirtmişlerdir. Çelik lif katılmasının en önemli avantajının mekanik özellikler de çekme dayanımını uzun lifler arttırdığı, kısa liflerin ise özellikle elastisite modülünü arttığını belirtmişlerdir. Lif takviyeli betonlarda çatlamanın yavaşladığı bununda sehimi azalttığı belirtilmiştir. %2 çelik lif etriyesiz kirişlerde sünekliliği arttırdığını bildirmişlerdir. Lif katkısının kesme dayanımını arttırdığı ve etriyeli kirişte kırılma modunu kesmeden eğilmeye çevirdiğini belirtmişlerdir. Eren ve Çelik (1997), yaptıkları çalışmada silis dumanının ve çelik lif tiplerinin, çelik lif takviyeli yüksek dayanımlı betonların (ÇLTYDB) özelliklerine etkisini incelemişlerdir. Çalışmada iki farklı silis dumanı yüzdesi %5 ve %10 ve üç farklı kancalı lif (30/0.50, 60/.080, 50/0.60, boy/çap, mm/mm) hacimce üç farklı oranda beton hacminin yüzde 0.5, 1.0 ve 2.0 oranlarında karıştırmışlardır. Basınç 54

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN dayanımı üzerinde silis dumanı etkisi olmasına karşın, çelik liflerin miktarı ve narinliği basınç dayanımını çok az olarak etkilediğini belirtmişlerdir. Deneylerden şu sonuçları çıkarmışlardır. Katılan liflerin çap ve miktarlarını artırmanın ÇLTYDB ların Ve-be zamanını artırdığını, Her ne tür olursa olsun çelik lif içeriğinin artırılmasıyla taze ÇLTYDB ların 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 (f t ) 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 nun yarmada çekme dayanımındaki gelişme açıklanabileceğini, %10 silis dumanı ve %1 oranında narinliği 60 olan lif eklenmiş A serisi beton %28.27 ile maksimum basınç dayanım artışı sağladığını, %2 oranında ve narinliği 75 olan lif içeren A serisi betonun basınç dayanımını %40.69 düşürdüğünü bulmuşlardır. Kurugöl (1997), çelik lif donatılı ve polimer katkının normal ve hafif betonların mukavemet özelliklerine etkileri üzerinde deneysel çalışmalar yürütmüştür. 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. 55

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Manolis ve ark. (1997), polipropilen liflerle güçlendirilmiş beton plakaların dinamik özelliklerini araştırmışlardır. 19 mm uzunluğundaki fibrilize polipropilen lifi %0, %0.10 ve %0.50 oranlarında hacimce ilave etmişlerdir. Betonun malzeme dayanımlarının belirlenmesi amacıyla 150 300 mm silindir ve 100 100 360 mm kiriş numuneler üzerinde 28 günlük standart basınç ve eğilme deneyleri ve beton plaklar üzerinde darbe deneyleri yapmışlardır. Test sonuçları hem basınç hem de eğilme dayanımları açısından lif miktarları ile dayanımlar arasında ters bir ilişki olduğunu göstermiştir. Polipropilen lif miktarının artmasıyla basınç ve eğilme dayanımlarının azaldığını belirtmişlerdir. Ayrıca polipropilen lif katkısının betonun darbe direncini lif oranı ile geliştirdiğini ve tabii frekans üzerinde bir etkisi olmadığını belirtmişlerdir. Sanjuan ve Moragues (1997), çalışmalarında plastik rötreyi minimize etmek için, polipropilen lifle güçlendirilmiş harç karışımlarının optimizasyon probleminin araştırılmasını planlanmışlar ve deneysel yaklaşımları tarif etmişlerdir. Çimento/kum, su/çimento ve polipropilen lif miktarı olarak düşünülen parametrelerin çarpım dizaynı seçilen metodun temelini oluşturmuştur. Test sonuçlarının harçlara polipropilen lif ilavesinin plastik rötreyi azalttığını gösterdiğini bildirmişlerdir. Artan lif miktarının plastik rötreyi azalttığını fakat bunun etkisinin daha az olduğu, tersine çimento/kum ile polipropilen lif miktarının çarpım etkileşiminin oldukça önemli olduğunu belirtmişlerdir. Sağlık ve Kocabeyler (1998), polipropilen 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 polipropilen lif kullanımının, toplam çatlak alanında %90 azalma, kohezyonda önemli artış, terleme suyunda azalma, su geçirimliliğinde %45 azalma, elastisitesinde %2 düşüş, aşınmada %7 iyileşme, toklukta %13 iyileşme görmüşlerdir. Lif oranının artmasıyla slump değerinin ise azaldığını belirtmişlerdir. Kısaca polipropilen 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 56

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 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 polipropilen kullanımı ile plastik rötre çatlaklarında önemli mertebede azalma sağlandığı çalışmaları sonucunda tespit etmişlerdir. Toutanji ve ark. (1998), çalışmalarında %0, %0.1, %0.3 ve %0.5 gibi dört değişik oranda 12.5 mm ve 19 mm uzunluğundaki iki farklı polipropilen 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 polipropilen lifli betonların permeabilitesinin arttığını görmüşler. Silis dumanı eklenmesiyle lifler daha iyi dağılım göstermesi ve belki de çimento matrisinin kohezifliğinin artması nedeniyle söz konusu bu artışın azaldığını vurgulamışlar. Lif hacmi sabit kalacak şekilde lif boyunu küçülttüklerinde 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 görmüşlerdir. Arslan ve Aydın (1999), 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 biridir denilmektedir. 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 özeti ve değerlendirilmesini yapmışlardır. 57

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Toutanji (1999), çalışmasında %5 ve %10 silis dumanı ile %0.1, %0.3 ve %0.5 oranlarında uzunluğu 6-51 mm arasında değişen fibrilize polipropilen lifli betonun taze beton, basınç ve eğilme dayanımları, klor geçirimliliği, ile bağ kuvvetlerini araştırmıştır. Silis dumanının lifli betonlarda işlenebilirliğe ters etki yaptığını, silis dumanı eklenmesinin eğilme dayanımına önemli miktarda etkidiğini, polipropilen lif miktarının artmasıyla da silis dumanı içeren betonun eğilme dayanımını artırdığını belirmiştir. Silis dumanının %5 oranında kullanımının bağ kuvvetini arttırdığını, silis dumanı arttıkça bağ kuvvetinin arttığını, bununla birlikte polipropilen lif kullanımının sonucunda bağ kuvvetinin arttığını özelliklede %10 silis dumanı katkılı polipropilen liflerde olduğunu belirtmiştir. Polipropilen lif eklenmesinin klor geçirimliliğine ters etki yaptığını, bununla birlikte silis dumanı eklenmesinin geçirimliliği önemli derecede düşürdüğünü söylemiştir. %5 silis dumanı ve %0.3 polipropilen lifli betonun yeterli işlenebilirliği sağlarken geçirimliliğin azalmasını sağlayan optimum oranlar olduğunu belirtmiştir. Ayrıca polipropilen lif oranlarının rötre ve basınç dayanımına etkilerin kararsız gözüktüğünü söylemiştir. Acun (2000), polipropilen 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 polipropilen 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. Polipropilen ve çelik lif takviyeli beton numunelerinde aşağıda belirtilen sonuçları bildirmiştir. Polipropilen 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 yaptığının görüldüğünü, Polipropilen lif donatı malzemesinin bu betonların e-modülü değerleri üzerinde etkili olduğunun söylenebileceğini, 58

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Beton silindir numunelerde uygulanan basınç gerilmesi altında deformasyon değerleri %0.06 oranındaki polipropilen lifli betonlarda yüksek çıkarken, kiriş numunelerde ise eğilmede çekme gerilmesi altında sehim değeri %0.09 oranındaki polipropilen lifli betonlarda yüksek çıktığını, Basınç mukavemeti deney sonuçlarına göre %0.06 oranındaki polipropilen lifli betonlarda diğer oranlara göre daha iyi çıksa da normal betona kıyasla pek de etkili olmadığını, Polipropilen 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 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 azalma olduğunu belirtmiştir. Ayrıca, eğilmede çekme deneyinden kırılan parçalar üzerinde yapılan basınç dayanım testinde çelik lifli betonda normal betona göre daha yüksek değerler elde edildiğini belirtmiştir. Aydoğan (2001), yüksek kalitede, kavitasyon, tokluk, kimyasal ve fiziksel etkilere karşı dayanıklılık, yorulma, aşınma, basınç, eğilme dayanımları vb uzun süre karşı koyabilen ve taşıma gücüne sahip beton kütlelerinin üretimine yeni bir alternatif sunmak için, çelik lifli betonlar içerisine %0, 2.5, 5, 10 oranlarında silis dumanı, çimento ile yer değiştirerek katmıştır. BS 25 beton sınıfına göre su/çimento 59

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN oranı 0.50 olarak sabit tutarak, hazır döküm kalıplarda titreşimli masa vibratörle, 10 10 50 cm ebatlarında üretilen beton numuneleri, basınca ve tek eksenli 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 doldurarak betonun basınç dayanımının artırmasına ve çelik liflerde 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. Miao ve ark. (2002), 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. Su/çimento oranı ise 0.26, 0.32 ve 0.44 ve maksimum agrega tane çapı 10 mm olan betonlar 40 40 160 mm prizmalarda hazırlamışlardır. Sülfat çözeltisi ise derişikliği %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 ve daha fazla donma çözülme çevrimine dayandığını belirtmişlerdir. Donma çözülmenin ve 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), 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 gerilmedeformasyon davranışlarına etkilerini incelemiştir. Deneysel çalışmasında üretilen 60

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN betonlarda değişken olarak iki farklı Dmax (15 mm ve 25 mm), iki farklı çelik lif (l=30 mm, d=0,55 mm ve l=60 mm, d=0,75 mm) ve dört farklı lif dozajı (0, 40, 80, 120 kg/m 3 ) seçmiştir. Beklenildiği üzere betona katılan lif miktarının artmasıyla taze betonun çökme (slump) değerlerinde ciddi azalmalar meydana geldiğini ve maksimum lif dozajına sahip karışımlarda lifsiz karışımlara göre %77 slump kaybı görmüştür. Gerek 0-32 dizaynda, gerekse 0-16 dizaynda lif tipi ve lif içeriği ile beton basınç dayanımları arasında kayda değer bir ilişki bulmak güçtür denilmiştir. Her iki dizayn türünde de (0-32,0-16) lifli karışımların 7 günlük basınç dayanımlarında lifsiz numunelere göre pek bir değişkenlik görülmezken, 28. günde lif dozajı arttıkça lifsiz örneklere göre basınç dayanımlarında küçük bir azalma eğilimi görmüştür. Bunun sebebi söyle açıklamıştır: Betonda, düşük basınç dayanımının sebeplerinden biri hidratasyonun henüz tamamlanmamış olması, bir diğeri sıkıştırma yetersizliğinden kaynaklanan boşluklu yapı olarak sayılabilir. 7 günlük dayanımlarda lif dozajı artısına göre dayanımların pek değişmemesinin gerekçesi hidratasyon derecesinin birincil etken olduğudur. Ancak hidratasyon yüksek mertebelere ulaştıktan sonra düşük dayanıma sebep olarak boşluklu yapı ön plana çıkmaktadır. 28 günlük numunelerdeki lif miktarının artışı ile görülen dayanımlardaki azalma eğilimine sebep, yine lif miktarı artışı ile azalan betonun kompasitesidir. Lifler, eğilme dayanımlarında kontrol numunelerine göre 7. günde etkin artışlar sağlarken, 28. gündeki dayanımlarda etkileri daha azdır. Tahmin edildiği gibi, eğilme dayanımındaki en büyük gelişmeyi maksimum lif dozajı olan 120 kg/m 3 sağladığı ve yarma deneyinde de lifler beklenen sonucu yaratmış ve lif dozajı arttıkça yarma dayanımları arttırdığı belirtilmiştir. Betonların 28. gündeki serbest basınç deneyi sırasında, gerilme-deformasyon ilişkisi kullanılarak bulunan elastisite modülü değerleri, basınç dayanımı ile ilgili olan sonuçlarla benzer eğilim gösterdiği bildirilmiştir. Başka deyişle, lif tipi ve lif dozajı ile elastisite modülü değerleri arasında tanımlanabilecek bir fonksiyon ya da ilişki belirlenememiştir. Olaya maksimum agrega tane çapının etkisi açısından bakıldığında, büyük Dmax li betonların hem enerji yutabilme kapasitelerinin daha fazla, hem de lif katkısıyla birlikte lifsiz betonlara göre sağlanan kapasite artışı oranının daha yüksek olduğunu görmüştür. 61

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Taşdemir ve Bayramov (2002), çalışmalarında yüksek performanslı çimento esaslı kompozitlerin mekanik davranışını incelemişlerdir. Sunulan 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 polipropilen lif donatılı yüksek dayanımlı betonu gözden geçirmişlerdir. Lif donatılı betonlarla ilgili olarak aşağıdaki sonuçlara varılabileceğini belirtmişlerdir. 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 sünekliliği arttırmak için giderek daha fazla kabul görmekte olduğunu, Yüksek performanslı lif donatılı betonlar üzerine yapılmış birçok araştırmaya karşın uygulamaların sınırlı olduğunu belirtmişlerdir. Yıldırım (2002) lif takviyeli betonların performans özelliklerini araştırdığı çalışmasında %0.5, %0.75 ve %1.0 oranında RC 80/60 BN çelik lif ve F20 tipi polipropilen 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 polipropilen liflere göre daha katılaştırıcı ve harcı bir arada tutucu etki yaptığını polipropilen liflerin ise çelik liflerin aksine kıvama fazla etki etmemekte ama az da olsa vebe süresini arttırmakta olduğunu belirtmiştir. Çelik lifli betonların polipropilen life nazaran daha ağır oluşunun lif miktarı arttıkça arttığını, polipropilen liflerin ise beton ağırlığını 62

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN düşürdüğünü belirtmiştir. Su emme miktarının betonda çelik lifler arttıkça azaldığını polipropilen liflerin ise yüzeylerinde daha fazla su tuttuğunu görmüştür. Betonların su emme ve görünür boşluk oranı değerleri arasında paralel bir şekilde arttığını 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. Polipropilen lifli betonların dayanımı 3. günden itibaren kontrol betonundan daha düşük değer almakta olduğu ve bu olayın sonraki günlerde de benzer şekilde devam ettiğini belirtmiştir. Polipropilen 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 polipropilen 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, polipropilen lifin ise şişmeyi arttırdığını belirtişdir. Çelik lifli betonların donma-çözülme etkisinde kontrol betonuna göre kötü olduğunu ancak polipropilen liflerin dayanıklılık faktörünü geliştirdiği anlamışdır. Liflerin sıcaklık etkisi sonucu betonda ağırlık kaybını hemen hemen hiç etkilemediği, fakat liflerin betonda dayanım kaybını az da olsa azalttığını belirtmiştir. Aulia (2002), çalışmasında 19 mm uzunluğunda fibrile F19 tipi polipropilen 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. Polipropilen liflerin erime noktasının 160 C olduğunu 63

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN ve beton içerisinde oluşturduğu boşluklar sayesinde yangın direncini arttırdığını belirtmiştir. Polipropilen liflerin su emmediklerini ve aşındırıcı olmadıklarını söylemiştir. Taze betonda su gerektirecek önemli bir etkisi olmadığını ancak slump değerini biraz düşürdüğünü belirtmiştir. Karışım üniform olmadığından az da olsa segregasyon ve aynı zamanda kanamanın da meydana geldiğini, ancak bu olayların normal betona göre oldukça yavaş meydana geldiğini, ayrıca polipropilen lifin ilk ve son priz sürelerini kısalttığını belirtmiştir. Deneyler sonucunda: %0.2 lif hacminde polipropilen 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. Kırca ve Şahin (2003), polipropilen lif kullanımının beyaz betonlardaki dayanıklılığını incelemişlerdir. 1m 3 beton için 600 gram 18 mm boyunda polipropilen lifler katmışlardır. Büzülme ve donma-çözülme deneyleri yapmışlardır. Polipropilen 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 söylemişlerdir. Büzülmeden dolayı oluşan gerilmeleri taşımakta, harç içerisinde mikro düzeydeki hareketlenmeyi kılcal çatlaklarda köprüler oluşturarak kısıtladığını belirtmişlerdir. Polipropilen 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. 64

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Ekincioğlu (2003), çeşitli miktarlarda mezo çelik lif, makro çelik lif ve mikro polipropilen lif içeren çimento esaslı yüksek dayanım, tokluk ve süneklik sağlaması amacıyla kompozit malzemeler üretmiştir. M20 tipi polipropilen 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 karşılaştırmıştır. Deneyin genel sonuçları şu şekilde belirtilmiştir. 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, Silindir basınç dayanımlarında çelik lif içermeyen betona göre %13-37, elastisite modüllerinde %3.2-12.9, yarmada çekme dayanımlarında %78-140, kırılma enerjilerinde %5289-16299, net eğilme dayanımlarında %124-405 ve karakteristik boylarda %1360-4349 arasında artışlar elde edildiğini, Çelik lif içermeyen polipropilen lifli beton 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, 65

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 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 ve ark. (2003), karma liflerle güçlendirilmiş çimento tabanlı kompozitlerin özelliklerini araştırmışlardır. Çelik ve polipropilen lifler tek ferdi olarak katılmış (FRCC) ayrıca karma lifli karışımlar denenmiş (HFRCC) tir. 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 polipropilen kullanmışlardır. Silis dumanı %20.7 ve çimento %79.3, SP/B=%2.0 ve S/B= 0.30 oranlarında betonlar üretmişlerdir. Çelik lif ve polipropilen lif münferit olarak %1.5 oranında kullanmışlar. Karma lifli betonlarda ise su/bağlayıcı oranları 0.40, 0.45 ve 0.50, polipropilen 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 40 40 160 mm ve üç nokta yüklemesi ve 100 200 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 (HFRCC) dayanım ve süneklilik açısından ferdi olarak kullanılan liflerden (FRCC) daha üstün bir performans sergiledikleri belirtmişlerdir. Bantia ve Nandakumar (2003), karma liflerle güçlendirilmiş çimento kompozitlerinin çatlak genişlemesi direnci üzerine yaptığı çalışmalarında, çift taraflı konsol kirişlerin çatlak yayılımını incelemişlerdir. Lif tipi ve kombinasyonun çatlak genişlemesine direncine etkisini araştırmışlardır. Polipropilen ve çelik liflerle oluşturduğu karma lifin hem çatlak oluşumuna hem de yayılmasına karşı bir direnç gösterdiklerini belirtmişlerdir. Mikro polipropilen liflerin çok düşük miktarlarda 66

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN kullanılmasının bile katılan makro çelik liflerin etkisini büyük oranda arttırdığını belirtmişlerdir. Erbaş (2003), polipropilen 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, beton için ise M12 ve F19 (600gr/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, polipropilen 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 görmüştür. Puertas ve ark. (2003), polipropilen liflerle güçlendirilmiş alkali aktive edilmiş çimento harçlarının mekanik ve durabilite davranışlarını incelemişlerdir. Mekanik testlerde iki farklı lif dozajı %0.5 ve %1 hacmince, rötre testinde %1, durabilite testlerinde ise %0.5 oranında kullanmışlardır. Polipropilen liflerin rötreyi azalttığını, çalışılan harçlarda %1 e kadar lif hacminin ilavesinin mekanik davranışlara olumlu bir etkisinin olmadığını ayrıca polipropilen liflerin elastisite modül değerini geliştirmediğini belirtmişlerdir. Sonuçların dayanım gelişimi için liflerin varlığı ve miktarından daha çok matriksin en önemli faktör olduğunu gösterdiğini belirtmişlerdir. Ünal (2003), çalışmasında polipropilen ve çelik lif içerikli beton yolların mekaniksel özelliklerini araştırmıştır. Su/çimento 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 polipropilen lif katılmasıyla 5 grup ayrı ve karma betonlar üretmiştir. Polipropilen lif içeren numunelerde kontrol grubu gibi ani gevrek kırılma gözlemiştir. Polipropilen lif içeren betonların basınç dayanımlarında kontrol grubuna göre %3 lik 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 67

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN belirlemiştir. Çelik lif içeren betonların basınç dayanımlarında kontrol grubuna göre %7 lik bir artış görmüştür. Büzülme değerleri kontrol grubuna kıyasla %43 daha az, aşınma dirençleri ise kontrol grubundan %6 oranında, donma çözülme direnci ise kontrol grubuna göre %42 arttığını bulmuştur. Altun ve ark. (2004), çalışmalarında su/çimento 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 üretilmiştir. 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 su/çimento 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 su/çimento 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 ulaşılmıştır. Beddar ve ark. (2004), çimento matriksinin düşük eğilme dayanımından dolayı kırılgan 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 30 50 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 100 100 100 mm lik küplerle basınç 68

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN dayanımlarına, 70 70 280 mm lik prizmalar ile de eğilme dayanımları incelenmiştir. Çalışma sonucunda lif takviyeli betonların karışım dizaynının optimize edilmesi metodunu değişen akışkan katkı, sabit su/çimento oranında su ve çimento miktarına dayandırmışlardır. Ayrıca akışkanlaştırıcı katkının %1 den az kullanılmasında liflerle güçlendirilmiş betonlarda işlenebilirliğin azaldığını belirtmişlerdir. Arı ve ark. (2004), beton borulara çelik lif katkısının mekanik özelliklere etkisi araştırılmıştır. 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 minumum 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 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 sağlandığı görülmüştür. Song ve Hwang (2004), yüksek dayanımlı çelik liflerle güçlendirilmiş betonların mekanik özellikleri üzerinde çalışmışlardır. 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 kullanmışlar. 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 69

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 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 yükseldiğini, kırılma modülünün ise %28.1 ile %126.6 arasında yükseldiğini belirtmişlerdir. Tokluk indekslerinin de artan liflerle geliştiğini ve %2.0 çelik lif oranında I 5, I 10 ve I 30 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 (Vf), betonun mekanik özelliklerine etkisi incelenmeye çalışmıştır. 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, 70

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Çelik lifli betonların ultrases hızları beklenenin aksine kontrol betonuna kıyasla daha düşük değerlerde elde etmiştir. 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. Liu ve ark. (2005), polipropilen liflerin çimento harçlarının kuruma rötresi üzerindeki etkilerini çalışmışlardır. Deney sonuçlarının, çimento harcına karıştırılan polipropilen liflerin kuruma rötre oranını azaltabildiğini, artan polipropilen lif hacmi ile kuruma rötresinin önce azaldığını ve sonra arttığını belirtmişlerdir. En düşük kuruma rötresi değerinin ise %0.20 polipropilen lif hacim oranında olduğunu bildirmişlerdir. Polipropilen lif uzunluğunun, çapının, yüzey modifikasyon metodunun ve kesit şeklinin çimentolu harçların kuruma rötresini etkilediğini belirmişlerdir. İnce, uzun veya büyük özgül yüzey alanlı polipropilen lifli çimento harçlarının daha az kuruma rötre oranına sahip olacağını bildirmişledir. Song ve ark. (2005), naylon ve polipropilen liflerle güçlendirilmiş betonların dayanım özelliklerini basınç, yarma, darbe dayanımları ile rötre çatlaklarını incelemişlerdir. Polipropilen lifler hacimce 0.6 kg/m 3 miktarında ilave etmişler. Polipropilen 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 bulmuşlardır. Erken plastik rötre çatlaklarını ve slump değerini de azalttığını belirtmişlerdir. Choi ve Yuan (2005), çalışmalarında cam lifli ve polipropilen lifli betonların yarma dayanımları ile basınç dayanımları arasındaki deneysel ilişkiyi araştırmışlardır. Polipropilen 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 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. 71

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 2.3. Liflerle Güçlendirilmiş Uçucu Küllü Betonlar Ünal (1994) bildirdiğine göre, Swamy (1971), çelik lifli betonların özelliklerini araştırmak amacıyla yaptığı çalışmada lifli beton kompozitlerinin durabilitesini ve çimento matriksi arasındaki ilişkinin önemini belirtmektedir. Yapılan çalışmada hacim artışından dolayı dışarıda kalan lifler dikkate alınmazsa, liflerin karışım içerisinde gelişi güzel dağıldığını belirtmektedir. Yapı elemanlarının üretimde; lifli betonun kullanılması halinde işlenebilmeyi kolaylaştırmak amacıyla karışıma uçucu kül katılması lifli betonun aderans dayanımını arttırdığı belirtilmektedir. Alhozaimy ve ark. (1996), çalışmalarında 19 mm uzunluğunda polipropilen lif kullanarak, birbirinden farklı olmak üzere iki farklı durum için deneyler yapmışlardır. Birincisi normal betona polipropilen lifi %0, %0.05, %0.10, %0.20, %0.30 arasında katarak polipropilen ilavesinin etkilerini incelemişlerdir. İkinci deney ise %0.1 polipropilen 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. Çalışmalarında, basınç dayanımı 152 305 mm lik silindir numunelerde, eğilme dayanımı 102 102 356 mm lik prizmalarda ve darbe direnci ise 152 64 mm lik silinir numuneler üzerinde deneyleri yapmışlardır. Deneyler sonucunda: Polipropilen liflerin basınç dayanımı üzerine önemli bir etkisinin olmadığını sadece silis dumanı içeren betonların normal betonun basınç dayanımını %17 ve lifli betonun ise %23 arttırdığı görmüşler. Polipropilen liflerin eğilme üzerinde hiçbir etkisinin olmadığını görmüşler. %0.1, %0.2 ve %0.3 polipropilen lif içeren betonların sırasıyla eğilme tokluklarını %44, %271, % 387 arttırdığı, silis dumanı ise eğilme tokluğunu şahitte %48 ve liflide ise %79 arttırdığını, Polipropilen lif oranı arttıkça darbe dirençleri ve ilk çatlağında arttığını, polipropilen liflerin %0.05, %0.1, %0.2 ve %0.3 hacimlerinde sırasıyla darbe dirençlerini %48, %62, %171 ve %90 oranlarında arttırdığını, 72

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 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 arttırdığını, Lif takviyeli puzolan katkılı betonların olumlu etkiler sağladığını, uçucu kül + polipropilen lifli karışımın, basınç dayanımını düşürdüğünü ancak diğer özelliklerini arttırdığını belirtmişlerdir. Huang (1997), çalışmasında uçucu küllü haçlara ferdi olarak bentonit, silis dumanı ve polipropilen lif katkısı ilave etmiştir. Taze beton üzerinde akışkanlığına, kanamasına ve priz zamanlarına, sertleşmiş beton üzerinde ise basınç dayanımı, boşluk yapıları ve su geçirimliliği deneylerine bakmıştır. Ayrıca durabilite özellikleri içinde sülfat atağı ve ıslanma kuruma çevrimleri sonucundaki basınç dayanımlarına bakmıştır. Maliyetteki azalma, kanamadaki azalma, birim hacmin artışı, geçirimsizlikteki gelişme ve uzun ömürlülükteki artıştan kaynaklanan avantajlarından dolayı F tipi uçucu kül %30 oranında tüm karışımlarda kullanmıştır. 10 mm uzunluğunda polipropilen lifi hacimce %1 oranında kullanmıştır. Su/bağlayıcı oranları 0.5, 0.7, 0.9 ve 1.1 seçmiştir. Deneyler sonucunda şu sonuçlara yer vermiştir. Özellikle düşük su/katı oranındaki polipropilen lifli harçlarda akışkanlıkta azalma gördüğünü ve su/katı oranı arttıkça ise akışkanlık özelliği ihmal edilebilir bir düzeye geldiğini, Polipropilen katkısının priz başlangıç ve bitiş sürelerine etkisinin ihmal edilebilir düzeyde olduğunu, Polipropilen katkısının kanamayı arttırdığını, bununda polipropilen lifin süspansiyon içerisinde çözünmemesinden ve böylece katı maddenin birim hacimdeki harçta azalmasından kaynaklandığını, Basınç dayanımları 50 mm küpler üzerinde yapmış ve polipropilen 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 geçirgenliğine bakmış. Polipropilen lif katkıların, boşluk hacmini arttırdığı, s/b oranı düştükçe 73

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN boşlukların çoğunun jel boşluklar olduğu, ancak s/b oranı arttıkça ise jel boşluklarının azalıp, büyük boşlukların arttığı görmüştür. Polipropilen 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. Polipropilen lifin ilavesinin, ıslanma kuruma çevrimi sonucundaki basınç dayanımlarında etkisini geliştirdiği belirtmiştir. Sonuç olarak polipropilen ilavesinin sülfat direnci ve ıslanma kuruma direncine karşı harç numunelerinin önemli gelişme sağladığı ancak su geçirgenliğini arttırdığı bunu da ilave edilen polipropilenin %1 yerine daha düşük oranlarda uygun bir şekilde azaltılması gerektiği belirtmiştir. Kayali ve ark. (1999), çalışmalarında uçucu kül içeren hafif agregalı liflerle güçlendirilmiş betonların kuruma rötrelerini incelemişlerdir. Basınç dayanımı 61 ile 67 MPa olan uçucu kül içeren hafif agregalı betonlar üretmişlerdir. Betonları ya polipropilen ya da çelik liflerle güçlendirmişlerdir. Liflerin basınç dayanımını etkilemediklerini fakat çekme dayanımlarını arttırdıklarını belirtmişlerdir. 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 söylemişlerdir. 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 polipropilen lifin rötreyi azaltmadığını belirtmişlerdir. Uçucu kül-beton karışımında genellikle %10-30 arasında belirli bir yüzdeye sahip uçucu külün çimentonun bir kısmı yerine kullanımı, karayollarında, su yapılarında ve kanalizasyon tesislerinde en sik rastlanan problemlerden biri olarak sülfat etkisine karşı, sadece çimento kullanılarak üretilen betonlardan daha fazla direnç gösterir. Karışımda lif malzemenin kullanımıyla mekanik davranışta 74

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN gelişmeler kaydedilir. Burada bahsedilen teknolojilerin birleşimi süper sonuçlar doğurur (Ural, 1999: Yiğiter, 2002). Qian ve Stroeven (2000) çalışmalarında, düşük lif tipleri, lif içerikleri ve uçucu kül içeren karma polipropilen ve çelik lifli betonların genel mekanik özelliklerini araştırmışlardır. Deneylerde Tip I çimentosu, F tipi uçucu kül, max %3 akışkanlaştırıcı, 12 mm uzunluğunda monofilament polipropilen 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, polipropilen 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 hazırlamışlardır. Araştırmanın sonuçları göre, melez liflerin sinerjik bir etki yaptıklarını, çok ince polipropilen 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 ayrıca büyük liflerin ise bunun tersi mekanik özellikler gösterdiği belirtilmektedir. Ayrıca polipropilen lif için optimum dozaj %0.15, çimento 400 kg/m 3 ve kül 100 kg/m 3 ve karma karışım için ise %0.15 polipropilen, %0.4 SF1 ve %0.2 SF3 çelik lifli olanın optimum olduğunu belirtmişlerdir. Sevil (2001), araştırmasında uçucu küllü, lifli beton kompozitinde lif tipinin beton özelliklerine etkisini incelemiştir. 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 polipropilen lif 1.8 kg/m 3 (PPI), 3. seri betonlarda kumaşsı görünümlü polipropilen lif 1.2 kg/m 3 (PPII), 4. seri betonlarda çelik lif 15 kg/m 3 miktarlarında kullanmıştır. Sonuçlar aşağıda özetlenmiştir. 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, 75

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Kuru birim ağırlıklar uçucu külün artması ile azalmış, 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, Eğime 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, Yarma 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. Huang (2001), işlenebilir, kırılma dirençli, geçirgensiz, dayanıklı harç için çimento, uçucu kül, polipropilen ve akışkanlaştırıcı karışımı çalışmıştır. Düşük derecedeki atıkların izolasyon için polipropilen lif ve akışkanlaştırıcı içeren çimentouçucu küllü sulu harçların fiziksel özelliklerinden viskozite, kanama, priz süreleri ile basınç ve eğilme dayanımları, boşlukluluk, su geçirgenliği ve dayanıklılığına bakmıştır. Polipropilen lif içeren 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 düzeltir denilmiştir. Deneysel çalışmasında %70 Tip I Çimento, %30 F sınıfı uçucu kül, %1 lif oranında F10 tipi polipropilen ve %1 oranında F tipi akışkanlaştırıcı ile su/bağlayıcı 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; Polipropilen lifli harcın, dışarı sızma süresini (viskozite) arttırdığını, akışkanlaştırıcı ise sızma süresini azalttığını, Polipropilen liflerin özellikle ilk ve son priz sürelerini kısalttığını, akışkanlaştırıcı ise priz sürelerini 2-4 saat geciktirdiğini, 76

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN Polipropilen liflerin, su/bağlayıcı 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 50 50 160 mm lik prizmalar üzerinde yapmıştır. Sadece polipropilen lif içeren numunelerde her iki deneydeki dayanımlarda çok az bir azalma görüldüğünü ve bunu da polipropilen lifin oluşturduğu boşluklara bağlanmaktadır. Akışkan katkılı polipropilen lifli numunelerde ise basınç ve eğilme dayanımlarında artış olduğunu, Polipropilen lif ilavesi ile boşlukluluk artarken, akışkanlaştırıcı katkısı ile boşluklar büyük ölçüde azalmakta olduğunu, Polipropilen liflerin betonun geçirgenliğini arttırmakta olduğunu, Polipropilen 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 polipropilen lifli harçlarda sülfat atağının bir etkisinin görülmediğini, belirtmiştir. Sonuç olarak yalnızca polipropilen lif ilavesinin taze ve sertleşmiş sulu harçlarda olumsuz etkilerinin olabileceğini fakat sülfat atağı, ıslanma kuruma ve çatlak dirençlerini önemli derecede geliştirdiğini belirtmektedir. Geçirgenliğin azaltılması, akışkanlık, viskozite ve dayanım artışı için akışkanlaştırıcının polipropilen liflerle birlikte kullanımının özellikle polipropilen liflerin oluşturduğu ters etkileri elimine ettiğini için gerekli olduğu belirtmiştir. Lee (2002), uçucu küllü betonu değişik çelik lif miktarları ile test etmiştir. Karışımlarda %20 oranında uçucu kül ağırlıkça yer değiştirmiştir. 30 mm uzunluğunda 0.5 mm çapında narinlik oranı 60 olan çelik lifi hacimce %0, %0.5, %1 ve %2 oranlarında katmıştır. Çelik lif oranı arttıkça basınç dayanımları artmış ve %2 çelik lif katkısının uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımını normal betona göre %16 kadar daha fazla arttırmıştır. Gerilmenin pik yaptığı andaki deformasyonlarda artan lif miktarı ile artmıştır. %0, %0.5, %1 ve %2 çelik lif katkısındaki pik değere karşılık gelen birim şekil değiştirmeler sırasıyla 0.001676, 0.001924, 0.002108 ve 77

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN 0.002612 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 görmüştür. Çelik lifler ilavesi gerilme-şekil değiştirme eğrilerinin artan kısımlarını değiştirmemiş fakat eğrinin azalan kısımları önemli bir şekilde değişmiştir denilmiştir. Bu çelik lif ilavesinin sünekliliği iyi bir şekilde gelişimini sağlamıştır denilmektedir. Deneysel elastisite modülleri %0, %0.5, %1 ve %2 çelik lifli uçucu küllü betonlarda sırasıyla 4648, 4290, 4648 ve 4397 ksi olarak ölçmüştür. Yiğiter (2002), bilindiği üzere mineral katkıların (silis dumanı, uçucu kül v.b) çimentonun hidratasyon derecesini arttırırken ayni zamanda filler malzeme görevini üstlenerek betonun daha kompakt bir yapıya kavuşmasını sağladıklarını belirtmiştir. Özel durumlar dışında lifli betonların da sıkı bir yapısı olması istendiğini ve bu anlamda mineral katkıların lifli betonlarda da kullanımının uygun olacağını belirtmiştir. Kayali ve ark. (2003), çalışmalarında yüksek dayanımlı liflerle güçlendirilmiş hafif agregalı betonların bazı karakteristiklerini araştırmışlardır. Öğütülmüş uçucu kül agregası ince malzeme ile kısmen değiştirilerek hafif betonda kullanmışlardır. Basınç dayanımı, dolaylı çekme dayanımı, kırılma modülü, elastisite modülü, gerilme-birim deformasyon ilişkisi ve basınç altındaki tokluk üzerindeki etkilerini rapor etmişlerdir. Öğütülmüş uçucu küllü düz betonlar ile beton hacmince %0.56 polipropilen lif içeren betonları kıyaslandığında polipropilen lifin dolaylı çekme dayanımını %90 ve kırılma modülünü ise %20 arttırdığını belirtmişlerdir. Polipropilen lif katkısının araştırılan diğer mekanik özelliklerini önemli bir etkisinin olmadığını bildirmişlerdir. Çelik lif ise %1.7 oranında kullanılmış ve dolaylı 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 lineer hale geldiğini görmüşlerdir. Çelik lif kullanımını ile basınç altındaki toklukta artış kaydetmişler ve bununda süneklilikte önemli bir artış sağladığını belirtmişlerdir. Dinçer (2004) karışımda uçucu külü ağırlıkça %20 oranında, çelik lif narinliği 65 ve lif oranı %0.5 kullanılmıştır. Normal betona çelik lif ve uçucu külün 78

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN birlikte katıldığı durumda çelik lifin, betonun tüm mekanik özelliklerinde artış eğilimi yaratırken, uçucu kül azalmaya neden olduğunu belirtmiştir. 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 bildirmiştir. Çelik lif katkılı betona uçucu kül katkısının, basınç dayanımında %11 azalmaya neden olurken, çekme dayanımında %22 azalma meydana getirdiğini gözlemiştir. 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 arttırmakta, eğilmede çekme kuvvetlerine karşı ise betonun sünekliğini azaltmak olduğunu belirtmiştir. Kayali (2004), çalışmasında yüksek hacimli uçucu küllerin liflerle güçlendirilmiş betonların mekanik özelliklere etkilerini araştırmıştır. Uçucu külü ince agreganın yaklaşık üçte biri oranında kısmi olarak ince agrega ile yer değiştirmiştir. Polipropilen lifi ya da çelik lifi ise beton hacminin en fazla %1 i oranında katmıştır. 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 belirtmiştir. Büyük oranda uçucu kül kullanımının lifli betonların çalışmasını gelişimi için gerekli olduğunu önerildiğini bildirmiştir. Polipropilen liflerin sonuçta %50 lere kadar, çelik liflerin ise %100 lerin üzerinde artışlar sağladığını belirtmiştir. Bu gelişimi de matriks ile lifler arasındaki mikro yapıdaki modifikasyon ve yoğunlaşmadan olduğuna inanıldığını bildirmiştir. Han ve ark. (2005), polipropilen lifli yüksek performanslı betonların yangın testi sonucundaki kabarıp dökülme dirençlerini araştırmışlardır. Polipropilen lifler %0, %0.05 ve %0.10 oranlarında kullanılmışlar. Su/bağlayıcı oranı 0.3 ve 0.4 olan ve %20 oranında uçucu kül içeren betonlar üzerinde çalışmışlardır. Yangın testinin ardından kabarıp dökülme, polipropilen lifsiz düz betonlarda meydana gelirken, özellikle %0.05 (0.45 kg/m 3 ) üzerindeki polipropilen lif içeren betonlarda dökülme tüm numunelerde önlendiğini belirmişlerdir. Polipropilen liflerin 165 C de 79

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN erimesiyle oluşan boşlukların yüksek sıcaklıkta buhar basıncını tahliye edilmesinde rol oynamasından dolayı dökülme direncini arttırdığını belirtmişlerdir. Basınç dayanımlarını polipropilen liflerin %1-3 arasında arttırdığını bildirmişlerdir. Ayrıca slump değerinde lif oranı arttıkça azalma eğiliminde olduğunu göstermişlerdir. Gutierrez ve ark. (2005), liflerle güçlendirilmiş harçların performansları üzerine silis dumanı, uçucu kül, metakaolin ve yüksek fırın cürufu gibi puzolanların etkilerini araştırmışlardır. Cüruf hariç tüm puzolanlar %15, cüruf ise %70 oranında ilave edilmiştir. Doğal lif olarak fique, sisal ve coir, yapay lif olarak ise cam, polipropilen ve çelik lif olmak üzere toplam 6 farklı lif kullanmışlardır. Maksimum dane çapı 6 mm, su/bağlayıcı 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 incelemişlerdir. Deneyler sonucunda, genel olarak çelik lif katkısında daha az olmasına rağmen, kontrol harçlarında lif ilavesinin basınç dayanımında azalmalara yol açtığını belirtmişlerdir. Bununla birlikte yüksek aktiviteli puzolan ilavesi ve cüruf, bu performans kaybını telafi etmesine yardımcı olabilir demişlerdir. Cam ve çelik lifle güçlendirilmiş harçlarda silis dumanının katkısının performansı arttırdığını söylemişlerdir. Cam, sisal ve çelik liflerle güçlendirilmiş çimento tabanlı malzemelere silis dumanının dahil edilmesiyle kılcallıkta büyük azalmalar meydana getirdiği 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 belirtmişlerdir. Yine silis dumanı ve metakaolinin özellikle çelik, cam ve sisalle lifle güçlendirilmiş malzemelerin mekanik ve dayanıklılık performanslarını geliştirdiğini özetlemişlerdir. Düşük derecede puzolanik aktivite niteliğinde olmasından uçucu kül ilavesi değişik bir performansa sahip olmuştur denilmektedir. 80

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3. MATERYAL VE METOD Bu bölümün, materyal kısmında çalışmanın deneysel çalışmalarında kullanılan çimento, uçucu kül, akışkanlaştırıcı katkı, karışım suyu, agrega, polipropilen lif ve çelik lif gibi malzemelerinin özellikleri hakkında bilgi verilmiştir. Metod kısmında ise çalışmanın aşamaları, beton karışım oranları, beton üretimi ve kürü ile yürütülen deneysel çalışmaların içerikleri hakkında bilgi verilmiştir. 3.1. Materyal 3.1.1. Çimento Bu çalışmada TS EN 197-1 (2002) ile uyumlu normal Portland çimentosu PÇ 42.5 olarak bilinen CEM I 42,5 R çimentosu kullanılmıştır. Adana Çimento San. T.A.Ş. tarafından üretilen CEM I 42,5 R çimentosuna ait kimyasal ve fiziksel özelliklerini içeren analiz raporu Çizelge 3.1 de gösterilmiştir. 3.1.2. Uçucu Kül Çalışmada, Adana nın Yumurtalık ilçesinin Sugözü köyünde kurulan termik santralinde, Kolombiya'dan gemilerle getirilen ithal taş kömürünün yakılmasıyla açığa çıkan, F sınıfı uçucu külü kullanılmıştır. Sugözü uçucu külü ÇİMSA hazır beton tesislerinden temin edilmiştir. Sugözü uçucu külünün kimyasal ve fiziksel analizi Adana Çimento San. T.A.Ş. tarafından yapılmıştır. Sugözü 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. Uçucu külün özgül ağırlığı 2.31 gr/cm 3, Blaine özgül yüzeyi ise 2900 cm 2 /gr dır. 81

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Çizelge 3.1. Çimentonun kimyasal ve fiziksel özellikleri Kimyasal Özellikler Fiziksel Özellikler Bileşen Değerler TS 19 Sınırlar (%) SiO 2 (%) 19.71 Al 2 O 3 (%) 5.20 Fe 2 O 3 (%) 3.73 Mn 2 O 3 (%) 0.11 CaO (%) 62.91 MgO (%) 2.54 5.0 max SO 3 (%) 2.72 3.5 max K.K (%) 0.96 4.0 max Na 2 O (%) 0.25 K 2 O (%) 0.90 Erimez Kalıntı (%) 0.23 1.5 max Serbest CaO (%) 0.78 Cl - (%) 0.0115 0.1 max Özgül Ağırlık (gr/cm 3 ) 3.16 Özgül Yüzey (cm 2 /gr) 3250 2800 min 0,200 mm elekte kalıntı (%) 0.0 0,090 mm elekte kalıntı (%) 0.3 Hacim Sabitliği (mm) 1 10 min Litre Ağırlığı (g/lt) 970 Priz Başlangıç Süresi (dak) 138 60 min Priz Final Süresi (dak) 203 600 max Çizelge 3.2. Uçucu külün kimyasal özellikleri Oksit Kül TS EN TS EN 197-1 TS ASTM C 618 (%) 450 V W 639 F C SiO 2 52.50 Al 2 O 3 22.82 Fe 2 O 3 5.34 S+A+F 80.66 >70.00 >70.00 >50.00 CaO 7.16 MgO 2.56 <5.00 SO 3 0.20 <3.00 <5.00 <5.00 <5.00 K 2 O 0.99 Na 2 O 0.48 K.K 3.35 <5.00 <5.00 <5.00 <10.00 <12.00 <6.00 Cl - 0.003 <0.10 S. CaO 0.10 <1.00 R. SiO 2 - >25.00 >25.00 >25.00 R. CaO - <10.00 >10.00 Nem 0.07 <3.00 <3.00 82

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.1.3. Akışkanlaştırıcı Katkı Numunelerin hazırlanmasında erken yüksek mukavemet, mükemmel yüzey görünümü ve nihai yüksek performansa gereksinim duyulan, prefabrik beton ve hazır beton endüstrisi için geliştirilmiş, yüksek oranda su ihtiyacını azaltan, klor içermeyen Yapkim Yapı Kimya Sanayi A.Ş. Degussa firmasından temin edilen yeni nesil YKS Glenium 51 hiper akışkanlaştırıcı katkı malzemesi kullanılmıştır. Kimyasal katkının kullanım dozajı bağlayıcı (çimento+uçucu kül) ağırlığının %1 i olarak belirlenmiştir. Hiper akışkanlaştırıcının teknik özellikleri Çizelge 3.3 te verilmiştir. Çizelge 3.3. Akışkanlaştırıcının teknik özellikleri Yoğunluk (g/cm 3 ) 1.07-1.012 Klor (%) <0.1 Renk Amber Homojenite Homojen Kimyasal İçeriği Polikarboksilik Eter Zincirleri Dozaj 0.7-0.9 Standartlar ASTM C494, EN 934-2 3.1.4. Su Beton karılmasında kullanılacak su kalitesi ile ilgili olarak çok uzun yıllardan bu yana elde edilen tecrübelere dayanarak kural olarak benimsenmiş olan ve aynı zamanda betonla ilgili birçok kitapta ve hatta suyun, beton karma suyu olarak uygunluğunun tayini kuralları standardı olan TS EN 1008 de (2003) belirtilmiş olan, su içilebiliyor ise, beton yapımında karma suyu olarak kullanılmaya da uygundur hüküm vardır. Şehir sularının hepsi, kalite olarak, elbette birbirinin tamamen benzeri olamaz. Ancak, içerdikleri yabancı maddelerin miktarı beton özelliklerine zarar verebilecek kadar yüksek değildir (Erdoğan, 2004). Bundan dolayı beton yapımında karma suyu, kür suyu ve yıkama suyu olmak üzere üç amaçla kullanıldığımız su, şehir şebekesinden akan içme suyundan temin edilmiştir. 83

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.1.5. Agrega Deneysel çalışmalarda DSİ VI. Bölge Müdürlüğü Kanalet Üretim Fabrikası agrega tesislerinden alınan 4/16 mm dane büyüklüğüne sahip iri agrega ve 0/4 mm dane büyüklüğündeki ince agrega kullanılmıştır. Agrega deneylerinde kullanılacak olan agregalar, TS 707 (1980) ve TS EN 932-2 (1999) agregalardan numune alma ve laboratuar numunelerinin azaltılması ile deney numunesi hazırlama metotlarına göre hazırlanmıştır. Numuneler için yığının değişik bölgelerinden kürekle küçük miktarlarda agrega numuneleri alınmış ve küçük numuneler sonradan karılarak deney numunesini oluşturulmuştur. Toplam numune agrega bölgeci kullanılarak deney numunesi için gerekli agrega miktarı elde edilinceye kadar tekrar edilmiştir. 3.1.5.1. Agrega Tane Büyüklüğü Dağılımı Agrega tane büyüklüğü dağılımının, beton özelliklerini etkilemesi söz konusu oluğundan, betonda yüksek kompasiteyi sağlamak için TS 3530 EN 933-1(1999) standardına uygun olarak agrega tane dağılımını belirlenmiştir. İri ve ince agregalara ait numunelerin tane büyüklüklerine göre dağılımı elek analizi sonucunda belirlenmiştir. Belirlenen iri ve ince agrega tane dağılımları için karışık agrega dağılımını belirleyebilmek amacıyla, belirli yüzdeler denenerek beton agregaları standartları TS 706 EN 12620 (2003) ve TS 706 daki (1980) maksimum dane büyüklüğü 16 mm olan eğriye ait alt (A), orta (B) ve üst sınırlara (C) uygun düşecek şekilde, özellikle alt sınır (A) ile orta (B) arasına yer alacak şekilde karışık agrega granülometrisi ayarlanmıştır. Buna göre karışık agrega %55 iri, %45 ise ince agregadan oluşacak şekilde ayarlanmıştır. Lif takviyeli betonların işlenebilirliğini kolaylaştırmak amacıyla ince agrega oranı fazla seçilmiştir. Karışımda kullanılan karışık agreganın eleklerden geçen yüzde değerleri ve TS 706 (1980) standart sınırları Çizelge 3.4 te, karışık agrega granülometri eğrisi ise Şekil 3.1 de sunulmuştur. 84

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Çizelge 3.4. Karışık agrega granülometrisi ve TS 706 standart sınırları Elekten Geçen Miktar (%) TS 706 TS 706 TS 706 Alt Sınır Orta Sınır Üst Sınır 16 100 100 100 100.0 8 60 76 88 76.6 4 36 56 74 45.5 2 21 42 62 27.0 1 12 32 49 19.9 0.50 7 20 35 14.7 0.25 3 8 18 3.5 Elek Açıklığı (mm) Kullanılan Agrega 100 A B C Agrega Elekten Geçen (%) 80 60 40 20 0 0.25 0.5 1 2 4 8 16 Elek Çapı (mm) Şekil 3.1. Agreganın granülometri eğrisi 3.1.5.2. Agrega Birim Hacim Ağırlığı ve Su Emme Oranı Betonun kullanım alanlarını belirlemede, agregaların birim hacimdeki ağırlığının miktarının bilinmesi açısından önemli bir unsurdur. Agreganın iç yapısında yer alan boşluklar agreganın birim hacim ağırlığını, o da üretilen betonun dayanım ve dayanıklılık unsurlarını etkiler. Deneylerde kullanılacak olan ince agregalar için piknometre ve iri agregalar için arşimet deneyleri sonucunda özgül ağırlıkları ve su emme oranları TS 3526 e (1980) ve TS EN 1097-6 (2002) göre tespit edilmiştir. İnce ve iri agrega deney 85

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN bulguları Çizelge 3.5 ve Çizelge 3.6 da sunulmuştur. İnce ve iri agreganın kuru yüzey doygun özgül ağırlıkları sırasıyla 2.67 ve 2.70 gr/cm 3 dür. İnce ve iri agreganın su emme kapasiteleri yine sırasıyla %1.20 ve %1.14 tür. Çizelge 3.5. İnce agrega özgül ağırlık ve su emme bulguları 1. Boş piknometre ağırlığı, gr 169.12 2. Piknometre + KYD numune ağırlığı, gr 485.41 3. Pikno. + KYD num.+ İşarete kadar su ağırlığı, gr (W 3 ) 917.14 4. Boş tava ağırlığı, gr 320.65 5. Tava + fırında kurutulmuş numune ağırlığı, gr 633.19 6. Kuru numune ağırlığı (W 1 ) 312.54 7. KYD numune ağırlığı (W 2 ) 316.29 8. KYD halde emilmiş su ağırlığı (W 2 -W 1 ) 3.75 9. İşaretli yere kadar su dolu ölçü kabı ağırlığı gr, (W 4 ) 719.12 10. KYD numunenin mutlak hacmi (W 2 +W 4 -W 3 ) 118.27 11. Kuru numunenin mutlak hacmi (W 1 +W 4 -W 3 ) 114.52 12. Numunenin Kuru Hacim Özgül Ağırlığı 2.64 13. Numunenin KYD Hacim Özgül Ağırlığı 2.67 14. Numunenin Görünen Özgül Ağırlığı 2.73 15. Numunenin KYD halinde su emme kapasitesi, % 1.20 Çizelge 3.6. İri agrega özgül ağırlık ve su emme bulguları 1. Boş tava ağırlığı, gr 501.59 2. Tava + KYD numune ağırlığı, gr 1409.55 3. Boş tel sepetin su içindeki ağırlığı, gr 611.88 4. Tel sepet + KYD numunesinin su içindeki ağırlığı, gr 1183.74 5. Tava + fırında kurutulmuş numune ağırlığı, gr 1399.31 6. Kuru numune ağırlığı (W 1 ) 897.72 7. KYD numune ağırlığı (W 2 ) 907.96 8. KYD halde emilmiş su ağırlığı (W 2 -W 1 ) 10.24 9. KYD numunesinin su içindeki ağırlığı (W 3 ) 571.86 10. KYD numunenin mutlak hacmi (W 2 -W 3 ) 336.10 11. Kuru numunenin mutlak hacmi (W 1 -W 3 ) 325.86 12. Numunenin Kuru Hacim Özgül Ağırlığı 2.67 13. Numunenin KYD Hacim Özgül Ağırlığı 2.70 14. Numunenin Görünen Özgül Ağırlığı 2.75 15. Numunenin KYD halinde su emme kapasitesi, % 1.14 86

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.1.5.3. Agrega Gevşek ve Sıkışık Birim Ağırlıkları Agregaların gevşek ve sıkışık olarak işgal ettiği hacim TS 3529 a (1980) göre belirlenmiştir. İnce ve iri agregaların ayrı olarak kap içindeki net ağırlığının kap hacmine bölünmesiyle gr/cm 3 olarak hesaplanmıştır. Agreganın kompasitesi ve işlenme esası bu deneyle anlaşılır. Doğal agregaların birim ağırlıkları yaklaşık olarak 1500 ile 1900 g/dm 3 arasındadır. Agregaların granülometrisi, tane şekli ve yapısı, yabancı madde bulunması nem durumu birim ağırlığı etkileyen faktörlerdendir. İnce ve iri agregaların ayrı olarak sıkışık ve gevşek olarak işgal ettiği hacimleri Çizelge 3.7 ve Çizelge 3.8 de sunulmuştur. Tane Büyüklüğü (mm) Çizelge 3.7. Agrega sıkışık birim ağırlıkları Sıkı Agrega Birim Ağırlığı γ s (gr/cm 3 ) Kap Ölçü Kap Sıkı Agrega Sıkı Agrega Ağırlığı Hacmi Dolu Kap Ağırlığı Ağırlığı W 1 (gr) V (cm 3 ) W 2 (gr) W 2 -W 1 (gr) 4 13360 3375 19700 6340 1.880 16 13360 3375 19330 5970 1.769 Tane Büyüklüğü (mm) Kap Ağırlığı W 1 (gr) Çizelge 3.8. Agrega gevşek birim ağırlıkları Ölçü Kap Hacmi V (cm 3 ) Gevşek Agrega Dolu Kap Ağırlığı W 2 (gr) Gevşek Agrega Ağırlığı W 2 -W 1 (gr) Gevşek Agrega Birim Ağırlığı γ g (gr/cm 3 ) 4 13360 3375 19270 5910 1.750 16 13360 3375 18900 5540 1.641 3.1.5.4. Agrega Parçalanma Direnci Deneylerde kullanılacak doğal agreganın parçalanma direncini TS EN 1097-2 (2000) standardına göre Los Angeles deney metodu ile yapılmıştır. Agrega numunesi tamburda çelik bilyeler ile birlikte döndürüldükten sonra 1.6 mm göz açıklıklı elekten elenerek kalan malzeme miktarı belirlenmiş ve Los Angeles katsayısı (LA) aşağıdaki Çizelge 3.9 da hesaplanmıştır. 87

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Deney Numunesi Ağırlığı (gr) Çizelge 3.9. Agrega LA katsayısı 500 Dönüş Sonunda 1,6 mm lik Elek Üzerinde Kalan Ağırlığı (gr) LA = (5000-m)/50 5000 4040 19 3.1.6. Polipropilen Lif Polipropilen Elyaf San. ve Dış Tic. Ltd. Şirketinden temin edilen fibrilize F19 tipi polyfibers olarak adlandırılan polipropilen lif kullanılmıştır. Kullanılan polipropilen lifle ilgili teknik özellikler Çizelge 3.10 da verilmiştir. Çizelge 3.10. Polipropilen lifin teknik özellikleri Lif Tipi Fibrile Saflık (%) PP 100 Ürün Tipi Standart F Yoğunluk (gr/cm 3 ) 0.91 Kesit Tipi Karesel Kalınlık (µ) 30-60 Eni (mm) 3-4 Uzunluk (mm) 19 Renk Şeffaf Görünüm Visible Gerilme Dayanımı (N/mm 2 ) 400-600 Young Modülü (N/mm 2 ) 1600-2400 Uzama (%) 25 Yumuşama ( C) 150 Ergime ( C) 160 3.1.7. Çelik Lif Beksa Çelik Tel ve Kord San. ve Tic. Anonim Şirketinden temin edilen RC 65/35 BN tipi iki ucu kancalı, kaplamasız ve düşük karbonlu çelik lif kullanılmıştır. Kullanılan çelik lifle ilgili teknik özellikler Çizelge 3.11 de gösterilmiştir. 88

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Çizelge 3.11. Çelik lifin teknik özellikleri Lif Tipi RC 65/35 BN Boy (mm) 35 Çap (mm) 0.55 Narinlik (l/d) 64 Performans sınıfı 65 Yoğunluk (gr/cm 3 ) 7.85 Min. Çekme Day. (N/mm 2 ) 1150 Min Dozaj (kg/m 3 ) 17 Birim Adet (lif/kg) 14500 3.2. Metod Araştırma üç konu başlığı altında gerçekleştirilmiştir. Deneysel çalışma için birbirinden farklı toplam 28 grup beton hazırlanmıştır. 1. Sugözü uçucu kül içeren mineral katkılı betonlar üzerinde çalışmalar yapılmıştır. Çimentonun yerine ağırlıkça %0, %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranlarında uçucu kül kullanılmıştır. Böylece kontrol ve uçucu kül katkılı toplam 7 farklı beton grubu hazırlanmıştır. 2. Polipropilen lif ile güçlendirilmiş uçucu kül oranı %0, %15 ve %30 oranlarında ikame edilmiş betonlar üzerinde araştırmalar yapılmıştır. Polipropilen lif olarak uzunluğu 19 mm olan fibrilize F19 tipi hacimce %0, %0.05, %0.10 ve %0.20 oranlarında kullanılmıştır. Böylece polipropilen liflerle güçlendirilmiş 4 grup normal beton ile polipropilen liflerle güçlendirilmiş 8 grup uçucu kül katkılı beton olmak üzere, toplam 12 grup beton hazırlanmıştır. 3. Çelik lif ile güçlendirilmiş uçucu kül oranı %0, %15 ve %30 oranlarında ikame edilmiş betonlar üzerinde araştırmalar yapılmıştır. Çelik lif olarak uzunluğu 35 mm, çapı 0.55 mm ve narinlik oranı (boy/çap oranı) 65 olan RC 65/35 BN tipi hacimce %0, %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 oranlarında kullanılmıştır. Böylece çelik liflerle güçlendirilmiş 5 grup normal beton ile çelik liflerle güçlendirilmiş 10 grup uçucu kül katkılı beton olmak üzere, toplam 15 grup beton hazırlanmıştır. 89

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.1. Beton Karışım Oranları Deneysel çalışmada hazırlanan tüm beton karışımlar için bağlayıcı (çimento+kül) miktarı birim metreküp için 400 kg olup, su/bağlayıcı oranı ise 0.35 de sabit tutulmuştur. Bütün karışımlardaki agrega oranları, %55 iri ve %45 ince agrega olarak ayarlanmış, ayrıca işlenebilirliği sağlamak için hiper akışkanlaştırıcı miktarı bağlayıcı malzeme miktarının %1 i oranında kullanılmıştır. F tipi uçucu kül ağırlıkça ikame yoluyla betona %0, %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranlarında çimento ile yer değiştirilerek uçucu küllü beton karışımlar hazırlanmıştır. Ayrıca liflerle güçlendirilmiş beton karışımlarında ise uçucu kül ile değişime uğratılarak çimentonun ağırlıkça %15 ve %30 u uçucu kül ile yer değiştirilerek yeni liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü beton karışımları elde edilmiştir. Polipropilen lifler fibrile Polyfibers F19 tipi ise hacimce %0, 0.05, 0.10 ve 0.20 oranlarında kullanılmıştır. Beton, harç ve kompozit malzemelerin takviyesinde kullanılan iki ucu kancalı, soğukta çekilmiş Dramix RC-65/35- BN çelik lif hacimce %0, 0.25, 0.50, 1.00 ve 1.50 oranlarında kullanılmıştır. Karışım miktarlarının hesabı TS 802 (1985) de verilen mutlak hacim metoduna göre yapılmıştır. Hesaplarda başlangıçta bağlayıcı miktarı 400 kg/m 3 ve su-bağlayıcı oranı 0.35 sabit olarak seçilmiş ve hapsolmuş hava miktarı ise 20 dm 3 alınmış olup, gerekli agrega miktarının hacmi hesaplanmış ve daha sonra ağırlıklar bulunmuştur. Bir metreküp beton içinde bulunan malzeme miktarları Çizelge 3.12, Çizelge 3.13 ve Çizelge 3.14 de verilmişlerdir. Çizelge 3.12. Uçucu kül katkılı beton karışım miktarları Grup Çimento U.Kül Su H.Akış. Kum Çakıl (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) (lt/m 3 ) (lt/m 3 ) (kg/m 3 ) (kg/m 3 ) %0 400-140 4 756 1135 %10 360 40 140 4 752 1127 %15 340 60 140 4 750 1124 %20 320 80 140 4 747 1121 %25 300 100 140 4 745 1117 %30 280 120 140 4 742 1114 %45 220 180 140 4 735 1103 90

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Taze betonların işlenebilirliklerini düzenlemek amacıyla lif katkısı özelliklede çelik lifler göz önüne alınarak akışkanlaştırıcı katkı farklı oranlarda deneme betonlarına katılmış ve beton kalıplarına dökülmüştür. Özellikle %1.50 çelik lif katkılı şahit betonların kolay yerleşmemesi ve çok boşluklu olmaları nedeniyle akışkanlaştırıcı oranı bağlayıcı miktarının yaklaşık %1 i oranında sabit tutulmuştur. Çizelge 3.13. Polipropilen lif katkılı beton karışım miktarları Grup %0 %15 %30 Çim. (kg/m 3 ) U.Kül (kg/m 3 ) Su (lt/m 3 ) H.Akış. (lt/m 3 ) Kum (kg/m 3 ) Çakıl (kg/m 3 ) PP (kg/m 3 ) 400-140 4 756 1135-400 - 140 4 756 1134 0.45 400-140 4 756 1133 0.90 400-140 4 754 1132 1.80 340 60 140 4 750 1124-340 60 140 4 749 1123 0.45 340 60 140 4 748 1123 0.90 340 60 140 4 747 1121 1.80 280 120 140 4 742 1114-280 120 140 4 742 1113 0.45 280 120 140 4 741 1112 0.90 280 120 140 4 740 1111 1.80 Çizelge 3.14. Çelik lif katkılı beton karışım miktarları Grup %0 %15 %30 Çim. (kg/m 3 ) U.Kül (kg/m 3 ) Su (lt/m 3 ) H.Akış. (lt/m 3 ) Kum (kg/m 3 ) Çakıl (kg/m 3 ) ÇL (kg/m 3 ) 400-140 4 756 1135-400 - 140 4 754 1131 19.625 400-140 4 751 1127 39.25 400-140 4 746 1119 78.50 400-140 4 740 1111 117.75 340 60 140 4 750 1124-340 60 140 4 747 1120 19.625 340 60 140 4 744 1116 39.25 340 60 140 4 739 1108 78.50 340 60 140 4 734 1100 117.75 280 120 140 4 742 1114-280 120 140 4 740 1109 19.625 280 120 140 4 737 1106 39.25 280 120 140 4 732 1097 78.50 280 120 140 4 726 1090 117.75 91

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.2. Betonun Üretimi ve Kürü Sertleşmiş beton deneyleri için deney numunesi ve kalıpların şekli ve boyutu TS EN 12390-1 (2002) de belirtilen özelliklerde kullanılmıştır. Beton karışım hesapları sonucunda ağırlıkları bulunan malzemeler hassas terazide tartıldıktan sonra önceden nemlendirilmiş betoniyer içerisine konulmuştur. Betoniyere malzemelerin konuş sırası ve karıştırma süreleri aşağıdaki Şekil 3.2 de gösterilmiştir. Karıştırma işleminin tamamlanmasının ardından, daha önce temizlenmiş ve yağlanmış olan beton numune kalıplarına taze beton karışımları iki aşamalı olarak tablalı vibratör üzerinde yerleştirilmiştir. Dayanım deneylerinde kullanılacak deney numunelerinin hazırlanması ve kürlenmesi TS EN 12390-2 (2002) standardına göre yapılmıştır. Ayrıca TS 10514 (1992) belirtilen çelik tel takviyeli betonlarda çelik telleri betona karıştırma ve kontrol kuralları göz önünde bulundurulmuştur. İri Agrega + İnce Agrega Çimento + U.Kül + Lif Su (% 90) Akışkan + Su (%10) 1-2 dak. 2-3 dak. 3-5 dak. Şekil 3.2. Taze beton karıştırma prosedürü 3.2.3. Deneysel Çalışmalar Araştırma amacı doğrultusunda hazırlanan uçucu küllü ve liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü toplam 28 grup beton üzerinde taze ve sertleşmiş haldeki özellikleri üzerindeki etkileri deneysel olarak incelenmiştir. Deneyler ve hazırlanan numune boyutları Çizelge 3.15 te gösterilmiştir. 92

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Çizelge 3.15. Deneysel araştırma programı Deneyler Numune Boyutu Puzolanik Dayanım Aktivite 40 40 40 mm ve 50 50 50 mm Taze Beton Birim Ağırlık 150 150 150 mm Sertleşmiş Beton Birim Ağırlık 150 300 mm Çökme Değeri - Vebe Süresi - Basınç Dayanımı 150 150 150 mm ve 100 100 100 mm Elastisite Modülü 150 300 mm Eğilme Dayanımı 100 100 500 mm ve 40 40 160 mm Tokluk 100 100 500 mm Yarmada Çekme Dayanımı 150 300 mm ve 150 150 150 mm Aşınma 71 71 71 mm ve 71 71 71 mm Rötre (Kuruma) 50 50 285 mm Boşluk Oranı 71 71 71 mm Su Emme Oranı 71 71 71 mm Kapiler Su Emme Katsayısı 40 40 160 mm Karbonatlaşma 50 50 mm Ultrasonik Hız 150 150 150 mm ve 100 100 500 mm Donma Çözülme 100 100 100 mm 3.2.3.1. Puzolanik Dayanım Aktivite İndeksi Tayini Uçucu külün puzolanik dayanım aktivite indeksi için TS EN 450 (1998) ve ASTM C 311 (1994) standartlarına uygun iki farklı deney seti hazırlanmıştır. TS EN 450 (1998) göre aynı yaşta denendiğinde, kütlece %75 referans çimento + %25 uçucu kül ile hazırlanan standart harç çubuklarının basınç dayanımının, sadece referans çimento ile hazırlanan standart harç çubuklarının dayanımına (%) oranı olarak belirtilmektedir. Standart harç çubuklarının hazırlanması ve basınç dayanımının tayini, TS EN 196-1 de (2002) verilen metoda uygun olarak yapılmaktadır. Buna göre numuneler 1 kısım çimento, 3 kısım kum ile 0.50 su/çimento oranındaki taze harçtan hazırlanır. TS EN 450 (1998) göre 28 gün ve 90 gündeki endeksi sırasıyla en az %75 ve %85 olmalıdır. TS 639 (1998) ve TS 25 (1975)standartlarına uçucu kül ve doğal puzolanlar için 28 günlük minimum dayanım aktivite indisi %70 olmalıdır. 93

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN ASTM C 311 (1994) standardına göre, önce 500 gr. Portland çimentosu + 1375 gr. uygun dane dağılımlı standart kum + 242 ml. su kullanılarak kontrol karışım harcı hazırlanır. Daha sonra da, 400 gr. Portland çimentosu + 100 gr. denenecek puzolan + 1375 gr. uygun dane dağılımlı standart kum + kontrol karışımının akıcılığını ± %5 kadar sağlayacak miktarda su kullanılarak puzolanlı harçlar elde edilmektedir. Bu iki harçtan 5 cm lik küp numuneler hazırlanır. Deney örnekleri kalıpları ile beraber sıcaklığı 23±2 o C olan nemli kür odasında 20 ile 24 saat için yerleştirilir. Bu süre sonunda örnekler kalıplardan çıkarılır ve kirece doygun su içinde deney gününe kadar bekletilir. 7 ve 28. günlerde basınç dayanımı her bir yaş için ya da her ikisi için bulunur. Her hangi bir zaman için her bir karışımdan 3 tane örnek test edilir. ASTM C 618 (1998) standardında hem F sınıfı hem de C sınıfı uçucu küller için dayanım aktivite indeksinin hem 7 ve 28 günlük en az %75 olması gerektiğini belirtmektedir. Dayanım aktiflik indisi aşağıdaki gibi hesaplanmıştır: Dayanım aktiflik indisi=(a/b) 100 (3.1) Burada; A: Puzolanlı harç karışıma ait ortalama basınç dayanımı B: Kontrol karışımına ait ortalama basınç dayanımı 3.2.3.2. Birim Ağırlık Tayini Her bir karışım için taze ve sertleşmiş birim ağırlıkları, basınç deneyi için hazırlanan 150 mm lik küp ve 150 300 mm lik silindir beton numunelerden TS 5931 e (1988) uygun olarak bulunmuştur. Bu numuneler standart ve yüzeyi düzgün metal kalıplar içinde üretilmiştir. Birim ağırlık tespiti için, kalıplar dökümden önce ve beton iki aşamada sıkıştırılarak doldurulduktan sonra tartılmıştır. Kalıpların tam dolu olmasına ve üstten taşmamasına dikkat edilmiştir. Numune ağırlığı kap hacmine bölünerek taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarına ulaşılmıştır. 94

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.3.3. İşlenebilirlik Kıvam Tayini Taze betonun işlenebilirliği TS EN 12350-2 (2002) göre çökme hunisi metodu (slump) ve TS EN 12350-3 (2002) göre vebe metoduyla saptanmıştır. Çökme metodunda taze beton, ölçüleri belli olan kesik huninin içerisine standart bir şekilde sıkıştırılarak doldurulur. Çökme hunisinin yukarı doğru çekilerek alınmasından sonra, taze beton kütlesindeki kendi ağırlığı nedeniyle çökme mesafesi, betonun kıvam ölçüsü olarak kullanılır. Aradaki yükseklik farkı çökme değeri olarak (mm) cinsinden, betonun işlenebilirliğini verir. Çökme deneyi 10 mm ile 200 mm arasında olan betonların kıvamındaki değişimlere duyarlıdır. Vebe metodunda vebe silindir kabı içinde çökme hunisi içerisine taze beton standart bir şekilde sıkıştırılarak doldurulur, daha sonra çökme hunisi yukarı doğru çekilerek alınır ve taze beton kütlesi serbest bırakılır. Saydam disk beton kütlesi üzerine, betona temas edinceye kadar indirilerek betonun çökmesi kaydedilir. Vebe titreşim masası çalıştırılır ve saydam diskin alt yüzünün çimento şerbetiyle tamamen kaplanması için geçen süre ölçülür. Vebe süresi 5 saniyeden az ve 30 saniyeden daha fazla olan betonların kıvamı vebe deneyi için uygun değildir. Taze betonun kıvamı çökme ve vebe süresine göre sınıflandırılması Çizelge 3.16 da sunulmuştur. Çizelge 3.16. Taze betonun çökme ve vebe sınıflaması (TS EN 206-1, 2002) Sınıf S1 S2 S3 S4 S5 Çökme (mm) 10-40 50-90 100-150 160-210 220 Sınıf V 0 V 1 V 2 V 3 V 4 Vebe (sn) 31 30-21 20-11 10-6 5-3 3.2.3.4. Basınç Dayanımı Tayini Her bir karışımın basınç dayanımının tayini için 150 150 150 mm lik küp numuneler üretilmiştir. Numunelerin zamanla göstereceği dayanım artışları için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. Numuneler, TS EN 12390-4 e (2002) basınç dayanımı-deney makinalarının özellikleri standardına uygun Ele Test 3000 markalı 300 ton basınç kapasiteli preste, TS EN 12390-3 (2003) deney 95

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN numunelerinde basınç dayanımının tayini standardına uygun olarak deneye tabi tutulmuşlardır. Makine otomatik yükleme sistemi ile küp numuneler 530 kg/sn yükleme hızı ile yüklenmiştir. Ayrıca eğilme dayanımının tayininden sonra kiriş numunelerin taş kesme makinesinde baş kısımlarından kesilen 100 100 100 mm lik küp numuneler üzerinde de basınç deneyleri yürütülmüştür. Bu numunelerde 300 kg/sn yükleme hızı ile yüklenmiştir. Basınç dayanımları, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: f c =F/A c (3.2) Burada; f c : Basınç dayanımı, MPa F: Kırılma anında ulaşılan en büyük yük, N A c : Numunenin, üzerine basınç yükünün uygulandığı en kesit alanı, mm 2 3.2.3.5. Elastisite Modülü Tayini Betonda elastisite modülü, beton deney numunelerinde elastik bölgede uygulanan kuvvetin oluşturduğu basınç gerilmelerinin numunelerde boyuna kısalmaya oranı olarak ifade edilmektedir. Betondaki gerilme-birim deformasyon ilişkisi TS 3502 ye (1981) uygun deneysel olarak belirlenmiş ve bu amaçla 150 300 mm boyutlu standart silindir numuneler üretilmiş ve 28. günde basınç deneyinde olduğu gibi deney presinde yüklemeye tabi tutulmuştur. Deneye başladıktan sonra, giderek artan yüklere karşılık betonda oluşan deformasyonlar kaydedilmiş ve bu işleme numune kırılıncaya kadar devam edilmiştir. Kaydedilen değerlerden gerilme dikey eksene, birim deformasyonlar ise yatay eksene yerleştirilerek gerilme-birim deformasyon eğrisi elde edilmiştir. Betonların σ-ε eğrisinin üzerinde herhangi bir nokta belirlenmiş ve hem σ-ε eğrisinin başlangıç noktasından (0 noktasından) hem de belirlenen bu noktadan geçen bir doğru çizilmiştir. Bu noktanın seçiminde, genellikle betonun maksimum gerilme değerinin %40 ına karşılık gelen gerilme değeri temel alınmıştır. Çizilen bu doğru çizgi, betonun σ-ε eğrisi imiş gibi kabul 96

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN edilerek, bu doğrunun eğiminden sekant elastisite modülü aşağıdaki formül ile hesaplanmıştır. E=σ/ε (3.3) Burada; E: Elastisite modülü σ: Gerilme, MPa ε : Birim deformasyon 3.2.3.6. Eğilme Dayanımı Tayini Betonun eğilme dayanımı tayini TS EN 12390-5 (2002) ve TS 10515 (1992) standartlarına göre bu deney metodunda açıklığın 1/3 noktalarında yüklenmiş donatısız ve donatılı beton kirişlerde basit kiriş metodu ile yapılmıştır. Eğilme dayanımları tayini için 100 100 500 mm lik kiriş numuneleri üretilmiştir. Numunelerin zamanla göstereceği dayanım artışları için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. 500 mm uzunluğundaki kiriş numune 450 mm açıklığındaki mesnetler üzerine yerleştirilmiş ve üçte bir noktalarından tekil yük uygulanmıştır. Deney Ele Test 3000 markalı 20 ton eğilme kapasiteli preste, yükleme hızı 20 kg/sn olacak şekilde yüklenmiştir. Ayrıca 40 40 160 mm lik numuneler üzerinde de sadece 28 günlük eğilme dayanımları ölçülmüştür. Eğilme dayanımı, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: f cf =F L/(d 1 d 2 2 ) (3.4) Burada; f cf : Eğilme dayanımı, MPa F: En büyük yük, N L: Mesnet silindirleri arasındaki açıklık, mm d 1 d 2 : Numunenin en kesit boyutları, mm 97

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.3.7. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Tayini Enerji yutma kapasitesi (tokluk), yük-şekil değiştirme altında kalan alanın hesaplanmasıyla bulunmuştur. Özellikle çelik lifli karışımların enerji yutma kapasitelerinin hesaplanması, TS 10515 e (1992) göre kiriş açıklığının 1/3 noktalarında P/2 yük düzenlemesi kullanılarak yapılmaktadır. Çelik lif uzunluğumuzun 35 mm olması yani 40 mm yi geçmemesinden dolayı deney numunelerimizin genişliği ve yüksekliği 100 mm olabilmektedir. Lifli betonlarda maksimum yükten sonra da betonun yük taşıması sonucu malzemenin tokluğu değerlendirilirken deney numunesinin belli bir aralığına kadar olan deformasyon boyutu göz önüne alınarak lifli betonun davranışı açıklanmıştır. Bunun sonucu TS 10515 te (1992) tanımlanan deney yöntemi geliştirilerek elastik şekil değiştirme indeksleri kavramı getirilmiştir. Elastik şekil değiştirme indekslerinin hesaplanmasında, yük-sehim eğrisinin altında yer alıp, ilk çatlak eğrisine ve belirtilen son nokta sehimine kadar devam eden alanlar esas alınır. Yüksehim eğrisinin lineer bölümden ilk kez ayrıldığı nokta tanımlanarak ilk çatlak belirtilir. Karşılık gelen yükü kullanarak ilk çatlamayı meydana getiren gerilme hesaplanır, ilk çatlama sehimi ve ilk çatlağa kadar olan yük-sehim eğrisinin altındaki alan belirtilir. Elastik şekil değiştirme indeksleri, belirtilen sehime kadar olan eğri altında kalan alanın, ilk çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile elde edilen sayılardır. İlk çatlak sehiminin 3 katı sehime kadar yük-sehim eğrisinin altındaki alanın, ilk çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile I 5, ilk çatlak sehiminin 5.5 katı sehime kadar yüksehim eğrisinin altındaki alanın, ilk çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile I 10, ilk çatlak sehiminin 10.5 katı sehime kadar yük-sehim eğrisinin altındaki alanın, ilk çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile I 20 şekil değiştirme indeksleri hesaplanır. Tokluk indekslerinin hesaplanmasında kullanılan yük-sehim eğrisi Şekil 3.3 te gösterilmiştir (TS 10515, 1992). Çelik lifli betonların deney sonucu çizilen yük-şekil değiştirme eğrisi altında kalan alan üzerinden hesaplanan I 5, I 10 ve I 20 elastik şekil değiştirme indeksleri, betonun enerji yutma kapasitesini göstermesi ve şahit beton ile karşılaştırılması açısından önemlidir. 98

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Şekil 3.3. Tokluk indekslerinin hesaplanması için yük-sehim eğrisi Mukavemet farkı değeri (kalıcı dayanım faktörü) R 10.20 ise, ölçülen ilk çatlak dayanımının yüzdesi olarak ilk çatlaktan sonra belirli sehime karşı gelen alanlarındaki ortalama kalıcı dayanımı göstermektedir. Kiriş deneyinden elde edilen yük-sehim eğrisinde ilk çatlak oluştuktan sonra malzemenin yük sehim eğrisi tam plastik davranış gösterirse R 10.20 =100, yumuşama eğilimi gösterirse R 10.20 <100 olmaktadır. Yalın betonda ise kalıcı dayanımı faktörleri sıfırdır. Kiriş numunelerinin yük-şekil değiştirme eğrilerinin oluşturulması için, yük etkisi altında numunede meydana gelecek deformasyonun okunması için de numunenin açıklığının ve genişliğinin orta noktasına strain-gauge yerleştirilmiştir. Yük numuneye 10 kg/sn yükleme hızı ile uygulanmış, yük ve sehim değerleri kameraya kayıt edilmiştir. Tokluk değerleri şu şekilde hesaplanmıştır: F e =(T b /tb)/(l/bh 2 ) (3.5) F u (R u )=P max (l/bh 2 ) (3.6) OAB=(P δ)/2 (3.7) I 5 =OACD/OAB (3.8) I 10 =OAEF/OAB (3.9) 99

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN I 20 =OAGH/OAB (3.10) R 10.20 =10 (I 20 -I 10 ) (3.11) Burada; F e : Eşdeğer çekme dayanımı, N/mm 2 F u (R u ) : Maksimum çekme dayanımı (Rapture Modülü), N/mm 2 P max : Maksimum yük, N T b : 3 mm lik eğilme deformasyonuna (sehim) kadar yük deformasyon eğrisi altında kalan alanın oluşması için harcanan enerji, N.mm tb : Sehim, 3 mm (l/450) l : Deney numunesinin iki mesnet arasındaki uzunluğu, mm b : Kırılma yüzeyi kesit genişliği, mm h : Deney numunesi yüksekliği, mm P : İlk çatlak gerilmesi, N δ : ilk çatlak sehimi, mm R 10.20 : Mukavemet farkı değeri I 5,I 10,I 20 : Elastik şekil değiştirme indeksleri 3.2.3.8. Yarmada Çekme Dayanımı Tayini Yarmada çekme dayanımı deneyleri TS EN 12390-6 (2002) standardına uygun olarak 28 günlük 150 300 mm lik silindir ve 150 150 150 mm lik küp beton (Brezilya yöntemi) numuneler üzerinde yürütülmüştür. Yarmada çekme dayanımları, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: f ct =2 F/(π L d) (3.12) Burada; f ct : Yarmada çekme dayanımı, MPa F: En büyük yük, N L: Numunenin yükleme parçasına temas çizgisi uzunluğu, mm d: Numunenin seçilen en kesit boyutu, mm 100

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.3.9. Aşınma Kaybı Tayini Betonların aşınma direnci; böhme aşındırma cihazı üzerinde 71x71x71 lik küp numunelere sürtünme yolu ile aşınma deneyi TS 699 a (2000) uygun olarak yapılmıştır. Aşınma kaybı, numunenin kütlesindeki veya hacmindeki azalma olarak tayin edilmiştir. Küp numuneler deneye başlamadan önce numune üzerinde tespit edilen toplam 9 noktadan yükseklik ölçümü alındıktan sonra, beton numunenin aşındırılacak yüzeyi döner disk üzerine yapışacak ve temas yüzü yukarı gelecek şekilde yerleştirilmiştir. Baskı pistonu yükleme koluna asılan ağırlık vasıtası ile bastırılmıştır. Sürtünme yolu üzerine standart aşındırıcı olarak 20 gr suni korundum tozu yayıldıktan sonra cihaz çalıştırılır. Bu durumda disk numuneye 294 N luk aşındırma kuvveti uygulamıştır. Disk 22 devirden sonra (1 periyod sonunda) otomatik olarak durur. Numune saat yönünde 90 döndürülür ve ize yeni aşındırıcı konulur. Her defasında disk ve temas yüzeyi temizlenir. Bu şekilde ikinci, üçüncü ve dördüncü yüzleri de aşındırılır ve toplam 88 devir yani 4 periyod sonunda birinci aşama tamamlanır. Her periyod sonunda fırça ile temizlenen numuneler dikkatlice ölçülmüş ve tartılmıştır. Numunenin hacmi Arşimet deneyine göre belirlenmiş ve ilk hacmi ile olan fark aşınma kaybı olarak bulunmuştur. Her dört dönüşümden sonra temizlenen numuneler dikkatlice ölçülmüş ve tartılmıştır. Araştırmada her numune üzerinde toplam 16 periyod 352 devir uygulanmıştır. Aşınma kaybı hacim azalması cinsinden aşağıdaki eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: V=(V o -V l )/A 50 (3.13) Burada; V: Numunenin böhme yüzey aşınma kaybı değeri, cm 3 /50 cm 2 V o : Numunenin deneyden önceki hacmi, cm 3 V l : Numunenin deneyden sonraki hacmi, cm 3 A: Numunenin aşınma uygulanan yüzeyin alanı, cm 2 Ayrıca betonların aşınma kaybı tayini için alternatif bir yol olabileceği düşünülerek, agregaların parçalanma direncinin tayinini gibi TS EN 1097-2 (2000) 101

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN standardına göre Los Angeles deney metodu ile yapılmıştır. 71x71x71 mm lik küp numuneler tamburda çelik bilyalar konmaksızın önce 100 devir daha sonrada toplamda 500 devir yaptırılmıştır. Çarpma sonucunda aşınmış olan beton numuneler tartılarak aşağıdaki eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: P=[(W 1 W 2 )/W 1 ] 100 (3.14) Burada; P: Aşınma kaybı, % W 1 : Numune ilk ağırlığı, gr W 2 : Numune son ağırlığı, gr 3.2.3.10. Rötre Tayini Taze beton kapiler boşluklarında bulunan serbest suyun buharlaşması ile kurur. Kimyasal reaksiyona girmeyen suyun bir bölümü çimento hidratları tarafından absorbe edilir ve jel sistemi oluşturur. Kuruma esnasında çimento jelinde büzülme olur. Jelin büzülmesi agreganın hacimsel miktarı ile sınırlıdır ki, bu büzülmenin en büyük etkenlerindendir. Fazla agrega miktarı daha az harç miktarı demektir. Yüksek su/çimento oranı harcın genleşmesine sebep olur ki bu da daha fazla büzülme demektir. Netice olarak kuruma büzülmesi; betonun sertleşmesi esnasında suyun fiziksel ve kimyasal olarak kaybolması neticesinde meydana gelen hacim azalmasından dolayı meydana gelir. Isı gerilmelerinde olduğu gibi, betonun şekil değiştirmeleri kısıtlanıyorsa (restrain) gerilmeler çatlamalara sebebiyet verir (Cilason ve Aksoy, 2000). Betonların kuruma-büzülme tayini TS 3453 e (1981) uygun olarak her bir grup için 50x50x285 mm lik kiriş prizma numuneleri üzerinde yapıldı. Her bir karışımdan iki numuneden iki ölçüm yapıldı. Numunelerin kuruma büzülmeleri iki ölçümün ortalaması olarak alındı. 24 saat sonra kalıptan çıkarılan rötre numuneleri ilk günden itibaren 23±2ºC sıcaklıktaki bağıl nemi %65 olan kür odasında tutulmuştur. İlk 28 gün boyunca her gün 91 güne kadar her hafta ve daha sonra ise her ay ölçüm alınmıştır. Ölçümler 0.002 mm hassasiyetli deformasyon saatine sahip ölçüm aletinde yapılmıştır. 102

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN 3.2.3.11. Boşluk ve Su Emme Oranlarının Tayini Sertleşmiş betonda boşluk ve su emme oranlarının tayini TS 3624 e (1981) uygun olarak her bir grup için 28 günlük suda kür edilmiş 71 71 71 mm lik küp numuneler üzerinde yürütülmüştür. Küp numunelerin sırasıyla etüv kurusu ağırlıkları, su içinde tutulduktan sonra suya doygun ağırlıkları ve su içindeki ağırlıkları tayin edilmiştir. Hesaplanan ağırlıklar, aşağıda verilen eşitlikler kullanılarak hesaplanmıştır: Boşluk Oranı (%)=[(A KYD -A FK )/(A KYD -A SU )] 100 (3.15) Su emme Oranı (%)=[(A KYD -A FK )/(A FK )] 100 (3.16) Burada; A FK : Fırın kurusu ağırlığı, gr A KYD : Kuru yüzey doygun ağırlığı, gr A SU : Su içindeki ağırlığı, gr 3.2.3.12. Kapiler Su Emme Katsayı Tayini Beton numunelerin kapiler su emme durumunun belirlenmesi 40x40x160 mm lik numuneler üzerinde yapılmıştır. Öncelikle numuneler 24 saat boyunca 105 C deki etüvde fırın kurusu haline getirilmiştir. Fırın kurusu ağırlıkları tartıldıktan sonra her bir deney numunesi için beton numunenin sadece alt yüzeyi suya temas edeceğinden dolayı beton numunelerin yan yüzeyleri ısıtılmış parafin ile izole edilmiştir. Parafinli ağırlıkları da tartıldıktan sonra su yüksekliği yaklaşık olarak 5 mm olan deney düzeneğine yerleştirilmişlerdir. Deney numuneleri 1, 4, 9, 16, 25, 36, 49, 64 ve 81. dakikalarda su emme miktarları ölçülmüştür. Ölçülen değerlerden her bir dakikadaki su emme miktarları (Q) hesaplanmıştır. Emilen su miktarının temas eden yüzey alanına bölümünün oranı ile (Q/A) ve geçen zamanın (t) saniye cinsinden değerinin kara kökü arasında lineer bir ilişki kurulmuştur. Bu ilişkiye ait elde edilen eğim bize beton numunelerin kapiler su emme katsayılarını vermiştir. Kapiler su emme kanuna göre; 103

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN Q/A=K. t (3.17) Burada; Q: Emilen su miktarı, cm 3 A: Su ile temas eden yüzey alanı, cm 2 t: Geçen zaman, sn K: Kapilarite katsayısı, cm 2 /sn 3.2.3.13. Karbonatlaşma Derinliğinin Tayini Çalışma kapsamında 50 50 285 mm lik rötre numunelerinin 23±2ºC ve %65 bağıl nemde tutulan 210 günlük sadece uçucu kül katkılı beton numunelerinde yapılmıştır. Uçucu küllü betonların karbonatlaşma derinliği, beton numunelerinin ikiye bölünmüş kırılma yüzeylerine fenolphtalein çözeltisi püskürtülerek ölçülmüştür. Serbest Ca(OH) 2 pembe renk gösterirken, karbonatlaşmış kısımlar renk değişimine uğramamaktadır. Su içerisinde kür edilen numunelerde karbondioksit gazının sızmasının mümkün olmaması nedeniyle ıslak küre maruz betonlarda karbonatlaşma oluşmayacağından dolayı karbonatlaşma ölçümleri sadece kuru kür ortamında bekletilen numuneler üzerinde yürütülmüştür. Karbonatlaşma derinliği 50 mm lik yüzey alanında aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: D=(A 1 +A 2 +A 3 +A 4 )/4 (3.18) Burada; D: Karbonatlaşma derinliği, mm A 1,2,3,4 : Dört kenardaki karbonatlaşma derinlikleri, mm 3.2.3.14. Ultrasonik Hız Tayini Betonların dayanımlarının tespitinde kullanılan tahribatsız yöntemlerden olan ve Pundit (Portable Ultrasonic Non-destructive Digital Indicating Tester) olarak adlandırılan bir cihaz tarafından belirlenen Ultrases dalga hızı ölçümüdür. Cihaz 104

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN tarafından gönderilen düşük frekanslı ultrasonik sinyaller malzeme içerisinden geçerek transducerler tarafından algılanır ve böylece ultrasonik sinyallerin malzeme içerisinden geçiş süresi hassas olarak ölçülür. Ultrasonik sinyaller beton içerisinden geçiş süresi betonun kalitesine bağlıdır. Ultarasonik testler sonucunda: betonun homojenliği, içindeki boşluklar, çatlaklar, beton yapısındaki yangın ve kimyasal olaylarla meydana gelen değişimler ile beton dayanımı ve kalitesi ile ilgili bilgiler elde edilir. Ölçümler esnasında, en çok önerilen direkt yöntem kullanılmıştır. Deneyler 365 günlük 150 150 150 mm lik küp ve 100 100 500 mm lik kiriş numuneler üzerinde yürütülmüştür. Ultrasonik ses hızı, aşağıda verilen eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır: V=L/U (3.19) Burada; V: Ultrasonik hız, km/sn L: Geçiş uzunluğu, mm U: Geçiş zamanı, µsn 3.2.3.15. Donma Çözülme Direnci Tayini Betonların donma-çözülme direncinin tayini için TS 699 a (2000) uygun olarak her bir grup için eğilme dayanım için üretilmiş kiriş numunelerden kesilen 90 günlük 100x100x100 mm lik küp numuneler üzerinde yapılmıştır. Dondurma kapasitesi -40 C olan ve -20 C ye 4 saat süresinde ulaşabilen derin dondurucuda, -20 C ye geldikten sonra 2 saat boyunca -20 C de bekletilen numuneler daha sonra çıkarılarak 2 saat boyunca da 20 C deki suda bekletilmiştir. Günde sadece iki kez tekrarlanabilen bu işlem deney süresince 50 kez tekrarlandı. Deney süresinin dışındaki zamanlarda beton numuneler 20 C deki suda bekletilmişlerdir. Çevrimlerin tamamlanmasının ardından numuneler üzerinde gözle görülür değişiklikler olup olmadığı incelenmiş ve ağırlıkça kayıplar belirlenmiştir. Daha sonra basınç dayanımı deneyleri yapılmış ve kontrol beton grupların basınç dayanımları ile kıyaslanarak dayanım kayıpları yüzde olarak hesaplanmıştır. 105

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4. BULGULAR VE TARTIŞMA Bu bölümde, uçucu kül katkılı betonlar, polipropilen lif katkılı betonlar ve çelik lif katkılı betonlar üzerinde gerçekleştirilen deneylerin sonuçları üç bölüm halinde sunulmuştur. 4.1. Uçucu Küllü Betonların Deney Sonuçları Uçucu kül katkılı deney betonları 400 kg/m 3 dozajlı, su/bağlayıcı oranı 0.35 olan, çimento yerine %0, %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranlarında uçucu kül katkılı olarak hazırlanmıştır. Beton numuneler üzerinde taze ve sertleşmiş beton deneyleri yürütülmüştür. Deneylere ait sonuçlar aşağıdaki bölümlerde sunulmuştur. 4.1.1. Puzolanik Aktiflik Deney Sonuçları Uçucu külün puzolanik dayanım aktivite indeksi deneyleri TS EN 450 (1998) ve ASTM C 618 (1998) standartlarına göre yapılmış ve deney sonuçları Çizelge 4.1 de verilmiştir. Çizelge 4.1. Puzolanik dayanım aktivite değerleri Özellik TS EN 450 ASTM C 618 Çimento (%) 100 75 100 80 Uçucu Kül (%) - 25-20 Su/Bağlayıcı 0.50 0.50 0.485 0.44 Agrega/Bağlayıcı 3.0 3.0 2.75 2.75 Numune Boyutu (mm) 40 40 40 50 50 50 7 günlük DAİ (%) - 88 28 günlük DAİ (%) 74 90 90 günlük DAİ (%) 85-7 günlük Min (%) - 75 28 günlük Min (%) 75 75 90 günlük Min (%) 85-106

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Sugözü uçucu külünün dayanım aktivite indeksi TS EN 450 (1998) standardına göre 28 gün için %74 ve 90 gün için %85 bulunmuştur. ASTM C 618 (1998) standardına göre dayanım aktivite indeksi ise 7 gün için %88 ve 28 gün için %90 olarak bulunmuştur. Uçucu külün dayanım aktivite indeksleri TS EN 450 deki (1998) sınır değerlerine yakın ve eşit çıkarken, ASTM C 618 (1998) standardına göre ise sınır değerlerin oldukça üzerinde olduğu görülmüştür. Bunun sebeplerini şunlara bağlıyabiliriz. ASTM standardında kül oranının TS EN ye göre %5 daha az konmasına, ASTM standardında su/bağlayıcı oranının TS EN ye göre daha az olmasına, ASTM standardında agrega/bağlayıcı oranının TS EN ye göre daha fazla olmasına, ASTM standardında uçucu külün su miktarının TS EN de olduğu gibi kontrol grubunun su miktarı ile eşit olmaması ve aynı işlenebilirlik için gerekli su miktarının daha az olması. ASTM kontrol grubu için 242 ml su gerekli iken uçucu küllü harç için aynı işlenebilirlik hedefi doğrultusunda 220 ml su konulmasına, Sugözü uçucu külünü bir mineral katkı olarak hidrolik çimento betonu ile kullanıldığında kabul edilebilir bir dayanım gelişmesi sağladığı kanaatine, dayanım aktivite indeksi deney sonuçlarına dayanılarak, varılmıştır. 4.1.2. Birim Ağırlık Deney Sonuçları Uçucu kül katkılı betonların taze beton birim ağırlıkları 150 mm lik küp numuneler üzerinde belirlenmiş ve Çizelge 4.2 de sunulmuştur. Taze betonların ölçülen birim ağırlıklarının 2476-2540 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise 150 300 mm lik silindir numuneler üzerinde belirlenmiş ve yine Çizelge 4.2 de sunulmuştur. Sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise 2475-2514 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. Betona katılan uçucu kül oranı arttıkça taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarında da bir düşüş gözlenmiştir. Çimentoya ağırlıkça ikame edilen uçucu külün özgül ağırlığının 107

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN (2310 kg/m 3 ) çimento özgül ağırlığından (3160 kg/m 3 ) daha az olmasının bu duruma neden olduğu düşünülmektedir. Şekil 4.1 de ise uçucu kül oranları ile taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları arasındaki ilişkiler gösterilmekte olup, betonların sertleşmeleriyle birlikte taze beton birim ağırlıklarında azalmalar görülmüştür. Bu azalma uçucu kül oranının artışı ile azalmış, hatta %45 uçucu kül oranında taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarının birbirine eşit değerler aldığı görülmüştür. Özcan (1997) çalışmasında uçucu küllü betonların birim ağırlıklarının şahide göre daha düşük çıktığını belirtmiştir. Çizelge 4.2. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları Uçucu Kül (%) Taze Beton Birim Ağırlık (kg/m 3 ) Sertleşmiş Beton Birim Ağırlık (kg/m 3 ) 0 2540 2514 10 2526 2509 15 2519 2488 20 2507 2484 25 2501 2483 30 2492 2479 45 2476 2475 2600 Taze Sertleşmiş Birim Ağırlık (kg/m3) 2550 2500 2450 2400 0 10 15 20 25 30 45 Uçucu Kül Oranı (%) Şekil 4.1. Uçucu kül oranı ile beton birim ağırlık ilişkisi 108

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.1.3. İşlenebilme Deney Sonuçları Betonlardan, en genel anlamda beklenen üç ana nitelik; işlenebilme, dayanım ve dayanıklılık (durabilite) tır. İşlenebilme, taze betonun kolayca karılabilmesi, segregasyon yapmadan taşınabilmesi ve yüzeyinin düzeltilebilmesidir. İşlenebilirlik taze betonun en önemli özelliğidir. İşlenebilme tanımındaki nitelikleri bir arada değerlendiren tek bir deney yöntemi yoktur. Ancak betonun kıvamı, işlenebilme özelliğini tam olarak ifade edememekle birlikte yine de betonun işlenebilirliğine dair önemli bilgi sağlamaktadır. O nedenle, deneysel olarak kolayca ölçülebilen beton kıvamı, çoğu zaman betonun işlenebilmesini belirlemek amacıyla kullanılmaktadır. Kıvam, taze beton karışımının ıslaklık derecesi anlamına gelmektedir (Erdoğan, 2003). Uçucu kül katkılı betonların işlenebilirlik deneyleri için vebe ve çökme hunisi metotları kullanılmıştır. Çimento ile ağırlıkça %0, %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranlarında yer değiştirilen uçucu kül betonlarının vebe süreleri ve çökme (slump) değerleri Çizelge 4.3 te sunulmuştur. Çizelge 4.3. Vebe süreleri ve çökme değerleri Uçucu Kül (%) Vebe Süresi (sn) 0 6.0 17 10 4.1 18 15 3.1 18 20 2.9 19 25 2.6 19 30 2.5 19 45 1.7 22 Çökme Değeri (cm) Uçucu kül oranlarının vebe süresine olan etkisi Şekil 4.2 de, çökme değerine etkisi ise Şekil 4.3 te verilmiştir. Şekil 4.2 den görüleceği üzere, taze beton içerisindeki uçucu kül ikame oranı arttıkça, bir başka deyişle uçucu kül miktarı arttıkça vebe süresi azalmıştır. Vebe süresi standart bir titreşimle taze betonu sıkıştırmak için gerekli zamanı gösterdiğinden, bu sürenin azalması taze betonu 109

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN sıkıştırmak için gerekli enerji miktarının azaldığını, dolayısıyla betonun işlenebilirliğinin arttığını göstermiştir. 7 6 Vebe Süresi (sn) 5 4 3 2 1 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Uçucu Kül Oranı (%) Şekil 4.2. Uçucu külün vebe süresine etkisi Slump (cm) 23 22 21 20 19 18 17 16 15 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Uçucu Kül Oranı (%) Şekil 4.3. Uçucu külün çökme değerine etkisi Şekil 4.3 te çimentonun uçucu kül ile ikame edilmesinin ve artan uçucu kül oranının çökme değerini (slump) artırdığı görülmüştür. Literatürde, hem çökme 110

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN (slump) hem de vebe süresi işlenebilirliğinin uçucu kül içeren bütün beton karışımlarda taze betonun işlenebilirliğinin geliştiğini, uçucu kül içermeyen kontrol betonlarına göre daha iyi olduğu rapor edilmiştir (Price, 1961; Owens, 1979; Brown, 1982; Ravina ve Mehta, 1986; Naik ve Ramme, 1990; Fukute ve ark., 1995: Sevim 2003). Yan ürün olarak elde edilen silisli maddelerin fiziksel karakteristikleri, normal portland çimentosu beton karışımları içine katkı olarak kullanıldıklarında karışım suyu ihtiyacını azaltma kabiliyetlerinin sebeplerini açıklamaktadır. Bu mineral katkı maddelerinin camsı ve emici olmayan yüzey yapısı, çimento ile kısmi olarak yer değiştirilme yolu ile silisli yan ürünler içeren beton harç ve bağlayıcıların daha iyi işlenebilirliği ve daha az su ihtiyacı göstermelerinden kısmen sorumludur (Mehta, 1989). Uçucu külün taze beton işlenebilirliğini artırmasının nedenleri aşağıda verilmiştir (Erdoğan, 2003; Atiş, 1997). Uçucu külün yoğunluğu portland çimentosunun yoğunluğundan daha azdır. Bu nedenle, uçucu kül içeren beton karışımında çimentonun bir bölümünün yerine eşit ağırlıkta uçucu kül kullanıldığından, betondaki bağlayıcı hamurunun hacmi artmaktadır. Daha büyük hacme sahip bağlayıcı hamur, taze betondaki agrega tanelerinin arasını daha iyi doldurmakta ve plastiklik sağlamaktadır. Uçucu kül taneleri küresel şekillidir. Küresel şekilli tanecikler iç sürtünmeyi azaltmakta, bilyeli yatak tesiriyle betonun akıcılığını artırmaktadır. İşlenebilirlikteki bu değişim hem çökme deneyinde hem de vebe deneyinde birbirini destekler şekilde görülmüştür. Ayrıca, uçucu külün işlenebilirlik üzerine olan etkisi, uçucu kül ve çimento arasındaki özgül ağırlıkların farklılıklarına da dayanmaktadır. Uçucu külün özgül ağırlığının normal Portland çimentosundan daha düşük olması nedeni ile ağırlık bazında yer değişimi, taze betonun işlenebilirliğine hakim olan, betondaki yapıştırıcı hamur miktarını artırmakta ve işlenebilirliği iyileştirmektedir. Uçucu külün taze betonun işlenebilirliği ve su ihtiyacı üzerindeki etkisi, laboratuar araştırmalarının yanı sıra pratik uygulamalarda da gözlemlenmiştir. 111

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Uçucu kül katkılı beton grupları arasındaki işlenebilirlik değerleri açısından vebe süresi ile çökme değeri (slump) arasındaki ilişki Şekil 4.4 te verilmiştir. Uçucu kül katkılı betonların azalan çökme değerlerine karşılık, vebe sürelerindeki artışla, slump ile vebe süresi arasında tutarlı bir ilişki görülmüştür. 23 22 Slump (cm) 21 20 19 18 17 16 15 y = 23.142x -0.1863 R 2 = 0.85 0 1 2 3 4 5 6 7 Vebe Süresi (sn) Şekil 4.4. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki Uçucu külün taze beton karışımı üzerindeki en iyi bilinen etkilerinden biri, betonun işlenebilirliğini bozmadan, gerekli su miktarını azaltabilme kabiliyetidir. Uçucu külün beton karışımı üzerindeki bu etkisi genellikle uçucu külün fiziksel özelliklerine, karbon içeriğine, tane inceliğine, tane şekline ve özellikle tane yüzey yapısına bağlıdır. Bu çalışmada kullanılan Sugözü uçucu külünün işlenebilirliği olumlu yönde etkilediği ve betonun işlenebilirliğini arttırdığı görülmüştür. 4.1.4. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları Basınç dayanımının tayini 150 mm lik küp numuneler üzerinde yürütülmüştür. Ayrıca eğilme deneyi için üretilen 100 100 500 mm lik kiriş numunelerin eğilme deneyi sonucunda taş kesme makinesinde kirişin uç kısımlarından kesilen 100 mm lik küp numuneler de basınç dayanımı deneylerine 112

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN tabi tutulmuştur. Numunelerin zamanla göstereceği dayanım artışları için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlara ait zamana bağlı basınç dayanım değerleri Çizelge 4.4 ve Çizelge 4.5 de sunulmuştur. Çizelge 4.4. 100 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül Basınç Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 68.8 77.8 87.4 103.4 10 60.2 75.6 85.1 101.5 15 57.4 70.7 84.0 101.3 20 53.9 69.1 84.2 100.3 25 48.0 64.1 82.8 99.0 30 47.8 61.9 75.6 94.5 45 35.0 50.2 68.9 86.8 Çizelge 4.5. 150 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül Basınç Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 64.4 77.1 86.5 102.8 10 62.7 72.7 81.0 95.4 15 55.1 67.8 80.2 94.5 20 52.3 65.6 79.2 93.9 25 51.9 65.6 78.5 94.7 30 51.0 63.6 77.6 93.4 45 37.9 55.8 69.9 83.2 Çizelgelerde verilen 100 mm lik ve 150 mm lik küp basınç dayanımlarına ait değerler için, dayanım-zaman ilişkilerine ait grafikler sırasıyla Şekil 4.5 ve Şekil 4.6 da gösterilmiştir. Grafiklerden zamana bağlı olarak tüm beton gruplarının basınç dayanımlarının arttığı görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların 100 mm lik küp basınç dayanımlarının kontrol numune dayanımlarına, 150 mm lik küp dayanımlarına kıyasla, daha fazla yaklaşmıştır. Uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarının 90. ve 365. günlerde %30 oranında uçucu kül katkısına kadar olan gruplarda yaklaşık olarak eşdeğer dayanımlara ulaştıkları görülmüştür. Günindi (2005) Sugözü uçucu külünün 0.45 su/bağlayıcı oranı için %10 oranında uçucu külün 113

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN kontrol beton basınç dayanımına eşdeğer ancak %20-%40 oranında ise basınç dayanımlarının azaldığını bildirmiştir. 120 Basınç Dayanımı (MPa) 100 80 60 40 20 0 %0 %10 %15 %20 %25 %30 %45 0 100 200 300 400 Zaman (gün) Şekil 4.5. 100 mm lik küp basınç dayanımı-zaman ilişkisi 120 %0 %10 %15 %20 %25 %30 %45 Basınç Dayanımı (MPa) 100 80 60 40 20 0 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.6. 150 mm lik küp basınç dayanımı-zaman ilişkisi Uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranı Çizelge 4.6 da verilmiştir. Uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarının kendi 28 günlük basınç dayanımlarına oranları ise Çizelge 4.7 de 114

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN verilmiştir. Çizelge 4.6 da %30 a kadar uçucu kül katılan betonların 90 ve 365 gün sonundaki dayanımlarının kontrol betonuna göre yaklaşık olarak %90 ve üzerinde değerler aldıkları görülmüştür. %45 uçucu kül katkılı betonlarda 90 ve 365 gün sonunda ise yaklaşık %80 ve üzeri değerlere ulaşmıştır. Çizelge 4.6. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül 100 100 100 mm Küp (%) 150 150 150 mm Küp (%) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 100 100 100 100 100 100 100 100 10 88 97 97 98 97 94 94 93 15 83 91 96 98 86 88 93 92 20 78 89 96 97 81 85 92 91 25 70 82 95 96 81 85 91 92 30 69 80 86 91 79 82 90 91 45 51 65 79 84 59 72 81 81 Çizelge 4.7. Basınç dayanımlarının 28 günlük dayanımlarına oranları Uçucu Kül 100 100 100 mm Küp 150 150 150 mm Küp (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 88 100 112 133 84 100 112 133 10 80 100 113 134 86 100 111 131 15 81 100 119 143 81 100 118 139 20 78 100 122 145 80 100 121 143 25 75 100 129 154 79 100 120 144 30 77 100 122 153 80 100 122 147 45 70 100 137 173 68 100 125 149 Çizelge 4.7 te uçucu kül katkılı betonların 7 günlük erken dayanımlarının kül oranı arttıkça azaldığı ve 28. günden sonra 90 ve 365 günlerde uçucu küllü betonların dayanım kazanımlarının kül oranının artışı ile daha da arttığı görülmüştür. 100 mm lik küplerde %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranındaki uçucu kül ilavesinin 365 gün sonundaki 28 günlük dayanımlarına kıyasla dayanım artışları sırasıyla %34, %43, %45, %54, %53 ve %73 olmuştur. Kontrol betonunun artışı ise %33 dür. Aynı şekilde 150 mm lik küplerde ise uçucu kül ilavesinin 365 gün sonundaki 28 günlük dayanımlarına kıyasla dayanım artışları sırasıyla %31, %39, %43, %44, %47 ve %49 olmuştur. Kontrol betonunun artışı ise yine %33 dür. 115

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Yani, uçucu kül oranının artışı ile ileri zamandaki dayanım artışının daha fazla olduğu görülmüştür. Çimentonun yerine uçucu kül katkısı kullanıldığında çimentonun erken dayanım kazandırdığı, uçucu külün ise etkisinin zamanla dayanım kazandırdığı görülmüştür. Betonda kül oranının artmasıyla, dayanımın kazanımının zamana yayıldığı görülmüştür. Uçucu külün puzolanik reaksiyonundan dolayı, uçucu kül içeren betonun dayanım gelişmesinin, genellikle ilk zamanlarda daha yavaş olduğunu ancak, uzun dönemde dayanım kazanmaya devam ettiği belirtilmektedir (Cabrera ve Woolley, 1985; Mehta, 1986). Ayrıca 100 mm lik ve 150 mm lik küp numunelerin basınç dayanımları arasında doğrusal bir ilişki kurulmaya çalışılmıştır. Elde edilen doğrusal ilişkinin korelasyon katsayısı 0.96 olup Şekil 4.7 de gösterilmiştir. Uçucu kül içeren ve 100 mm lik küp numune beton basınç dayanımı, ortalama 0.974 katsayısı ile çarpılarak 150 mm lik küp beton basınç dayanım sonucu elde edilebilmiştir. 100 mm lik küp basınç dayanımları 150 mm lik küp basınç dayanımlarından yaklaşık olarak %3 oranında fazla çıkmıştır. 150 mm'lik Dayanım (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 y = 0.974x R 2 = 0.96 0 20 40 60 80 100 120 100 mm'lik Dayanım (MPa) Şekil 4.7. 150 ile 100 mm lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişki 28 günlük küp basınç dayanımları ile 28 günlük silindir basınç dayanımları arasındaki ilişki de Şekil 4.8 de gösterilmiştir. 100 mm lik küp basınç dayanımlarının silindir basınç dayanımları ile olan ilişkisi 150 mm lik küp ile olan 116

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN ilişkisinden daha tutarlı görülmüştür. Silindir beton basınç dayanımının her iki küp dayanımlarının da yaklaşık %75 ine eşit olduğu görülmüştür. Silindir Basınç Dayanımı (MPa) 80 60 40 y = 0.7501x 20 R 2 = 0.90 100 150 y = 0.7544x R 2 = 0.84 0 40 50 60 70 80 Küp Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.8. Silindir basınç-küp basınç dayanımları arasındaki ilişki Uçucu kül oranı %30 a kadarki betonların basınç dayanımları 90 ve 365 günlerde birbirlerinin dayanımlarına yaklaşık olarak eşdeğer düzeyde dayanım kazanmışlardır. Bu dayanımlar aynı zamanda kontrol beton dayanımlarıyla karşılaştırılabilir düzeyde bulunmuştur. Uçucu külün basınç dayanımına etkisi erken zamanlarda olumsuz olmasına karşın zamanla dayanım kazanmaları artmakta ve dayanımları kontrol betonlara yaklaşabilmiştir. Uçucu külün zamanla dayanım kazandırdığı görülmüştür. Kullanılan Sugözü uçucu külünün beton basınç dayanımları açısından, %30 mertebesine kadar ikame edilebileceği hatta yüksek oranlarda uçucu kül içeren betonlarda %45 ve üzeri kullanılabileceği, dolayısıyla ekonomik ve ekolojik faydaların elde edileceği kanaati oluşmuştur. 4.1.5. Elastisite Modülü Deney Sonuçları Uçucu kül katkılı beton gruplarının elastisite modüllerinin tayini 28 günlük 150 300 mm lik silindir beton numunelerde yapılmıştır. Bu araştırmada uçucu küllü betonların σ-ε eğrisinin üzerinde herhangi bir nokta belirlenmiş ve hem σ-ε eğrisinin 117

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN başlangıç noktasından (0 noktasından) hem de belirlenen bu noktadan geçen bir doğru çizilmiştir. Bu noktanın seçiminde, betonun maksimum gerilme değerinin %40 ına karşılık gelen gerilme değeri temel alınmıştır. Çizilen bu doğru, betonun σ-ε eğrisi imiş gibi kabul edilmiş ve bu doğrunun eğimi (E=σ/ε) hesaplanmıştır. Uçucu kül katkılı betonların 28 günlük 150 300 mm lik silindir basınç dayanımları ile sekant elastisite modülleri Çizelge 4.8 de verilmiştir. Uçucu Kül (%) Çizelge 4.8. Elastisite modülü değerleri Basınç Dayanımı (MPa) 0 63.4 37.9 10 56.8 39.5 15 52.9 37.5 20 48.0 38.4 25 47.2 40.4 30 45.3 36.8 45 37.7 30.3 Elastisite Modülü (GPa) Gerilme (MPa) 70 60 50 40 30 20 %0 %10 %15 %20 %25 %30 %45 10 0 0.0000 0.0005 0.0010 0.0015 0.0020 0.0025 Birim Deformasyon Şekil 4.9. Gerilme-birim deformasyon diyagramları Uçucu kül katkılı betonlara ait gerilme-birim deformasyon diyagramları Şekil 4.9 da gösterilmiştir. Uçucu kül katkılı beton gruplarının %45 uçucu küllü beton 118

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN grubu hariç, kontrol betonun elastisite modülü değerlerine eşdeğer veya biraz fazla olduğu bulunmuştur. %10 ile %30 arasındaki uçucu kül katkılı betonların elastisite modülleri kontrol betonun elastisite modülünün %90-%105 i arasında değer almıştır. %45 gibi yüksek oranda uçucu kül katkısında ise elastisite modülü kontrol betonun %83 üne karşılık gelmiştir. Buna benzer olarak, Caretta ve Malhotra (1987) uçucu kül katkılı betonların 28 günlük elastisite modüllerinin, kontrol betonun elastisite modülünün %90 ile %110 arasında olduğunu rapor etmişlerdir. Ramyar (1993) uçucu külün betonun elastisite modülüne önemli bir etkisinin olmadığını bildirmiştir. Siddique (2004) uçucu küllü betonların elastisite modülünün 28 günde azaldığını ancak devamlı ve önemli bir gelişmenin ve artışın 28 günden sonra meydana geldiğini belirtmiştir. Dinçer (2004) ise uçucu kül ile birlikte hacimce ince malzeme miktarı arttığı için, kül katkısı ile birlikte beton kompasitesinin de artmakta olduğunu, bundan dolayı basınç dayanımında gözle görülür bir azalma olmasına rağmen, elastisite modülünde bu azalmanın görülmediğini bildirmiştir. 4.1.6. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları Betonların eğilme dayanımı deneyleri 100 100 500 mm lik kiriş numuneler üzerinde üçte bir noktalarından yüklenmiş basit kiriş metodu ile yapılmıştır. Numunelerin zamanla göstereceği eğilme dayanımlarındaki artışlar için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. Araştırma kapsamında yer alan uçucu kül katkılı betonlara ait zamana bağlı eğilme dayanımları Çizelge 4.9 da sunulmuştur. Çizelge 4.9. Eğilme dayanımları Uçucu Kül Eğilme Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 7.61 7.82 8.01 8.28 10 7.26 7.38 7.83 8.01 15 6.28 6.71 7.67 7.95 20 5.90 6.51 7.49 7.94 25 4.93 6.11 7.38 7.60 30 4.85 5.89 6.27 6.98 45 4.41 5.50 6.16 6.69 119

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Betondaki uçucu kül oranının artışının, eğilme dayanımlarına zaman içersindeki etkisi Şekil 4.10 da gösterilmiştir. Uçucu kül katkılı betonların eğilme dayanımlarının, kontrol betonlarının dayanımlarına oranları Çizelge 4.10 da ve eğilme dayanımlarının kendi 28 günlük eğilme dayanımlarına oranları ise Çizelge 4.11 de verilmiştir. 10 %0 %10 %15 %20 %25 %30 %45 Eğilme Dayanımı (MPa) 8 6 4 2 0 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.10. Eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Çizelge 4.10. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül Eğilme Dayanım Oranı (%) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 100 100 100 100 10 95 94 98 97 15 83 86 96 96 20 78 83 94 96 25 65 78 92 92 30 64 75 78 84 45 58 70 77 81 Eğilme dayanımları sonuçlarına göre 90 ve 365 gün sonundaki uçucu kül katkısının %25 oranına kadar uçucu kül kullanımında kontrol grubunun %92 ve üzerine ulaştıkları görülmüştür. %30 ve %45 oranında uçucu kül katkısının 120

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN betonların eğilme dayanımını 90 gün ve sonrasında kontrol betonun eğilme dayanımının yaklaşık olarak %80 ve üzerinde bir değere ulaştıkları görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların eğilme ile basınç dayanımları arasındaki ilişkiler Şekil 4.11 de gösterilmiştir. Zaman içerisinde uçucu kül katkılı betonların eğilme dayanımlarındaki artışın, basınç dayanımlarındaki artıştan daha az olduğu görülmüştür. 365 gün sonunda eğilme dayanımdaki artış en fazla %24 olmuştur. Çizelge 4.11. Eğilme dayanımlarının 28 günlük dayanımlarına oranları Uçucu Kül Eğilme Dayanım Oranı (%) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0 97 100 102 106 10 98 100 106 109 15 94 100 114 118 20 91 100 115 122 25 81 100 121 124 30 82 100 106 119 45 80 100 112 122 10 Eğilme Dayanımı (MPa) 8 6 4 2 0 y = 0.6232x 0.5564 R 2 = 0.81 y=0.089x 100 mm 150 mm y = 0.491x 0.6138 R 2 = 0.75 y=0.091x 0 20 40 60 80 100 120 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.11. Eğilme dayanımı-basınç dayanımı arasındaki ilişki 100 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkinin korelasyon katsayısı 0.81, 150 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkinin korelasyon katsayısı ise 0.75 dir. 100 mm lik küp 121

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkinin 150 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkiye göre daha kuvvetli bir ilişki olduğu görülmüştür. 100 mm lik küp numunelerin eğilme dayanım deneyinde kullanılan kiriş numunelerinden kesilen numuneler olması nedeniyle dayanımlar arasındaki ilişkinin daha yakın olabileceği düşünülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların eğilme dayanımları, basınç dayanımlarının %9 una karşılık gelmiştir. Uçucu kül katkılı betonların eğilme dayanımları ile basınç dayanımları arasındaki oranın kontrol betonundaki orana benzer olduğu görülmüştür. Ayrıca eğilme dayanımlarının, basınç dayanımlarının 7. günde %12, 28. günde %10, 90. günde %9 ve 365. günde ise %8 ine karşılık geldiği görülmüştür. Buradan, zamanla eğilme dayanımlarının basınç dayanımına oranlarının azaldığı görülmüştür. Franklin (1981) ve Brooks ve ark. (1982) uçucu küllü betonun eğilmede çekme dayanımının normal Portland çimentolu betonunun eğilmede çekme dayanımı ile karşılaştırılabilir ve eğilmede çekme dayanımının basınç dayanımına oranının normal Portland çimentolu betonunkine benzer olduğunu belirtmişlerdir. Uçucu kül katkılı betonların 28 gün için 40 40 160 mm lik küçük kirişlerin ve 100 100 500 mm lik büyük kirişlerin üç nokta yüklemesi deneyi sonucundaki eğilme dayanımları Çizelge 4.12 de verilmiştir. İki farklı boyuttaki kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki ise Şekil 4.12 de sunulmuştur. Uçucu kül katkılı betonlar için her iki boyutta üretilen beton kirişlerin eğilme dayanımlarının oranının yaklaşık olarak birbirlerine eşit olduğu görülmüştür. Çizelge 4.12. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları Uçucu Kül (%) 40 40 160 (MPa) 0 7.66 7.82 10 7.35 7.38 15 6.89 6.71 20 6.43 6.51 25 6.05 6.11 30 5.82 5.89 45 5.79 5.50 100 100 500 (MPa) 122

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 9 8 40*40*160 mm 7 6 5 y = 1.0001x R 2 = 0.95 4 4 5 6 7 8 9 100*100*500 mm Şekil 4.12. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki 4.1.7. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları Yarmada çekme dayanımı deneyleri 28 günlük 150 300 mm lik silindir ve 150 150 150 mm lik küp beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Uçucu kül katkılı beton gruplarına ait 28 günlük yarmada çekme dayanımları Çizelge 4.13 te verilmiştir. Uçucu kül katkılı betonlarda hem silindir hem de küp numuneler üzerinde yapılan yarmada çekme dayanımı deney sonuçlarına göre, %30 oranlarına kadar uçucu kül katkısının betonların yarmada çekme dayanımlarını kontrol numunelere göre kıyaslandığında yaklaşık olarak birbirlerine oldukça yakın değerlerde ve 4 MPa değerinin üzerinde olduğu görülmüştür. Sadece %45 oranında uçucu kül katkılı betonlarda silindir ve küp yarma dayanımları sırasıyla 3.97 ve 3.82 MPa değerlerinde çıkmıştır. Aynı numune gruplarına ait yarma dayanımları incelendiğinde küp yarma dayanımlarının silindir yarma dayanımlarından ortalama %4 daha düşük değerlerde olduğu görülmüştür. Aslında beklenen TS EN 12390-6 (2002) de belirtildiği üzere küp yarma dayanımlarının yaklaşık olarak silindir yarma dayanımlarından %10 kadar daha fazla çıkmasıdır. Silindir numunelerin yarma dayanımları ile küp numunelerin yarma dayanımları ilişkisi Şekil 4.13 te gösterilmiştir. Şekil 4.13 te silindir ile küp yarma dayanımları arasında yeteri kadar veri olmamasından dolayı zayıf bir ilişki görülmüştür. 123

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.13. Yarmada çekme dayanımları Uçucu Kül Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) (%) Silindir Küp 0 4.42 4.11 10 4.39 4.15 15 4.27 4.00 20 4.30 4.16 25 4.29 4.20 30 4.25 4.16 45 3.97 3.82 Küp Yarma Dayanımı (MPa) 4.50 y = 0.96x 4.25 R 2 = 0.58 4.00 3.75 3.50 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 Silindir Yarma Dayanımı (MPa) Şekil 4.13. Küp yarma ile silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki Ayrıca 28 günlük, 150 mm lik küp basınç dayanımları ile 150 mm lik yarma dayanımları arasındaki ilişki ve 150 300 mm lik silindir basınç dayanımları ile 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki Şekil 4.14 te gösterilmiştir. Şekil 4.14 te silindir yarma dayanımlarının silindir basınç dayanımlarının %8 i, küp yarma dayanımlarının ise küp basınç dayanımlarının %6 sı kadar olduğu görülmüştür. Lee (2002) uçucu küllü betonların yarmada çekme dayanımlarını basınç dayanımlarının yaklaşık %12 si olarak bulmuştur. Normal dayanımlı portland betonlarında bu oranın %8-10 arasında olduğunu, uçucu küllü betonların çekme dayanımlarına önemli bir değişiklik yapmadığını belirtmiştir. 124

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 6 Yarma Dayanımı (MPa) 5 4 3 2 y = 0.084x y = 0.061x 1 Silindir Küp 0 30 40 50 60 70 80 90 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.14. Silindir ve küp numunelerin yarma ile basınç dayanım ilişkileri 28 günlük eğilme dayanımları ile 150 mm lik yarma dayanımları ve 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları arasındaki ilişkiler Şekil 4.15 te gösterilmiştir. Şekil 4.15 te silindir ve küp yarma dayanımları ile eğilme dayanımları arasında sırasıyla 0.64 ve 0.62 katı bir ilişki olduğu görülmüştür. Genel olarak uçucu küllü betonların yarma dayanımlarının eğilme dayanımlarının 0.63 katı kadar olduğu görülmüştür. 6 Yarma Dayanımı (MPa) 5 4 3 2 1 0 y = 0.64x y = 0.62x Silindir Küp 3 4 5 6 7 8 9 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.15. Silindir ve küp numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri 125

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.1.8. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları Uçucu kül katkılı beton grupları için 71x71x71 mm boyutlarında kübik numuneler dökülmüş, numuneler 28 gün ıslak kür edilmiştir. Betonların aşınma direnci; böhme aşındırma cihazı üzerinde küp numunelere sürtünme yolu ile yapılmıştır. Aşınma kaybı, beton hacmindeki azalma olarak tayin edilmiştir. Aşınma sonucunda beton numunelerin hacmi belirlenmiş ve ilk hacmi ile olan fark, 50 cm 2 lik yüzey alanı bazında aşınma kaybı olarak belirlenmiştir. Böhme ile aşınan uçucu kül katkılı betonların aşınma kayıpları (cm 3 /50cm 2 ) olarak Çizelge 4.14 te verilmiştir. Çizelge 4.14 te betona katılan uçucu kül miktarı arttıkça aşınma kayıplarının da arttığı görülmüştür. %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 uçucu kül katkılı betonların kontrol betona göre aşınma kayıpları sırasıyla yüzde olarak %6, %15, %18, %27, %29 ve %39 olmuştur. Çizelge 4.14. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül (%) Aşınma Kaybı (cm 3 /50cm 2 ) Kontrol (%) 0 5.09 100 10 5.40 106 15 5.85 115 20 6.00 118 25 6.44 127 30 6.58 129 45 7.08 139 Ayrıca betonların aşınma kayıpları çarpma yolu ile, agregaların parçalanma direncinin tayininde olduğu gibi Los Angeles deney metodu ile yapılmıştır. Aynı boyutta ve aynı karışımdan elde edilen 71x71x71 mm lik küp numuneler 28 günlük kürden sonra, tamburda çelik bilyeler konmaksızın önce 100 devir daha sonrada devam edilerek toplamda 500 devir yaptırılmıştır. Deneylerden sonra numunelerin ağırlık kayıpları, deneyden önceki ağırlıklara göre yüzdeleri hesaplanarak belirlenmiştir. Tamburun 100 ve 500 devir yapmasından sonra uçucu kül katkılı beton gruplarının aşınma kayıpları (%) olarak Çizelge 4.15 te verilmiştir. 126

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.15. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül Ağırlıkça Aşınma Kaybı (%) (%) 100 Devir 500 Devir Kontrol 0 1.8 8.1 100 10 1.9 8.5 105 15 2.1 9.1 112 20 2.1 9.3 115 25 2.3 9.9 122 30 2.3 10.6 131 45 2.5 11.3 140 Çarpma yolu ile aşınan uçucu kül katkılı betonlarda da uçucu kül oranı arttıkça aşınma kayıplarının arttığı görülmüştür. %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 uçucu kül katkılı betonların kontrol betona göre çarpma yolu ile meydana gelen aşınma kayıpların artışı sırasıyla %5, %12, %15, %22, %31 ve %40 olmuştur. Sürtünme yolu ve çarpma yolu ile aşınan betonların aşınma kayıplarının kontrol betonlara oranları ile uçucu kül oranı aralarındaki ilişkiler Şekil 4.16 da gösterilmiştir. Şekil 4.16 dan her iki deney yöntemi sonucunda bulunan uçucu küllü betonların aşınma kaybı değerlerinin yüzde olarak birbirine oldukça yakın oldukları görülmüştür. Aşınma Kaybı (%) Böhme (Sürtünme) ile Aşınma Los Angeles (Çarpma) ile Aşınma 150 125 100 75 50 25 0 0 10 20 30 40 50 Uçucu Kül Oranı (%) Şekil 4.16. Aşınma kaybı ile uçucu kül oranının ilişkisi 127

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Böhme ve Los Angeles deneyleri sonucundaki aşınma kaybı değerlerinin 71 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkiler sırasıyla Şekil 4.17 ve Şekil 4.18 de gösterilmiştir. Böhme Los Angeles 12 Aşınma Kaybı 10 8 6 4 2 y = 2069.5x -1.2418 R 2 = 0.95 y = 1225.5x -1.2255 R 2 = 0.98 0 60 70 80 90 100 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.17. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi 12 Böhme Los Angeles Aşınma Kaybı 10 8 6 4 2 y = 55.406x -0.9416 R 2 = 0.98 y = 34.157x -0.9254 R 2 = 0.99 0 0 2 4 6 8 10 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.18. Aşınma kaybı eğilme dayanımı ilişkisi 128

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Aşınma kayıpları ile dayanımlar arasında oldukça kuvvetli ilişkiler olduğu görülmüştür. Aşınma kayıplarının eğilme dayanımı ile olan ilişkilerinin R 2 değerleri biraz daha fazla olmuştur. Dayanımları yüksek olan betonların aşınma kayıplarının daha az olduğu belirlenmiştir. Literatürde Portland çimentosu betonunun ve uçucu küllü betonların aşınma dayanımlarının basınç dayanımlarına bağlı olduğu belirtilmektedir (Gebler ve Klieger, 1986; Atiş, 2000; Siddique, 2004b). 4.1.9. Rötre Deney Sonuçları Kuruma rötresi hidrolik rötre olarak bilinen ve üretimi izleyen günlerden itibaren başlayan ve uzun süre devam eden en tesirli rötre olarak karşımıza çıkmaktadır. Kuruma rötresinin etkisini azaltmak için betonda belirli aralıklarla derz yapılmalıdır. Bu suretle, betonun rastgele çatlaması yerine daha az zararlı ve önlemi alınmış yerlerden çatlaması sağlanır. Kuruma rötrelerinin ölçülmesi için çalışma kapsamındaki beton karışımları ile her bir karışımı temsil etmek üzere iki adet 50x50x285 mm lik prizma rötre numuneleri hazırlanmıştır. Uçucu kül katkılı beton gruplarına ait rötre oranları Çizelge 4.16 da ve rötre-zaman ilişkisi ise Şekil 4.19 da verilmiştir. Çizelge 4.16 ve Şekil 4.19 incelendiğinde uçucu kül içeren beton numunelerin kontrol beton numunesinden daha az kısaldığı yani daha az rötre yaptığı görülmüştür. Uçucu kül ikame oranı arttıkça kuruma rötresi de düşmüştür. Şekilden en az rötre yapan grubun %45 uçucu kül katkılı beton grubu olduğu görülmüştür. %20, %25 ve %30 uçucu kül içeren beton gruplarının rötre değerleri birbirine oldukça yakın değerlerde olmuştur. %0, %10,%15, %20, %25, %30ve %45 uçucu kül katkılı beton gruplarının rötre değerleri (%) olarak, 28. gün için sırasıyla 0.05123, 0.04947, 0.04491, 0.04351, 0.04140, 0.04351 ve 0.03789 iken, 210. gün sonunda 0.06632, 0.06316, 0.06246, 0.05965, 0.05895, 0.05965 ve 0.05123 olmuştur. 210. gün sonunda %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranındaki uçucu kül betonun rötresini kontrol betonuna göre sırasıyla %5, %6, %10, %11, %10 ve %23 oranlarında azaltmıştır. Kullanılan Sugözü uçucu külünün kuruma rötresini azalttığı görülmüştür. Mevcut uçucu külün rötre istenmeyen yapılarda kullanılması uygun olacağı düşünülmektedir. 129

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.16. Kuruma rötresi oranları (%) Zaman Uçucu Kül Oranları (%) (gün) 0 10 15 20 25 30 45 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02982 0.02772 0.02456 0.02386 0.02105 0.02947 0.02105 14 0.04246 0.04175 0.03509 0.03088 0.03088 0.03509 0.03018 21 0.04737 0.04702 0.04000 0.03789 0.03579 0.03930 0.03719 28 0.05123 0.04947 0.04491 0.04351 0.04140 0.04351 0.03789 35 0.05158 0.05018 0.04561 0.04561 0.04351 0.04561 0.04000 42 0.05228 0.05123 0.04702 0.04772 0.04772 0.04772 0.04211 49 0.05368 0.05298 0.04912 0.04912 0.04982 0.04982 0.04491 56 0.05544 0.05439 0.05123 0.05193 0.05193 0.04982 0.04702 63 0.05649 0.05544 0.05263 0.05333 0.05263 0.05263 0.04912 70 0.05930 0.05719 0.05404 0.05404 0.05404 0.05404 0.04982 77 0.06070 0.05895 0.05614 0.05754 0.05544 0.05404 0.04982 84 0.06140 0.06035 0.05754 0.05684 0.05614 0.05544 0.05053 91 0.06246 0.06175 0.05825 0.05684 0.05684 0.05684 0.05053 120 0.06526 0.06316 0.06035 0.05825 0.05754 0.05754 0.04982 150 0.06596 0.06316 0.06175 0.05825 0.05825 0.05754 0.04982 180 0.06596 0.06316 0.06246 0.05895 0.05825 0.05895 0.05053 210 0.06632 0.06316 0.06246 0.05965 0.05895 0.05965 0.05123 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 %0 %10 %15 %20 %25 %30 %45 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (Gün) Şekil 4.19. Rötre-zaman ilişkisi Betonda uçucu kül kullanımının rötreyi azalttığı hatta artan uçucu kül yer değiştirme oranının artmasıyla rötrenin azaldığı belirtilmektedir (Ghosh ve Timusk, 1981; Cripwell ve ark., 1984; Teorenau ve Nicolescu, 1982: Atiş ve ark. 2004b). 130

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Uçucu küllü betonlardaki kuruma rötresinin azalması, betonun su ihtiyacının azalması ve ince hamur yapısının oluşumunun sonucu hamurdaki suyun boşluk kayıplarını sınırlamasıyla açıklanmıştır (Dhir, 1986: Ramyar, 1993) 4.1.10. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları Betonun su geçirimliliği, içindeki boşluk oranına bağlıdır. Boşluk oranıyla sürekli yani birbirine bağlı boşluklar kastedilmektedir. Katı cisim olmalarına rağmen yapı malzemelerinin çoğunun içyapılarında gözle görülebilen veya görülemeyen boşluklara sahip oldukları bilinmektedir. Kapalı boşlukların kılcallık ve su emmeye herhangi bir etkisi yoktur. Büyüklü küçüklü, sürekli veya süreksiz olabilen bu boşlukların betonun dayanımını ve dayanıklılığını etkilediği bilinmektedir. Deneyler kapsamında yer alan betonlara ait boşluk ve su emme oranları tayini 28 günlük suda kür edilmiş 71mm lik küp numuneler üzerinde yürütülmüştür. Uçucu küllü betonlara ait boşluk ve su emme oranları değerleri Çizelge 4.17 de verilmiştir. Betona katılan uçucu kül oranı arttıkça boşluk ve su emme oranlarının arttığı görülmüştür. Yalnızca %10 uçucu kül ilavesi ile boşluk ve su emme oranları kontrol betonuna eşdeğer düzeyde olmuştur. %15 ve %20 ile %30 ve %45 uçucu kül katkılı betonların boşluk ve su emme oranlarının ise birbirlerine eşdeğer olduğu görülmüştür. Çizelge 4.17. Boşluk ve su emme oranları Uçucu Kül (%) Boşluk Oranı (%) Su Emme Oranı (%) 0 7.09 2.86 10 6.95 2.82 15 7.77 3.17 20 7.73 3.17 25 8.20 3.37 30 8.54 3.53 45 8.69 3.58 131

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Şekil 4.20 de ise uçucu kül katkılı betonların boşluk oranları ile su emme oranları arasındaki ilişki sunulmuştur. Şekil 4.20 de boşluk ile su emme oranları arasında tam bir doğrusal ilişki olduğu da görülmüştür. Boşluk oranlarının, su emme oranlarının yaklaşık 2.44 katı kadar olduğu saptanmıştır. Ayrıca boşluk oranları ile su emme oranları arasında bir paralellik olduğu görülmüştür. 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = 2.44x R 2 = 0.99 0 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 Su Emme Oranı (%) Şekil 4.20. Boşluk oranı su emme oranı ilişkisi Şekil 4.21 ve Şekil 4.22 de uçucu kül katkılı beton numuneler üzerindeki boşluk oranları ile dayanımları arasındaki ilişkiler görülmektedir. Şekil 4.21 de boşluk oranları ile 100 mm lik, 150 mm lik ve boşluk oranı tayininde kullanılan 71 mm lik küp boyutundaki numunelerin basınç dayanımları arasındaki ilişki sunulmuştur. Şekil 4.22 de ise boşluk oranları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişki gösterilmiştir. Boşluk oranları ile hem basınç dayanımları hem de eğilme dayanımları arasında kuvvetli doğrusal ilişkiler görülmüştür. Boşluk miktarlarının artmasının uçucu küllü betonların basınç ve eğilme dayanımlarını olumsuz şekilde etkilediği görülmüştür. Sevim (2003), uçucu küllü betonlar üzerinde yaptığı boşlukluluk deneyleri sonucunda, boşluk oranı azaldıkça dayanımların arttığı şeklinde doğrusal bir ilişkinin gözlendiğini belirtmiştir. 132

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 0 y = -0.0669x + 12.339 R 2 = 0.87 y = -0.0904x + 13.898 R 2 = 0.83 100 mm 150 mm 71 mm y = -0.0852x + 14.389 R 2 = 0.84 40 50 60 70 80 90 100 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.21. Boşluk oranı basınç dayanımı ilişkisi 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = -0.7911x + 13.042 R 2 = 0.94 0 4 5 6 7 8 9 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.22. Boşluk oranı eğilme dayanımı ilişkisi 4.1.11. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları Beton numunelerin kapiler su emme durumunun belirlenmesi 28 günlük 40x40x160 mm lik prizma beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Yan yüzeyleri ısıtılmış parafin sürülerek izole edilen beton numunelerin sadece alt yüzeyi suya temas ettirilmiştir. Deney numunelerinin 1, 4, 9, 16, 25, 36, 49, 64 ve 81. dakikalarda su emme miktarları ağırlık olarak ölçülmüştür. Kapiler su emme 133

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN katsayısının belirlenmesinde kullanılan 40x40x160 mm lik prizmatik beton numuneler daha sonra eğilme deneyine tabii tutulmuştur. Uçucu küllü 40x40x160 mm lik prizma beton numunelere ait kapiler su emme katsayıları ve eğilme dayanımları Çizelge 4.18 de verilmiştir. Uçucu Kül (%) Çizelge 4.18. Kapiler su emme katsayıları Eğilme Dayanımı (MPa) Kapiler Su Emme Katsayısı ( 10-3 cm/sn 1/2 ) 0 7.66 0.21 10 7.35 0.40 15 6.89 0.42 20 6.43 0.46 25 6.05 0.47 30 5.82 0.51 45 5.79 0.61 Betona katılan uçucu kül miktarının artması ile kapiler su emme katsayılarının da arttığı görülmüştür. Kontrol betonun kapiler su emme katsayısı 0.21 10-3 cm/sn 1/2 iken, uçucu külün %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 oranlarında ilavesi, kapiler su emme katsayılarını sırasıyla 0.40, 0.42, 0.46, 0.47, 0.51 ve 0.61 10-3 cm/sn 1/2 olarak, iki hatta üç katına kadar çıkarmıştır. Betonların kılcallık özelliği betonun dayanıklılığı açısından önemlidir ve betonun boşluk yapısına bağlıdır. Kapiler su emme katsayılarının, sırasıyla eğilme dayanımları, su emme oranları ve boşluk oranları ile olan ilişkilerine ait grafikler Şekil 4.23, Şekil 4.24 ve Şekil 4.25 te gösterilmiştir. Şekil 4.23 te uçucu kül ilavesinin artması ile eğilme dayanımı azalan betonların, kapiler su emme katsayılarının arttığı görülmüştür. Şekil 4.24 ve Şekil 4.25 te ise uçucu kül miktarı ile artan su emme ve boşluk oranlarının kapiler su emme katsayılarını da arttırdıkları ve aralarında lineer ilişkiler olduğu görülmüştür. Erdinç (1995) uçucu kül kullanımının, kılcallığı şahide oranla arttırdığını bildirmiştir. Başyiğit (1993) ise kılcallık katsayısının zaman ve emilen su miktarı ile doğru orantılı olduğunu belirtmiştir. 134

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 10 Eğilme Dayanımı (MPa) 8 6 4 y = -5.4644x + 8.9744 2 R 2 = 0.80 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.23. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 5 Su Emme Oranı (%) 4 3 2 1 y = 2.0689x + 2.304 R 2 = 0.71 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.24. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 135

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = 4.5733x + 5.8406 R 2 = 0.69 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.25. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 4.1.12. Karbonatlaşma Deney Sonuçları Karbonatlaşma, CO 2 gazının betona nüfuz etmesi sonucunda ortaya çıkmaktadır. Bu nüfuz, betonun geçirgenlik ve gözeneklilik özelliği ile bağlantılıdır. Bu nedenle, betonun hem gözenekliliği hem de geçirgenliği karbonatlaşma mekanizmasında önemli rol oynamaktadır. Bunlardan başka, betonun karbonatlaşma oranı; betonun kür durumuna, su-bağlayıcı oranına, betonun karbonatlaşmaya maruz kaldığı ortam sıcaklığına ve bağıl nemine, kullanılan uçucu külün kalitesine bağlıdır. Çalışma kapsamında 50 50 285 mm lik rötre numunelerinin 23±2ºC ve %65 bağıl nemde tutulan 210 günlük beton numunelerinde yapılmıştır. Uçucu küllü betonların karbonatlaşma derinliği, beton numunelerinin ikiye bölünmüş kırılma yüzeylerine fenolphtalein çözeltisi püskürtülerek ölçülmüştür. Serbest Ca(OH) 2 pembe renk gösterirken, karbonatlaşmış kısımlar renk değişimine uğramamaktadır. Uçucu kül katkılı ve şahit beton numunelerin 50 50 mm lik yüzey üzerinde ölçülen karbonatlaşma derinliği Çizelge 4.19 da sunulmuştur. Karbonatlaşma ölçümleri sadece kuru kür ortamında bekletilen numuneler üzerinde yürütülmüştür, su içerisinde kür edilen numunelerde karbondioksit gazının sızmasının mümkün olmaması nedeniyle ıslak küre maruz betonlarda karbonatlaşma oluşmaz. 136

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.19. Karbonatlaşma derinliği Uçucu Kül (%) 0 10 15 20 25 30 45 Derinlik (mm) 1.79 1.87 1.91 1.90 2.03 2.24 2.26 Karbonatlaşma ölçüm sonuçlarının sunulduğu çizelge incelendiğinde 210 günlük uçucu küllü betonlar için uçucu kül oranı arttıkça karbonatlaşma derinliğinin arttığı görülmüştür. Uçucu kül katkısı ile betonlarda şahit betonlara göre daha fazla karbonatlaşma olmuştur. Atiş in (2003b) bildirdiğine göre, Ho ve Lewis (1983) ve Byfors (1985), uçucu kül içeren betonun normal portland çimentosu betonuna göre karbonatlaşmasının daha yüksek olduğunu rapor etmişlerdir. Uçucu kül içeriğinin artışının karbonatlaşmayı arttırdığı ve bu da uçucu kül içeren betonlarda erken yaşlarda mikro gözeneklerin artmasına bağlıdır (Paillere ve ark., 1986: Sevim 2003). 4.1.13. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları Ultrasonik test cihazı Pundit in kullanarak, 365 gün süresince küre tabi tutulan uçucu kül katkılı 150 mm lik küp ve 100 100 500 mm lik kiriş beton numunelerin yüzeyine ultrasonik puls uygulanarak, beton içerisinde basınç dalgaları oluşturulmuştur. Beton numune içerisinde ilerleyen ses dalgaları beton numunenin karşı yüzeyinden geri alınarak kaydedilmiştir. Böylece ses dalgasının betona gönderildiği yüzey ile geri alındığı yüzey arasındaki mesafeyi ne kadar zaman sürede geçtiği ölçülerek, dalga hızı hesaplanmıştır. Çizelge 4.20 de uçucu kül katkılı beton numunelere ait ultrasonik ses dalgası hızları verilmiştir. Çizelgeden küp ve kiriş numuneler üzerinde yapılan ultrasonik ses dalgası ölçüm sonuçlarının hem kendi içinde hem de tüm uçucu kül katkılı beton grupları arasında hızlarının 5.10-5.20 arasında değiştiği görülmüştür. Uçucu kül grupları arasında bir yıl sonunda dahi dayanım farklılıkları varken ses dalga hızlarının birbirlerine yakın hatta aynı oldukları görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlar içerisinden geçen ses dalgasının hızı ile beton basınç ve eğilme dayanımları arasında doğrudan bir ilişki görülmemiştir. Yoğunluğu az olan bir betonda yani, içerisinde daha çok boşluk bulunan bir betonda, ses dalgasının betonun bir yüzeyinden diğerine ulaşabilme 137

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN süresi daha uzundur. Bir başka deyişle, betonun içerisindeki boşluk miktarı arttıkça, ses dalgasının hızı daha az olacaktır. Herhangi bir beton içerisinden geçen ses dalgasının hızı, o betonun içerdiği boşluk miktarı ve yoğunluğu ile yakından ilgili olduğu için, elde edilen ses hızları ile beton kalitesi hakkında genel bir fikir sahibi olabilmek mümkündür. 365 gün gibi kür süresinin uzun olması ve mineral katkı olarak uçucu kül kullanımından dolayı azalacak boşlukluluk sebebiyle ses dalga hızları ile dayanımlar arasında bir ilişki kurulamadığı düşünülmektedir. Çizelge 4.20. Ultrasonik ses hızları Küp Kiriş Uçucu Basınç Dalga Eğilme Dalga Kül Dayanımı Hızı Dayanımı Hızı (%) (MPa) (km/sn) (MPa) (km/sn) 0 102.8 5.10 8.28 5.16 10 95.4 5.15 8.01 5.18 15 94.5 5.11 7.95 5.16 20 93.9 5.12 7.94 5.14 25 94.7 5.20 7.60 5.14 30 93.4 5.11 6.98 5.20 45 83.2 5.17 6.69 5.14 4.1.14. Donma Çözülme Deney Sonuçları Betonu meydana getiren çimento hamuru ve agrega bileşenlerinin özellikleri ve miktarları ile betonun donmaya dayanıklılığı ile ilişkiler tam olarak bilinmediğinden beton numuneler karşılaştırmalı ve donma-çözülme deneyleri yapılmalıdır. Beton numuneler suda -20 C donma ve +20 C de çözülme deneyleri yapılır. Donma-çözülme deneyleri en az 25 donma-çözülme tekrarı sonucunda basınç mukavemetinin %20 den ve elastisite modülünde %30 dan fazla azalması, betonun donmaya dayanıklı olmadığını gösterir (Kamanlı ve Balık, 2003). Betonların donma-çözülme direnci tayini için 90 günlük 100 mm lik küp numuneler kullanılmıştır.. -40 C dondurma kapasitesine sahip derin dondurucuda 2 saat boyunca -20 C de bekletilen numuneler daha sonra 20 C deki suya konulmuş ve bu işlem 50 kez tekrarlanmıştır. Çevrimlerin ardından betonların ağırlıkları ve 138

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN basınç dayanımları belirlenmiştir. Ağırlık ve dayanım açısından betonların kayıpları, çevrimden önceki betonların ağırlıklarına ve dayanımlarına kıyasla yüzde olarak belirlenmiş ve Çizelge 4.21 de verilmiştir. Çizelge 4.21 e göre uçucu kül oranı arttıkça betonların donma çözülmeye karşı olan direncinin artmakta olduğu görülmüştür. %10, %15, %20, %25, %30 ve %45 uçucu kül içeren betonların donma çözülme sonrası basınç dayanımları açısından kayıplarının sırasıyla yaklaşık %8, %7, %6, %4, %0 ve %1 oranlarında oldukları görülmüştür. Kontrol betonunun donma çözülme çevrimleri sonucunda ise dayanım kaybı yaklaşık %11 olmuştur. Uçucu kül oranı arttıkça donma çözülme çevrimleri sonucundaki dayanım kayıpları da azalmıştır. Bu sonuçla, deneylerin 90 gün kür edilen betonlarda yapılmasının uçucu küller açısından önemli bir avantaj olduğu görülmüştür. Kür süresinin uzun olması uçucu kül katkılı betonların donma çözülme direncini arttırmıştır. Ayrıca kontrol ve uçucu kül katkılı tüm betonlarda donma çözülme çevrimleri sonrasında önemli bir oranda ağırlık kayıpları görülmemiştir. Uçucu Kül (%) Çizelge 4.21. Donma çözülme kayıpları Çevrimsiz 50 Çevrimli Kayıplar Ağırlık Dayanım Ağırlık Dayanım Ağırlık (gr) (MPa) (gr) (MPa) (%) 0 2581.03 87.4 2524.44 78.1 2 11 10 2608.27 85.1 2552.52 78.7 2 8 15 2578.35 84.0 2561.64 78.1 1 7 20 2566.16 84.2 2565.48 79.4 0 6 25 2629.95 82.8 2557.60 79.4 3 4 30 2558.36 75.6 2528.24 75.8 1 0 45 2572.35 68.9 2560.81 67.9 0 1 Dayanım (%) Uçucu küllü betonun donmaya karşı dayanımı konusunda çeşitli araştırmacılar değişik sonuçlar bildirmektedir. Kür ve deney yöntemlerindeki farklar yüzünden çelişkilerin ortaya çıkması mümkündür. Normal betonun donmaya karşı dayanımına erişebilmesi için uçucu küllü betonun daha uzun süre ve daha yüksek ısı altında küre tabi tutulması, sürüklenmiş hava miktarının arttırılması gerekmektedir. Kür süresi az olan betonlarda uçucu kül, donma çözülmeye karşı dayanımı azaltmaktadır (Başyiğit, 1993). 139

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2. Polipropilen Lifle Güçlendirilmiş Betonların Deney Sonuçları Polipropilen lif ile güçlendirilmiş uçucu kül oranı %0, %15 ve %30 oranlarında ikame edilmiş betonlar üzerinde araştırmalar yapılmıştır. Polipropilen lif olarak uzunluğu 19 mm olan fibrilize F19 tipi lif hacimce %0, %0.05, %0.10 ve %0.20 oranlarında kullanılmıştır. Hazırlanan karışımlar üzerinde taze ve sertleşmiş beton deneyleri yürütülmüş olup, deney sonuçları aşağıdaki bölümlerde sunulmuştur. 4.2.1. Birim Ağırlık Deney Sonuçları Beton karışımının birim ağırlığı üzerinde en büyük etki, kullanılan agreganın özelliklerinden kaynaklanmaktadır. Su/bağlayıcı oranı ise ikinci derece etkilidir. Karışıma giren diğer bileşenlerin özellikleri de betonun birim ağırlığı üzerinde etkili olmaktadır. Polipropilen lif ile güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonların taze beton birim ağırlıkları 150 mm lik küp numunelerde, sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise 150 300 mm lik silindir numuneler üzerinde belirlenmiş ve Çizelge 4.22 de sunulmuştur. Çizelge 4.22. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları Uçucu Kül (%) %0 %15 %30 Polipropilen Birim Ağırlık (kg/m 3 ) Lif (%) Taze Sertleşmiş 0.00 2540 2514 0.05 2533 2511 0.10 2524 2503 0.20 2513 2501 0.00 2519 2488 0.05 2507 2486 0.10 2501 2486 0.20 2492 2484 0.00 2492 2479 0.05 2489 2473 0.10 2486 2467 0.20 2480 2463 140

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren polipropilen lifli betonların taze beton birim ağırlıkları sırasıyla 2513-2540 kg/m 3, 2492-2519 kg/m 3 ve 2480-2492 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı polipropilen lifli betonların sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise sırasıyla 2501-2514 kg/m 3, 2484-2488 kg/m 3 ve 2463-2479 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. Betona katılan uçucu külün ve polipropilen lif miktarının artışı taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarında bir düşüşe sebep olmuştur. Çimentonun yerine ağırlıkça ikame edilen uçucu külün özgül ağırlığının (2310 kg/m 3 ) çimento özgül ağırlığından (3160 kg/m 3 ) daha az olması ve polipropilen lifin yoğunluğunun 0.91 g/cm 3 olmasından dolayı beton birim ağırlıklarının düşüşüne neden olmuştur. Betona göre daha hafif olan polipropilen lifler birim ağırlıklarını azaltmakta, ama betona fazla katılmadıkları için bu azalma çok düşük olmaktadır (Yıldırım, 2002). Betonların birim ağırlıkları uçucu kül ve polipropilen lifin özgül ağırlığına ve kullanılan hacim miktarına bağlı olarak etkilenmektedirler. Uçucu külün ve polipropilen lifin taze ve sertleşmiş betonun birim ağırlıklarına etkileri Şekil 4.26 ve Şekil 4.27 de gösterilmiştir. Polipropilen liflerin artışı ile betonun taze ve sertleşmiş birim ağırlıkları azalmıştır. Uçucu kül oranının beton birim ağırlıklarına olan etkisinin polipropilen lif oranlarının etkisinden daha fazla olduğu görülmüştür. 2600 %0 UK %15 UK %30 UK Birim Ağırlık (kg/m3) 2550 2500 2450 2400 0.00 0.25 0.50 1.00 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.26. Taze beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi 141

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Birim Ağırlık (kg/m3) 2600 2550 2500 2450 %0 UK %15 UK %30 UK 2400 0.00 0.25 0.50 1.00 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.27. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi 4.2.2. İşlenebilme Deney Sonuçları Beton içerisine liflerin katılması sonucu taze beton özelliklerinde bazı değişiklikler gözlenir. Taze beton özelliği denince akla ilk gelen kavram işlenebilirlik; betonun kolayca karılabilmesi, segregasyon yapmadan taşınabilmesi, yerleştirilebilmesi, sıkıştırılabilmesi ve yüzeyin düzeltilebilmesi gibi özelliklerle ilgilidir. Literatürde çalışmaların birçoğunda betona katılan polipropilen liflerin taze betonda su gerektirecek önemli bir etkisi olmadığını ancak slump değerini biraz düşürdüğünü fakat karışım oranlarına bağlı olarak bu betonların çelik liflere kıyasla işlenebilirlik özelliklerini daha iyi yönde etkiledikleri belirtilmektedir. Betonda polipropilen liflerin en fazla 600-900 gram arasında kullanılacağı, yani bir kilonun üstüne çıkılamayacağı, hatta 600 gram üzerinde olanların biraz zor işleneceği belirtilmektedir (Taşdemir, 2003). Polipropilen lif takviyesiyle birlikte uçucu kül içeren betonların vebe süreleri ve çökme değerleri Çizelge 4.23 de verilmiştir. Polipropilen lifle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonlarda, polipropilen lifler işlenebilirliği az da olsa azaltırken uçucu kül artışı ile işlenebilirlikteki kayıplar azalmıştır. İşlenebilirlik değerlerinin lif oranları ve uçucu kül ikame oranları arasındaki ilişkileri ise Şekil 4.28. ve Şekil 4.29 da verilmiştir. 142

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.23. Vebe süreleri ve çökme değerleri Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Lif (%) İşlenebilirlik Vebe (sn) 0.00 6.0 17 0.05 7.0 17 0.10 8.0 16 Slump (cm) 0.20 10.0 14 0.00 3.1 18 0.05 5.6 18 0.10 6.5 16 0.20 7.8 15 0.00 2.5 19 0.05 4.9 19 0.10 5.6 16 0.20 6.7 15 12 10 Vebe Süresi (sn) 8 6 4 2 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül 0 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.28. Polipropilen lifin ve uçucu külün vebe süresine etkisi Polipropilen lif miktarının artmasıyla taze betonun kohezyonu belirgin bir şekilde yükselmektedir. Kohezyonun artması da slump değerinin düşmesine neden olmaktadır. Lifli betonda slump değerinde görülen düşüş, işlenebilirlikte de aynı oranda zorlaşma olacağı anlamına gelmektedir (Sağlık ve Kocabeyler, 1998). 143

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Slump (cm) 20 19 18 17 16 15 14 13 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül 12 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.29. Polipropilen lifin ve uçucu külün çökme değerine etkisi Şekil 4.28. ve Şekil 4.29 da beton karışımlarının içerisindeki polipropilen lif oranı arttıkça vebe süresinin arttığı ve çökme değerinin ise azaldığı, bir başka deyişle işlenebilirliğin zorlaştığı görülmüştür. Yine bu şekillerden karışım içerisinde çimento ile yer değiştiren uçucu kül oranının artması ile de uçucu külün polipropilen lifle güçlendirilmiş betonlarda işlenebilirliği olumlu etkilediği görülmüştür. Polipropilen liflerin taze betonda su gerektirecek önemli bir etkisi yoktur ancak slump değerini biraz düşürmektedir (Aulia, 2002). Ayrıca slump değeri lif oranı arttıkça azalma eğiliminde olmaktadır (Liu ve ark., 2005). Liflerle takviye edilen betonlarda lif hacminin artması ile işlenebilirlik düşmekte olduğundan işlenebilirliğin belli bir seviyede tutulabilmesi için tedbir alınması zorunluluğu ortaya çıkmaktadır. Polipropilen liflerle takviye edilmiş betonlarda uçucu kül kullanımının taze betondaki işlenebilirliği uçucu külsüz kontrol betona göre belli bir oranda iyileştirdiği görülmüştür. Polipropilen lif takviyeli taze betonların işlenebilirlik deneylerinde, vebe metodunun çökme metoduna göre daha uygun olduğu görülmüştür. Betona katılan polipropilen liflerin karışım oranlarına bağlı olarak bu betonların çelik liflere kıyasla işlenebilirlik özelliklerinin daha iyi yönde etkilendiği belirtilmektedir (Acun, 2000). 144

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonlarda işlenebilirlik değerleri açısından çökme değeri ile vebe süresi arasındaki çok da kuvvetli olmayan bir ilişki Şekil 4.30 da gösterilmiştir. 22 Slump (cm) 20 18 16 14 y = 23.536x -0.1994 R 2 = 0.64 12 10 0 2 4 6 8 10 12 Vebe Süresi (sn) Şekil 4.30. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki 4.2.3. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları 150 mm lik küp numuneler ve eğilme deneyi için üretilen 100 100 500 mm lik kiriş numunelerin eğilme deneyi sonucunda taş kesme makinasında kesilerek elde edilen 100 mm lik küp numuneler basınç dayanımı deneylerine tabii tutulmuşlardır. Numunelerin zamana bağlı dayanımları için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. Araştırma kapsamında yer alan polipropilen lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonlara ait zamana bağlı basınç dayanımları Çizelge 4.24 ve Çizelge 4.25 te sunulmuştur. Polipropilen lif ile güçlendirilmiş 150 mm lik küp dayanımları incelendiğinde, kontrol ve %15 uçucu kül katkılı beton gruplarında %0.05 hacim oranında polipropilen lif ilavesinde basınç dayanımlarında az bir artış görülmüştür. Ancak artan uçucu kül ile %30 oranında uçucu kül katkılı gruplarda ise bu etki de görülmemiştir. Ayrıca ilerleyen zamanda polipropilen liflerin ilk günlerdeki dayanımlarından daha az bir dayanım göstermişlerdir. Genel 145

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN olarak polipropilen liflerin basınç dayanımı üzerine önemli bir etkisinin olmadığı ve hatta artan lif hacimleri ile beton basınç dayanımlarını azaltma eğiliminde oldukları görülmüştür. Polipropilen lif içeren numunelerde basınç ve eğilme dayanımlarında çok az bir azalma olduğu belirtilmekte ve buda polipropilen liflerin oluşturduğu boşluklara bağlanmaktadır (Huang, 2001). Çizelge 4.24. 100 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Basınç Dayanımı (MPa) Lif (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 68.8 77.8 87.4 103.4 0.05 70.7 77.5 87.7 97.5 0.10 66.3 78.2 85.9 98.0 0.20 66.3 75.6 84.0 97.1 0.00 57.4 70.7 84.0 101.3 0.05 53.7 67.2 83.8 99.2 0.10 53.9 67.4 80.3 98.4 0.20 53.8 66.4 79.8 97.8 0.00 47.8 61.9 75.6 94.5 0.05 45.5 59.4 74.3 94.9 0.10 45.4 59.3 74.7 94.8 0.20 44.1 59.4 73.4 92.0 Çizelge 4.25. 150 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Basınç Dayanımı (MPa) Lif (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 64.4 77.1 86.5 102.8 0.05 72.7 81.6 89.0 101.8 0.10 63.5 72.9 82.5 97.7 0.20 63.0 73.9 83.3 99.3 0.00 55.1 67.8 80.2 94.5 0.05 57.1 70.9 80.6 95.0 0.10 54.0 66.3 77.4 87.7 0.20 54.1 63.5 74.6 86.2 0.00 51.0 63.6 77.6 93.4 0.05 47.7 58.8 74.2 91.4 0.10 49.3 62.1 73.5 89.6 0.20 47.3 60.7 74.9 86.3 146

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı ve %0, %0.05, %0.10 ve %0.20 polipropilen lif oranları için 100 mm lik küp basınç dayanımlarının zaman ve polipropilen lif miktarı ile ilişkileri Şekil 4.31 de verilmiştir. Aynı ilişkiler 150 mm lik küp basınç dayanımları için %0 uçucu kül katkılı kontrol betonu, %15 uçucu kül katkılı betonlar ve %30 uçucu kül katkılı betonlar için ayrı ayrı Şekil 4.32, Şekil 4.33 ve Şekil 4.34 te verilmişlerdir. 120 Basınç Dayanımı (MPa) 100 80 60 40 20 0 0 0.05 0.10 0.20 0 0.05 0.10 0.20 0 0.05 0.10 0.20 0 0.05 0.10 0.20 7 28 90 365 Zaman (gün) %30 UK %15 UK %0 UK Şekil 4.31. 100 mm lik küp betonların basınç dayanımı-zaman ilişkisi Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.05 %0.10 %0.20 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.32. 150 mm lik küp normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi 147

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen lif miktarının artışıyla kontrol betona kıyasla priz başlangıç ve priz bitiş sürelerinin düştüğü ve bununda polipropilen lifle güçlendirilmiş betonların erken dayanım kazanmasının işareti kabul edilmektedir (Sağlık ve Kocabeyler, 1998). Toutanji (1999) ise polipropilen lif ve lif oranlarının basınç dayanımına etkilerinin kararsız gözükmekte olduğunu belirtmiştir. Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.05 %0.10 %0.20 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.33. 150 mm lik küp %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.05 %0.10 %0.20 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.34. 150 mm lik küp %30 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi 148

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül miktarlarının etkisi Çizelge 4.26 da, sadece polipropilen lif miktarının değişiminin basınç dayanımlarına etkisi ise Çizelge 4.27 de sunulmuştur. Çizelgelerden de, basınç dayanımı açısından optimum polipropilen lif hacim oranının %0.05 olduğu görülmüştür. Polipropilen liflerin uçucu kül ile birlikte kullanılması durumunda ise ancak uçucu kül oranı ile bu optimum oranında basınç dayanımını olumsuz etkilediği görüldüğünden polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlarda uçucu külün optimum değerinin de %15 olduğu görülmüştür. Polipropilen lif takviyeli uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarını düşürmektedir (Alhozaimy ve ark., 1996). Tokyay ve ark. (1991), polipropilen liflerin basınç dayanımları üzerine önemli bir etkisinin olmadığı belirtmişlerdir. Ayrıca polipropilen lifler uzun zamanda dahi basınç dayanımlarını azaltmaktadır (Huang, 1997). Ancak %0.06 oranındaki polipropilen liflerin diğer %0.08 ve %0.09 oranlarına kıyasla düşük lif oranının daha yüksek basınç dayanımı görülmektedir (Acun, 2000). Polipropilen lif miktarının artışı ile beton içerisinde oluşan boşluk oranının artışının, betonların basınç dayanımlarını olumsuz bir şekilde etkilediği görülmüştür. Çizelge 4.26. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen 100 100 100 mm Küp (%) 150 150 150 mm Küp (%) Lif (%) 7 28 90 365 7 28 90 365 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.05 103 100 100 94 113 106 103 99 0.10 96 101 98 95 99 95 95 95 0.20 96 97 96 94 98 96 96 97 0.00 83 91 96 98 86 88 93 92 0.05 78 86 96 96 89 92 93 92 0.10 78 87 92 95 84 86 89 85 0.20 78 85 91 95 84 82 86 84 0.00 69 80 86 91 79 82 90 91 0.05 66 76 85 92 74 76 86 89 0.10 66 76 85 92 77 81 85 87 0.20 64 76 84 89 73 79 87 84 149

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.27. Basınç dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen 100 100 100 mm Küp (%) 150 150 150 mm Küp (%) Lif (%) 7 28 90 365 7 28 90 365 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.05 103 100 100 94 113 106 103 99 0.10 96 101 98 95 99 95 95 95 0.20 96 97 96 94 98 96 96 97 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.05 94 95 100 98 104 105 100 101 0.10 94 95 96 97 98 98 97 93 0.20 94 94 95 97 98 94 93 91 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.05 95 96 98 100 94 92 96 98 0.10 95 96 99 100 97 98 95 96 0.20 92 96 97 97 93 95 97 92 150 mm lik ve 100 mm lik küp numunelerin basınç dayanımları arasında doğrusal bir ilişki kurulmaya çalışılmıştır. Elde edilen doğrusal ilişkinin korelasyon katsayısı 0.95 olup, Şekil 4.35 te gösterilmiştir. Polipropilen ve uçucu kül içeren ve 100 mm lik küp numune beton basınç dayanımı, ortalama 0.98 katsayısı ile çarpılarak 150 mm lik küp beton basınç dayanım sonucu elde edilebilmiştir. 150 mm'lik Küp Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 y = 0.98x R 2 = 0.95 0 20 40 60 80 100 120 100 mm'lik Küp Dayanımı (MPa) Şekil 4.35. 150 mm lik küp ile 100 mm lik küp dayanımları arasındaki ilişki 150

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 28 günlük 100 ve 150 mm lik küp basınç dayanımları ile 28 günlük silindir basınç dayanımları arasındaki ilişki de Şekil 4.36 da gösterilmiştir. Silindir numunenin basınç dayanımları yaklaşık küp numunelerin basınç dayanımının %78 ine eşit olduğu görülmüştür. Yani küp basınç dayanımları silindir basınç dayanımı değerlerinden %22 daha fazla çıkmıştır. Silindir Basınç Dayanımı (MPa) 80 60 40 20 y = 0.7772x y = 0.7785x R 2 = 0.89 100 150 R 2 = 0.81 0 50 60 70 80 90 Küp Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.36. Silindir basınç-küp basınç dayanımları arasındaki ilişki 4.2.4. Elastisite Modülü Deney Sonuçları Polipropilen lifle güçlendirilmiş uçucu küllü ve külsüz beton gruplarının elastisite modülü tayini deneyleri 28 günlük 150 300 mm lik silindir beton numuneler üzerinde ölçülmüştür. σ-ε eğrisinin üzerinde betonun maksimum gerilme değerinin %40 ına karşılık gelen gerilme değeri belirlenmiş ve hem σ-ε eğrisinin başlangıç noktasından hem de belirlenen bu noktadan geçen bir doğru çizilmiştir. Çizilen bu doğru çizgi, betonun σ-ε eğrisi gibi kabul edilmiş ve bu doğrunun eğimi hesaplanmıştır. Polipropilen lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonların 28 günlük silindir basınç dayanımları ile 28 günlük elastisite modülleri Çizelge 4.28 te sunulmuştur. Çizelge 4.28 incelendiğinde hem kontrol hem de %15 ve %30 oranında uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.05 lif oranının elastisite modülünü biraz arttırdığı, daha fazla oranda polipropilen lif ilavesinin ve 151

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN artışının betonların elastisite modüllerini düşürdüğü görülmüştür. Ayrıca uçucu kül katkısının betonların elastisite modülünü düşürdüğü görülmüştür. Polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlara ait gerilme-birim deformasyon diyagramları sırasıyla Şekil 4.37, Şekil 4.38 ve Şekil 4.39 da gösterilmiştir. Polipropilen lifin artışı ile özellikle %0.20 lif oranında eğrilerin kuyruk kısımlarının uzadığı ve daha sünek davrandığı gözlenmiştir. Çizelge 4.28. Elastisite modülü değerleri Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Basınç Dayanımı Elastisite Modülü Lif (%) (MPa) (GPa) 0.00 63.4 37.9 0.05 64.9 39.0 0.10 62.2 37.2 0.20 61.5 36.7 0.00 52.9 37.5 0.05 52.0 39.4 0.10 53.6 37.3 0.20 49.5 37.2 0.00 45.3 36.8 0.05 43.0 37.1 0.10 42.4 34.2 0.20 44.3 35.3 Gerime (MPa) 80 70 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 60 50 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 Birim Deformasyon Şekil 4.37. Polipropilen lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 152

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen lifin %1 oranına kadar ilavesinin betonun mekanik davranışlarına olumlu bir etkisinin olmadığı ayrıca elastisite modül değerini geliştirmediği belirtilmektedir (Puertas ve ark., 2003). Elastisite modülü davranışının da genel olarak benzerlik gösterdiği ve elastisite modüllerinin biraz azaldığı belirtilmektedir (Kützing, 1996; Yıldırım, 2002; Ünal, 2003). 70 60 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 Gerime (MPa) 50 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 Birim Deformasyon Şekil 4.38. %15 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 60 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 50 Gerime (MPa) 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 Birim Deformasyon Şekil 4.39. %30 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 153

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.5. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları Polipropilen lif katkılı uçucu kül içeren ve uçucu kül içermeyen betonların eğilme dayanımı deneyleri 100 100 500 mm lik kiriş numuneleri üzerinde üçte bir noktalarından yüklenmiş basit kiriş metodu ile yapılmıştır. Eğilme dayanımları 7, 28, 90 ve 365 gün için ölçülmüş ve zamana bağlı eğilme dayanımları %0, %15 ve %30 uçucu kül katkısının ve %0, %0.05, %0.10 ve %0.20 polipropilen lif oranlarının etkileri Çizelge 4.29 de sunulmuştur. Eğilme dayanımları sonuçlarına göre polipropilen liflerin eğilme dayanımlarına bir katkı sağlamadığı hatta basınç dayanımı sonuçlarında olduğu gibi polipropilen lif miktarının artışı ile eğilme dayanımları azalmalar göstermiştir. Sadece %0.05 polipropilen lif oranında kontrol ve uçucu küllü betonlarda 7 ve 28 günlük dayanımları kontrollerine kıyasla eşit yada biraz fazla olduğu görülmüştür. Ancak daha sonraki uzun zaman içerisinde polipropilen lifli betonların eğilme dayanımları kontrole göre azalmıştır. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren betonlarda polipropilen lif miktarının etkisi sırasıyla Şekil 4.40, Şekil 4.41 ve Şekil 4.42 da gösterilmiştir. Polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı beton gruplarında 90. ve özellikle 365. günlerdeki dayanımları polipropilen lif ilavesinin eğilme dayanımlarını olumsuz etkiledikleri görülmüştür. Çizelge 4.29. Eğilme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Eğilme Dayanımı (MPa) Lif (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 7.61 7.82 8.01 8.28 0.05 7.99 7.89 7.96 8.01 0.10 7.63 7.61 7.83 8.14 0.20 7.19 7.53 7.64 7.75 0.00 6.28 6.71 7.67 7.95 0.05 6.15 6.77 7.02 7.40 0.10 6.33 6.69 6.84 7.02 0.20 5.60 6.43 6.87 6.95 0.00 4.85 5.89 6.27 6.98 0.05 5.07 5.88 6.13 6.37 0.10 5.01 5.81 5.62 6.07 0.20 4.78 5.70 5.79 5.96 154

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Eğilme Dayanımı (MPa) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0% 0.05% 0.10% 0.20% 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.40. Polipropilen lifli normal betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Eğilme Dayanımı (MPa) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0% 0.05% 0.10% 0.20% 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.41. Polipropilen lifli %15 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Uçucu külün ve polipropilen lif miktarlarının betonlar üzerindeki birlikte etkisi eğilme dayanımlarının kontrol betonu dayanımına oranı olarak Çizelge 4.30 da verilmiştir. Sadece polipropilen liflerin %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonlara ayrı ayrı olan etkisi ise kendi kontrol betonlarının eğilme dayanımlarına oranı olarak Çizelge 4.31 de verilmiştir. Uçucu kül oranının ve polipropilen lif katkısının eğilme dayanımları üzerinde olumsuz bir etkisi görülmüştür. Kül miktarının ve polipropilen lif miktarındaki artış eğilme dayanımlarının düşüşüne 155

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN neden olmuştur. Ayrıca polipropilen liflerin uçucu kül ile birlikte betonda kullanılması betonun eğilme dayanımlarını uzun zamanda olumsuz etkilemiştir. Eğilme Dayanımı (MPa) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0% 0.05% 0.10% 0.20% 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.42. Polipropilen lifli %30 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Çizelge 4.30. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Eğilme Dayanım Oranı (MPa) Lif (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 100 100 100 100 0.05 105 101 99 97 0.10 100 97 98 98 0.20 94 96 95 94 0.00 83 86 96 96 0.05 81 87 88 89 0.10 83 86 85 85 0.20 74 82 86 84 0.00 64 75 78 84 0.05 67 75 77 77 0.10 66 74 70 73 0.20 63 73 72 72 Polipropilen liflerin eğilme üzerinde hiçbir etkisi yoktur, hatta polipropilen lif miktarının artmasıyla hem basınç hem de eğilme dayanımları arasında ters bir 156

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN ilişki vardır. Polipropilen lif miktarının artması ile basınç ve eğilme dayanımlarının azalmaktadır (Manolis ve ark., 1997; Alhozaimy ve ark., 1996). Çizelge 4.31. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Eğilme Dayanım Oranı (MPa) Lif (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 100 100 100 100 0.05 105 101 99 97 0.10 100 97 98 98 0.20 94 96 95 94 0.00 100 100 100 100 0.05 98 101 92 93 0.10 101 100 89 88 0.20 89 96 90 87 0.00 100 100 100 100 0.05 105 100 98 91 0.10 103 99 90 87 0.20 99 97 92 85 Uçucu kül ve polipropilen lif katkılı betonların eğilme dayanımları ile basınç dayanımları arasında ilişkiler kurulmuş ve Şekil 4.43 te gösterilmiştir. 10 Eğilme Dayanımı (MPa) 8 6 4 2 0 y = 0.9084x 0.4651 R 2 = 0.54 y=0.087x 100 mm 150 mm y = 0.7557x 0.5092 R 2 = 0.52 y=0.089x 0 20 40 60 80 100 120 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.43. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki 157

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Eğilme dayanımları ile 100 ve 150 mm lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişkilerin birbirine benzer olduğu ve ayrıca eğilme dayanımlarının her iki boyuttaki küp basınç dayanımlarının yaklaşık olarak %9 una karşılık geldiği görülmüştür. Polipropilen ve uçucu kül katkılı betonların 28 günlük 100 100 500 mm lik büyük kiriş ve 40 40 160 mm lik küçük kirişlerin üç nokta yüklemesi deneyi sonucundaki eğilme dayanımları ve ilişkisi Çizelge 4.32 ve Şekil 4.44 de verilmiştir. Çizelge 4.32. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Eğilme Dayanımı (MPa) Lif (%) 40 40 160 100 100 500 0.00 7.66 7.82 0.05 7.56 7.89 0.10 7.54 7.61 0.20 7.31 7.53 0.00 6.89 6.71 0.05 6.75 6.77 0.10 6.52 6.69 0.20 6.39 6.43 0.00 5.82 5.89 0.05 5.99 5.88 0.10 5.63 5.81 0.20 5.55 5.70 9 40*40*160 mm 8 7 6 5 y = 0.9854x R 2 = 0.97 4 4 5 6 7 8 9 100*100*500 mm Şekil 4.44. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki 158

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Farklı boyuttaki kirişler üzerinde yapılan üç nokta yüklemesi sonucunda eğilme dayanımları açısından birbirlerine oldukça yakın dayanımlar görülmüştür.. Şekil 4.44 te gösterilen ilişki kuvvetli olup, her iki boyutta üretilen beton kirişlerin eğilme dayanımları arasında yaklaşık olarak 0.99 gibi bir katsayısı bulunmuştur. 4.2.6. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları Yarmada çekme dayanımı deneyleri 28 günlük 150 300 mm lik silindir ve 150 mm lik küp beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Polipropilen lif ve uçucu kül katkılı beton gruplarına ait 28 günlük yarmada çekme dayanımları Çizelge 4.33 de verilmiştir. Polipropilen liflerin yarma dayanımları üzerinde önemli bir etkisi görülmemiştir. Sadece %0.05 polipropilen lif katkısının yarmada çekme dayanımlarını biraz arttırdığı görülmüştür. Polipropilen ve uçucucu kül katkısının ve oranlarının etkileri Şekil 4.45 ve Şekil 4.46 da gösterilmiştir. Küp yarma dayanımları ile silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki ise Şekil 4.47 de gösterilmiştir. Çizelge 4.33. Yarmada çekme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) Lif Silindir Küp (%) 150 300 mm 150 150 150 mm 0.00 4.42 4.11 0.05 4.71 4.49 0.10 4.47 4.30 0.20 4.23 3.94 0.00 4.27 4.00 0.05 4.32 3.82 0.10 4.36 3.91 0.20 4.04 3.83 0.00 4.25 4.16 0.05 4.36 3.93 0.10 4.18 3.94 0.20 3.85 3.80 159

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Yarma Dayanımı (MPa) 5.00 4.75 4.50 4.25 4.00 3.75 3.50 3.25 3.00 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.05 0.10 0.20 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.45. Silindir yarma dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül etkisi 4.75 Yarma Dayanımı (MPa) 4.50 4.25 4.00 3.75 3.50 3.25 3.00 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.05 0.10 0.20 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.46. Küp yarma dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül etkisi Genel olarak %0.10 a kadar polipropilen lif katkısı ile hem kontrol hem de uçucu küllü betonların yarmada çekme dayanımları lifsiz betonlarınkine göre eşit yada biraz fazla bulunmuştur. Ancak %0.20 polipropilen oranı ise yarmada çekme dayanımlarını azaltmıştır. 160

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Küp Yarma Dayanımı (MPa) 5.00 4.50 y = 0.94x R 2 = 0.59 4.00 3.50 3.00 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 4.75 5.00 Silindir Yarma Dayanımı (MPa) Şekil 4.47. Küp yarma ile silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki Uçucu kül katkılı betonlarda olduğu gibi polipropilen katkılı betonlarda da, küp yarma dayanımlarının silindir yarma dayanımların 0.94 katı olan bir ilişki görülmüştür. Silindir yarma dayanımları ile küp yarmada çekme dayanımlarını kıyasladığımızda küp yarma dayanımlarının silindir yarma dayanımlarından %6 daha düşük değerlerde kaldıkları görülmüştür. Ayrıca 28 günlük, 150 mm lik küp basınç dayanımları ile 150 mm lik yarma dayanımları arasındaki ilişki ve 150 300 mm lik silindir basınç dayanımları ile 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları arasındaki ilişki Şekil 4.48 de gösterilmektedir. Şekil 4.48 de silindir yarmada dayanımları silindir basınç dayanımlarının %8 ine, küp yarma dayanımları ise küp basınç dayanımlarının %6 sı kadar olduğu görülmüştür. Choi ve Yuan (2004), polipropilen lifli betonların basınç dayanımlarına oranının %13 olduğu belirtilmişlerdir. Song ve ark. (2005) ise polipropilen liflerin yarma dayanımlarını kontrole göre yaklaşık olarak %10 oranında arttırdığı belirtilmişlerdir. 161

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 6 Yarma Dayanımı (MPa) 5 4 3 2 y = 0.080x y = 0.059x 1 Silindir Küp 0 30 40 50 60 70 80 90 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.48. Küp ve silindir numunelerin basınç ile yarma dayanım ilişkileri 28 günlük eğilme dayanımları ile 150 mm lik küp yarma dayanımları ve 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları arasındaki ilişkiler Şekil 4.49 da gösterilmiştir. Şekil 4.49 da silindir ve küp yarma dayanımları eğilme dayanımları arasında arasındaki sırasıyla 0.63 ve 0.59 katı bir ilişki olduğu görülmüştür. Genel olarak polipropilen lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların yarma dayanımlarının eğilme dayanımlarının 0.61 katı kadar olduğunu görülmüştür. 6 Yarma Dayanımı (MPa) 5 4 3 2 1 0 y = 0.63x y = 0.59x Silindir Küp 3 4 5 6 7 8 9 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.49. Küp ve silindir numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri 162

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.7. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları Polipropilen lifle güçlendirilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonlarda aşınma kaybı deneyleri için 71x71x71 mm boyutlarında kübik numuneler dökülmüş, numuneler 28 gün ıslak kür edilmiştir. Betonların aşınma direnci; böhme aşındırma cihazı üzerinde küp numunelere sürtünme yolu ile yapılmıştır. Aşınma kaybı, hacmindeki azalma olarak tayin edilmiştir. Aşınma sonucunda numunelerin hacmi ve ilk hacmi ile olan fark 50 cm 2 lik yüzey alanı bazında aşınma kaybı olarak belirlenmiştir. Sürtünme yolu ile elde edilen aşınma kayıpları Çizelge 4.34 te ve Şekil 4.50 de gösterilmiştir. Çizelge 4.34. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Lif (%) Aşınma Kaybı (cm 3 /50 cm 2 ) Kontrol Oranı (%) 0.00 5.09 100 0.05 5.07 100 0.10 5.14 101 0.20 5.19 102 0.00 5.85 100 0.05 5.81 99 0.10 5.89 101 0.20 6.06 104 0.00 6.58 100 0.05 6.40 97 0.10 6.40 97 0.20 6.80 103 Çizelge 4.34 ve Şekil 4.50 de betona katılan uçucu kül miktarı arttıkça aşınma kayıplarının da arttığı görülmüştür. Polipropilen liflerin ise %0.05 ve %0.10 oranlarında lifsiz betonların aşınma değerlerine yakın değerler aldığı ancak %0.20 oranındaki lif miktarında sürtünme yolu ile oluşan aşınma kayıplarını biraz arttırma eğiliminde oldukları görülmüştür. Ünal (2003) polipropilen liflerin aşınma direncinin kontrol betonlara kıyasla daha düşük olduğu belirtilmektedir. 163

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Aşınma Kaybı (cm3/50 cm2) 8.0 7.5 7.0 6.5 6.0 5.5 5.0 4.5 4.0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.05 0.10 0.20 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.50. Sürtünme yolu ile aşınma kaybı grafiği Ayrıca betonların aşınma kayıpları çarpma yolu ile, agregaların parçalanma direncinin tayinindeki gibi Los Angeles deney metodu ile de yapılmıştır. Beton karışımlarından elde edilen 71 mm lik küp numuneler 28 günlük kürden sonra, tamburda çelik bilyeler konmaksızın önce 100 devir daha sonrada devam edilerek toplam 500 devir yaptırılmıştır. Deneylerden sonra numunelerin ağırlık kayıpları belirlenmiştir. Tamburun 100 ve 500 devir yapmasından sonra elde edilen sonuçlar ise Çizelge 4.35 te ve Şekil 4.51 de sunulmuştur. Genel olarak burada da %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı gruplarda aşınma kayıpları artarak sırasıyla %8, %9 ve %10 lar civarında olmuştur. Uçucu külsüz ve uçucu küllü gruplarda ise polipropilen lifin etkisi %0, %15 ve %30 luk uçucu kül grupları içerisinde sırasıyla %8-9, %10-11 ve %10-12 arasında değişmiştir. Uçucu kül katkısının %15 uçucu kül için %1 lik, %30 uçucu kül katkısında ise yaklaşık %2 lik bir aşınma kaybı değerinde bir artışa yol açtığı görülmüştür. Polipropilen lifin ve lif artışının ise normal ve uçucu kül katkılı betonlarda en fazla %1 lik bir aşınma kaybı değerinde artışa yol açtığı görülmüştür. 164

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.35. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Ağırlıkça Aşınma Kaybı Lif 100 Devir 500 Devir Kontrol (%) (%) (%) (%) 0.00 1.8 8.1 100 0.05 1.9 8.7 107 0.10 2.0 8.1 100 0.20 1.7 8.1 100 0.00 2.1 9.1 100 0.05 2.1 10.1 111 0.10 2.2 9.0 99 0.20 2.2 9.7 107 0.00 2.3 10.6 100 0.05 1.9 11.0 104 0.10 2.2 11.6 109 0.20 2.0 10.2 96 %0 %0.05 %0.10 %0.20 Aşınma Kaybı (%) 12 10 8 6 4 2 0 0 15 30 Uçucu Kül (%) Şekil 4.51. Çarpma yolu ile aşınma kaybı grafiği Böhme ve Los Angeles deneyleri sonucundaki aşınma kaybı değerlerinin 71 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkiler sırasıyla Şekil 4.52 ve Şekil 4.53 te gösterilmiştir. Aşınma kayıpları ile dayanımlar arasında oldukça kuvvetli ilişkiler olduğu görülmüştür. Aşınma kayıplarının eğilme dayanımı ile olan ilişkilerinin R 2 değerleri biraz daha fazla olmuştur. Aşınma-eğilme dayanımları arasındaki ilişkilerin aşınma-basınç dayanımları arasındaki ilşkilerden 165

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN daha kuvvetli olduğu görülmüştür. Dayanımları yüksek olan polipropilen lifle güçlendirilmiş kontrol ve uçucu kül katkılı betonların aşınma kayıplarının da daha az olduğu görülmüştür. Böhme Los Angeles 12 Aşınma Kaybı 10 8 6 4 2 y = 5266.3x -1.4517 R 2 = 0.80 y = 1846.7x -1.3223 R 2 = 0.91 0 65 75 85 95 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.52. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi 12 Böhme Los Angeles Aşınma Kaybı 10 8 6 4 2 y = 55.705x -0.9336 R 2 = 0.83 y = 30.361x -0.8691 R 2 = 0.98 0 0 2 4 6 8 10 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.53. Aşınma kaybı eğilme dayanımı ilişkisi 166

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.8. Rötre Deney Sonuçları Kuruma rötrelerinin ölçülmesi için çalışma kapsamındaki polipropilen lifli %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren beton karışımlarından 50x50x285 mm lik prizma rötre numuneleri hazırlanmıştır. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren lifli betonların zamanla ölçülen rötre değerlerinin yüzde olarak oranları sırasıyla Çizelge 4.36, Çizelge 4.37 ve Çizelge 4.38 de verilmiş, grafikleri ise yine sırasıyla Şekil 4.54, Şekil 4.55 ve Şekil 4.56 da gösterilmiştir. Çizelge 4.36. Polipropilen lifli normal betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 PP %0.05 PP %0.10 PP %0.20 PP 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02982 0.03509 0.02947 0.02737 14 0.04246 0.04000 0.03719 0.03649 21 0.04737 0.04561 0.04140 0.03930 28 0.05123 0.04842 0.04351 0.04140 35 0.05158 0.04912 0.04491 0.04140 42 0.05228 0.04912 0.04561 0.04281 49 0.05368 0.05053 0.04561 0.04351 56 0.05544 0.05263 0.04772 0.04421 63 0.05649 0.05404 0.04912 0.04632 70 0.05930 0.05614 0.04982 0.04842 77 0.06070 0.05825 0.05193 0.04912 84 0.06140 0.05754 0.05263 0.04912 91 0.06246 0.05895 0.05404 0.05123 120 0.06526 0.06105 0.05684 0.05404 150 0.06596 0.06175 0.05754 0.05333 180 0.06596 0.06246 0.05754 0.05404 210 0.06632 0.06316 0.05754 0.05474 Polipropilen liflerinde çelik liflere benzer şekilde betonun rötresini azaltmaktadır. Fakat, bunu matristeki lif miktarının artması ve liflerin mikro yapıları sayesinde başarmakta olduğunu belirtilmektedir. Ayrıca, bu liflerin beton yüzeyinde çok ince ve pamuğa benzer bir yapıda ve yüzeye daha fazla nüfuz ettiğinin görüldüğünü ve bunun da rötreyi azaltmasında en büyük nedenlerden biri olduğu belirtilmektedir. Çünkü lifler yüzey gerilmelerini de azaltmaktadır (Yıldırım, 2002). 167

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.37. Polipropilen lifli %15 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 PP %0.05 PP %0.10 PP %0.20 PP 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02456 0.02877 0.03088 0.02912 14 0.03509 0.03789 0.04070 0.03719 21 0.04000 0.04070 0.04140 0.03965 28 0.04491 0.04491 0.04561 0.04211 35 0.04561 0.04491 0.04632 0.04211 42 0.04702 0.04561 0.04632 0.04281 49 0.04912 0.04702 0.04702 0.04456 56 0.05123 0.04912 0.04842 0.04596 63 0.05263 0.04912 0.04912 0.04667 70 0.05404 0.04982 0.05053 0.04702 77 0.05614 0.05053 0.05053 0.04772 84 0.05754 0.05193 0.05404 0.04982 91 0.05825 0.05263 0.05544 0.05158 120 0.06035 0.05544 0.05754 0.05263 150 0.06175 0.05614 0.05754 0.05263 180 0.06246 0.05825 0.05825 0.05263 210 0.06246 0.05895 0.05754 0.05333 Çizelge 4.38. Polipropilen lifli %30 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 PP %0.05 PP %0.10 PP %0.20 PP 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02947 0.01965 0.02772 0.02667 14 0.03509 0.03088 0.03719 0.03298 21 0.03930 0.04140 0.04211 0.03860 28 0.04351 0.04351 0.04526 0.04211 35 0.04561 0.04491 0.04632 0.04211 42 0.04772 0.04842 0.04737 0.04281 49 0.04982 0.04982 0.04807 0.04351 56 0.04982 0.04842 0.05053 0.04702 63 0.05263 0.05053 0.05088 0.04772 70 0.05404 0.05123 0.05228 0.04912 77 0.05404 0.05474 0.05263 0.04912 84 0.05544 0.05404 0.05368 0.04982 91 0.05684 0.05544 0.05474 0.05123 120 0.05754 0.05684 0.05579 0.05193 150 0.05754 0.05754 0.05579 0.05193 180 0.05895 0.05825 0.05649 0.05263 210 0.05965 0.05895 0.05719 0.05333 168

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (gün) Şekil 4.54. Polipropilen lifli normal betonların rötre-zaman ilişkisi 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (gün) Şekil 4.55. Polipropilen lifli %15 küllü betonların rötre-zaman ilişkisi Polipropilen lif ve lif miktarının artışının rötreyi azaltmakta olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkısı lifsiz betonlarda 210 gün sonunda, %15 uçucu kül katkısında %6, %30 uçucu kül katkısında ise %10 oranında rötreyi azaltırken, polipropilen lifli betonlarda uçucu külün etkisi az olmuştur. Polipropilen lifin ve lif oranının rötre üzerindeki etkisi çok daha ağır bastığı görülmüştür. 169

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Ancak polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonların daha az rötre yaptıkları görülmüştür. Liflerle güçlendirilmiş %0.05, %0.10 ve %0.20 oranlarında polipropilen lif 210 gün sonunda, normal betonlarda sırasıyla %5, %13 ve %17, uçucu küllü betonlarda %15 uçucu küllü betonlarda sırasıyla %6, %8 ve %15, %30 uçucu küllü betonlarda sırasıyla %1, %4 ve %11, oranlarında rötreyi azaltmıştır. Buradan polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlarda, uçucu kül katkısının baştan rötreyi azaltması polipropilen lifin rötreye etkisini azaltmış gibi göstermiştir. 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0 %0.00 %0.05 %0.10 %0.20 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (Gün) Şekil 4.56. Polipropilen lifli %30 küllü betonların rötre-zaman ilişkisi Çimento harcına karıştırılan polipropilen liflerin kuruma rötre oranını azaltabildiği, artan polipropilen lif hacmi ile kuruma rötresinin önce azaldığını ve sonra belli bir lif oranından sonra arttığı belirtilmektedir (Liu ve ark., 2005). Polipropilen lif kullanımı büzülmeyi azaltıcı etki göstermektedir. Harç içerisinde kullanılan lifler, büzülmeden dolayı oluşan gerilmeleri taşımakta, harç içerisindeki mikro düzeydeki hareketlenmeyi kılcal çatlaklarda köprüler oluşturarak kısıtlamaktadır (Kırca ve Şahin, 2003). 170

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.9. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları Polipropilen lifle güçlendirilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren betonların boşluk ve su emme oranlarının tayini 28 günlük 71mm lik küp numuneler üzerinde yapılmıştır. Boşluk ile su emme oranları Çizelge 4.39 da sunulmuştur. Çizelge 4.39. Boşluk ve su emme oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Lif (%) Boşluk Oranı (%) Su Emme Oranı (%) Boşluk Artışı (%) Su Emme Artışı (%) 0.00 7.09 2.86 0 0 0.05 7.51 3.04 6 6 0.10 8.28 3.38 17 18 0.20 8.97 3.67 27 28 0.00 7.77 3.17 0 0 0.05 8.53 3.52 10 11 0.10 8.79 3.63 13 15 0.20 9.03 3.76 16 19 0.00 8.54 3.53 0 0 0.05 8.91 3.69 4 5 0.10 9.07 3.77 6 7 0.20 9.09 3.76 6 7 Çizelge 4.39 da polipropilen lif ve uçucu kül miktarı arttıkça boşluk oranları ve su emme oranlarının arttığı görülmüştür. Polipropilen lifin ve %0.05, %0.10 ve %0.20 oranlarındaki artışların boşluk ve su emme oranlarına etkileri, %0 uçucu küllü betonlarda sırasıyla yaklaşık %6, %18 ve %28 oranlarında artış, %15 uçucu küllü betonlarda boşluk ve su emme oranları sırasıyla yaklaşık %11, %14 ve %18 oranlarında artış ve %30 uçucu küllü betonlarda ise boşluk ve su emme oranları sırasıyla yaklaşık %5, %7 ve %7 oranlarında artış olarak görülmüştür. Huang (1997) polipropilen lif katkıların, boşluk hacmini arttırdığını bildirmiştir. Uçucu külün boşluk ve su emme oranlarına etkileri ise %15 oranındaki uçucu küllerde yaklaşık %10, %30 uçucu kül katkısında ise yaklaşık %20 olmuştur. Uçucu külün polipropilen liflerle kullanımında, uçucu kül oranı arttıkça polipropilen liflerin boşluk ve su emme oranlarına olan olumsuz etkilerinin azaldığı görülmüş ve 171

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN buda uçucu külün zaten arttırmış olduğu boşluk ve su emme oranlarında kaynaklanmıştır. Polipropilen liflerin uçucu küllü betonlarda kullanılmasının boşluk ve su emme oranları ilişkileri Şekil 4.57 ve Şekil 4.58 de gösterilmiştir. Şekillerden polipropilen lif ve uçucu kül etkileri hem boşluk hem de su emme oranlarının belli bir noktada birleştikleri görülmüştür. Burada betonlarında boşluk ve su emme oranlarının belli bir orana kadar arttığı görülmüştür. 9.5 9.0 Boşluk Oranı (%) 8.5 8.0 7.5 7.0 6.5 6.0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.05 0.10 0.20 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.57. Boşluk oranı polipropilen lif oranı ilişkisi 4.5 Su Emme Oranı (%) 4.0 3.5 3.0 2.5 2.0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.05 0.10 0.20 Polipropilen Lif Oranı (%) Şekil 4.58. Su emme oranı polipropilen lif oranı ilişkisi 172

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Şekil 4.59 da boşluk ile su emme oranları arasında tam bir doğrusal ilişki olduğu da görülmüştür. Boşluk oranlarının, su emme oranlarının yaklaşık 2.43 katı kadar olduğu saptanmıştır. Boşluk oranları ile basınç dayanımları arasındaki ilişki ise Şekil 4.60 ta gösterilmiştir. Boşluk oranlarının artışı ile betonların basınç dayanımlarının da azaldığı görülmüştür. 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = 2.43x R 2 = 0.99 0 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 Su Emme Oranı (%) Şekil 4.59. Boşluk oranı su emme oranı arasındaki ilişki 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 y = -0.0624x + 12.732 R 2 = 0.48 y = -0.0705x + 13.28 R 2 = 0.55 y = -0.086x + 15.18 R 2 = 0.60 100 mm 150 mm 71 mm 4 40 50 60 70 80 90 100 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.60. Boşluk oranı basınç dayanımları arasındaki ilişki 173

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Genel olarak betonların su emme ve görünür boşluk oranı değerleri paralel bir şekilde artmaktadır (Yıldırım, 2002). Polipropilen lif ilavesinin beton içerisinde büyük boşluklu hacimler oluşturduğunu, bununda betonda mikro kusurlara yol açtığı ancak akışkanlaştırıcı kimyasal katkılar ile boşlukların büyük ölçüde azaldığı belirtilmektedir (Huang, 2001; Aulia, 2002). 4.2.10. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları Polipropilen liflerle takviye edilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme durumunun belirlenmesi 28 günlük 40x40x160 mm lik prizma beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Beton numunelerin yan yüzeyleri ısıtılmış parafin ile izole edilmiş ve 5 mm yüksekliğindeki suya sadece alt yüzeyleri temas ettirilmiştir. Deney numuneleri 1, 4, 9, 16, 25, 36, 49, 64 ve 81. dakikalardaki su emme miktarları ölçülmüştür. Kapiler su emme deneyi sonunda 40x40x160 mm lik prizmatik beton numuneler eğilme deneyine tabii tutulmuştur. Kapiler su emme katsayıları ve eğilme dayanımları Çizelge 4.40 da sunulmuştur. Çizelge 4.40. Kapiler su emme katsayıları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Lif (%) Eğilme Dayanımı (MPa) Kapiler Su Emme Katsayısı ( 10-3 cm/sn 1/2 ) 0.00 7.66 0.21 0.05 7.56 0.22 0.10 7.54 0.27 0.20 7.31 0.29 0.00 6.89 0.42 0.05 6.75 0.35 0.10 6.52 0.40 0.20 6.39 0.47 0.00 5.82 0.51 0.05 5.99 0.53 0.10 5.63 0.52 0.20 5.55 0.56 174

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen liflerle güçlendirilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayıları sırasıyla yaklaşık olarak 0.00020, 0.00040 ve 0.00050 ler civarında değerler almıştır. Kapiler su emme katsayıları incelendiğinde uçucu külün ve uçucu kül miktarının kapiler su emme katsayısı üzerinde önemli bir etkiye sahip olduğu görülmüştür. Polipropilen lifler ise betonların kapiler su emme katsayılarına önemli bir etkisinin olmadığı ancak genel olarak polipropilen lif miktarının artışı ile kapiler su emme katsayı değerlerinin de artma eğilimde olduğu görülmüştür. Kapiler su emme katsayılarının, sırasıyla eğilme dayanımları, su emme oranları ve boşluk oranları ile olan ilişkileri sırasıyla Şekil 4.61, Şekil 4.62 ve Şekil 4.63 te gösterilmiştir. Eğilme dayanımları ile kapiler su emme katsayıları arasında oldukça kuvvetli bir ilişki görülmüştür. Kapiler su emme katsayısı yüksek olan betonların eğilme dayanımlarının zayıf olduğu görülmüştür. 10 Eğilme Dayanımı (MPa) 8 6 4 2 y = -5.9663x + 8.9958 R 2 = 0.94 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.61. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 175

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 5 Su Emme Oranı (%) 4 3 2 1 y = 1.7978x + 2.77 R 2 = 0.55 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.62. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi Şekil 4.62 ve Şekil 4.63 te su emme ve boşluk oranları fazla olan betonların kapiler su emme katsayıları da yüksek çıktığı görülmüştür. Betonlarda boşluk oranının fazla olması, betonların su emme miktarını ve dolayısıyla kılcal su emme katsayılarını da arttırdığı görülmüştür. 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = 3.8069x + 6.9581 R 2 = 0.51 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.63. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 176

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.11. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları Ultrasonik hız deneyleri 365 günlük polipropilen lif takviyeli %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı 150 mm lik küp ve 100 100 500 mm lik kiriş beton numunelerin üzerinde yapılmış ve ultrasonik hızlar Çizelge 4.41 de verilmiştir. Çizelge 4.41. Ultrasonik ses hızları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Polipropilen Küp Kiriş Lif Dayanım Hız Dayanım Hız (%) (MPa) (km/sn) (MPa) (km/sn) 0.00 102.8 5.10 8.28 5.16 0.05 101.8 5.12 8.01 5.17 0.10 97.7 5.04 8.14 5.15 0.20 99.3 5.03 7.75 5.18 0.00 94.5 5.11 7.95 5.21 0.05 95.0 5.13 7.40 5.23 0.10 87.7 5.13 7.02 5.23 0.20 86.2 5.09 6.95 5.22 0.00 93.4 5.11 6.98 5.20 0.05 91.4 5.14 6.37 5.16 0.10 89.6 5.12 6.07 5.17 0.20 86.3 5.12 5.96 5.14 Çizelgeden küp ve kiriş numuneler üzerinde yapılan ultrasonik hız ölçüm sonuçları hem kendi içinde hem de tüm beton grupları arasında hızların 5.03-5.23 arasında ölçülmüştür. Uçucu kül ve polipropilen lif katkıları, betonların basınç ve eğilme dayanımlarını azaltmasına rağmen ultrasonik ses hızları pek değiştirmedikleri görülmüştür. Elde edilen ölçüm değerlerinden polipropilen lifin ve artan lif miktarının ultrasonik hıza bir etkisinin olmadığı görülmüştür. Ayrıca uçucu kül katkısının da ultrasonik ses hızına bir etkisinin olmadığı görülmüştür. Bundan dolayı polipropilen lifli ve uçucu küllü betonlar içerisinden geçen ses dalgasının hızı ile beton basınç ve eğilme dayanımları arasında doğrudan bir ilişki görülmemiştir. 365 gün gibi kür süresinin uzun olması ve mineral katkı olarak uçucu kül kullanımından dolayı azalan boşlukluluk sebebiyle ses dalga hızları birbirlerine oldukça yakın çıktığı düşünülmektedir. 177

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.2.12. Donma Çözülme Deney Sonuçları Polipropilen lifle güçlendirilmiş normal ve %15 ve %30 uçucu kül içeren betonların donma-çözülme direnci tayini 90 günlük 100 mm lik küp numuneler üzerinde yapılmıştır. -40 C dondurma kapasitesine sahip derin dondurucuda 2 saat boyunca -20 C de bekletilen numuneler daha sonra 20 C deki suya konulmuş ve bu işlem 50 kez tekrarlanmıştır. Donma çözülme çevrimlerinin ardından numuneler üzerinde basınç dayanımı deneyine tabi tutulmuşlardır. Donma çözülmeye maruz kalan betonların basınç dayanımları kontrol beton numunelerin basınç dayanımları ile karşılaştırılarak, basınç dayanım kayıpları ve başlangıçtaki ağırlıkları ile donma çözülme sonrasındaki ağırlık kayıpları % olarak belirlenmiş ve Çizelge 4.42 de verilmiştir. Çizelge 4.42. Donma çözülme kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 PP Çevrimsiz 50 Çevrimli Kayıplar Lif Ağırlık Dayanım Ağırlık Dayanım Ağırlık Dayanım (%) (gr) (MPa) (gr) (MPa) (%) (%) 0.00 2581.03 87.4 2524.44 78.1 2 11 0.05 2553.69 87.7 2484.45 77.8 3 11 0.10 2553.42 85.9 2536.41 77.4 1 10 0.20 2576.95 84.0 2560.98 77.6 1 8 0.00 2578.35 84.0 2561.64 78.1 1 7 0.05 2600.49 83.8 2574.39 80.6 1 4 0.10 2605.60 80.3 2597.95 76.7 0 4 0.20 2631.51 79.8 2556.3 76.6 3 4 0.00 2558.36 75.6 2528.24 75.8 1 0 0.05 2545.33 74.3 2540.25 73.7 0 1 0.10 2561.99 74.7 2560.67 73.8 0 1 0.20 2605.13 73.4 2533.36 72.7 3 1 Uçucu kül katkısı betonların donma çözülme sonrasındaki basınç dayanımı kayıplarını %15 uçucu kül katkısı için %7 ve %30 uçucu kül katkısında ise dayanım kaybı görülmemiştir. Normal betonda ise donma çözülme sonrası basınç dayanımındaki kayıp %11 oranında olmuştur. 178

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Polipropilen liflerin ise donma çözülme sonundaki dayanım kayıplarını azaltma eğiliminde oldukları görülmüştür. Bu etki normal polipropilen liflerle güçlendirilmiş betonlarda, lif oranının artması ile dayanım kayıpları azda olsa azalması şeklinde görülmüştür. Polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonlarda ise polipropilen liflerin etkisinin artan uçucu kül oranı ile azaldığı görülmüştür. Çünkü artan uçucu kül katkısı %30 uçucu kül katkılı betonda zaten dayanım kaybı görülmemiştir. Genel olarak polipropilen liflerin donma çözülme direncine pek katkısının olmadığı, ancak artan lif miktarı ile donma çözülme sonucunda oluşan dayanım kaybını azda olsa azaltma eğilimde olduğu görülmüştür. Polipropilen liflerin normal ve %15 uçucu kül katkılı betonlarda donma çözülme direncini yaklaşık olarak en fazla %3 oranında arttırdığı görülmüştür. Bunu yanı sıra asıl etkiyi ise uçucu kül yapmıştır. Uçucu kül miktarının artışı ile hem lifli hem de lifsiz betonların donma çözülme direncini önemli oranlarda arttırdığı görülmüştür. Özellikle %30 uçucu kül katkısı ile aşınma kayıpları kontrol grubuna göre %11 daha fazla dirençli olduğu görülmüştür. Ayrıca polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda donma çözülme sonunda kayda değer bir ağırlık kaybı olmamıştır. Kırca ve Şahin (1998) polipropilen lif kullanımının donma çözülme etkisiyle betonda oluşan mikro çatlakların oluşmasına ve genişlemesine ve ilerlemesine mani olduğunu bildirmişlerdir. 179

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.3. Çelik Lifle Güçlendirilmiş Betonların Deney Sonuçları Çelik lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonlar üzerinde araştırmalar yapılmıştır. Çalışmada kullanılan uçucu kül %0, %15 ve %30 oranlarında ikame edilmiştir. Çelik lif olarak RC 65/35 BN tipi 35 mm uzunluğunda, 0.55 mm çapındaki iki ucu kancalı, kaplamasız ve düşük karbonlu çelik lif katılmıştır. Çelik lif hacimce %0, %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 oranlarında kullanılmıştır. Hazırlanan karışımlar üzerinde taze ve sertleşmiş beton deneyleri yürütülmüş olup, deney sonuçları aşağıdaki bölümlerde sunulmuştur. 4.3.1. Birim Ağırlık Deney Sonuçları Çelik lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların taze beton birim ağırlıkları 150 mm lik küp numunelerde, sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise 150 300 mm lik silindir numuneler üzerinde belirlenmiş ve Çizelge 4.43 te sunulmuştur. Çizelge 4.43. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Birim Ağırlık (kg/m 3 ) (%) Taze Sertleşmiş 0.00 2540 2514 0.25 2545 2532 0.50 2557 2552 1.00 2572 2565 1.50 2627 2592 0.00 2519 2488 0.25 2524 2518 0.50 2536 2534 1.00 2563 2560 1.50 2619 2573 0.00 2492 2479 0.25 2507 2499 0.50 2516 2507 1.00 2556 2530 1.50 2582 2566 180

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren çelik lifle güçlendirilmiş betonların taze beton birim ağırlıkları sırasıyla 2540-2627 kg/m 3, 2519-2619 kg/m 3 ve 2492-2582 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren çelik lifli betonların sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise yine sırasıyla 2514-2592 kg/m 3, 2488-2573 kg/m 3 ve 2479-2566 kg/m 3 arasında olduğu görülmüştür. Betonların birim ağırlıkları uçucu kül ve çelik lifin özgül ağırlığına ve kullanılan hacim miktarına bağlı olarak etkilenmişlerdir. Uçucu külün ve çelik lifin taze ve sertleşmiş betonun birim ağırlıklarına etkileri Şekil 4.64 ve Şekil 4.65 te gösterilmiştir. 2650 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül Birim Ağırlık (kg/m3) 2600 2550 2500 2450 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.64. Taze beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi Betona katılan uçucu kül taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarında bir düşüşe sebep olurken, çelik lif ise artan lif miktarı ile beton birim ağırlıklarını arttırmıştır. Çimentonun yerine ağırlıkça ikame edilen uçucu külün özgül ağırlığının (2310 kg/m 3 ) çimentonun özgül ağırlığından (3160 kg/m 3 ) daha az olması beton birim ağırlıklarının düşüşüne neden olmuş, çelik lif ise yoğunluğunun 7.85 g/cm 3 olmasından dolayı beton birim ağırlıklarını arttırmıştır. Özgül ağırlığı betondan çok daha fazla olan çelik liflerin betona ilave oranları arttıkça, betonların taze ve sertleşmiş birim ağırlıklarının da arttığı görülmüştür. Tabak (2004) çelik lif kullanımının, betonun birim hacim ağırlığını arttırdığını ve bu artışın kullanım hacmine ve görünüm oranına bağlı olarak değiştiğini belirtmiştir. 181

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Yıldırım (2002) ise tüm liflerin betonun birim ağırlığını, kendi birim ağırlıkları ölçüsünde etkilediğini ve çelik liflerin diğer liflere nazaran daha ağır olduğu ve bu ağırlığın lif miktarı arttıkça artmakta olduğunu belirtmiştir. Sevil (2001) ise uçucu kül-lifli betonlarda, kuru birim ağırlıklarının uçucu kül yüzdesinin artması ile azalmış, lif güçlendirilmesi ile arttığını ifade etmiştir. Birim Ağırlık (kg/m3) 2650 2600 2550 2500 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül 2450 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.65. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi 4.3.2. İşlenebilme Deney Sonuçları Çelik lifler agrega ile çok zor karışırlar, özellikle yüksek oranda lif içeren düşük işlenebilirliğe sahip betonlarda, lifler birbirlerine kenetlenerek üniform olmayan bir karışıma sebep olurlar. Liflerin demet olmasına topaklaşma denir. Eğer beton yüksek işlenebilirliğe sahip ise topaklaşma riski daha düşük olur. Yüksek işlenebilirlik genellikle karışıma süperakışkanlaştırıcı eklenmesiyle elde edilir. Karışımda ince daneli malzeme yüzdesi fazla ise lif dağılımı daha kolay olur. Çimento yerine konabilecek uçucu kül ve diğer puzolanlar veya silis dumanı ile ince daneli malzeme oranı arttırılabilir (Ekincioğlu, 2003). Literatürdeki çalışmaların birçoğunda betona lif ilave edilmesiyle işlenebilirlikte önemli derecede azalmalar tespit edilmiştir. Bu azalma üzerindeki en önemli iki parametre, karışımdaki lif hacmi ve lif görünüm oranı olarak tanımlanan 182

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN lifin uzunluk/çap oranı yani narinliğidir. Bu önemli parametrelerin dışında liflerin betona katılması, karıştırma teknikleri ve lifli betonun karışım tasarımları da lifli taze betonun özelliklerini önemli ölçüde etkiler. Çelik lif takviyesiyle birlikte uçucu kül içeren betonların vebe süreleri ve çökme değerleri Çizelge 4.44 te verilmiştir. Lifsiz betonlarda işlenebilirliği ölçmek için pratik olması nedeniyle çok kullanılan slump (çökme) deneyi, çelik liflerle güçlendirilmiş beton karışımlarında pek kullanılmaz. Slump yöntemi ile yapılan işlenebilirlik deneylerinde lifli betonun işlenebilirliği sağlıklı olarak tespit edilememiştir. Çelik liflerle güçlendirilmiş betonların işlenebilirliğini ölçmek için en uygun yöntem vebe deneyidir (Uyan 1985; Uğurlu, 1994). Aslında slump metodunun iyi sonuç vermemesinin sebebi liflerin taze betonu bir arada tutması ve kıvamı yanıltıcı bir değerden daha düşük çökme vermesidir (Yıldırım, 2002). Çizelge 4.44. Vebe süreleri ve çökme değerleri Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif İşlenebilirlik (%) Vebe (sn) Slump (cm) 0.00 6.0 17 0.25 7.5 17 0.50 9.0 16 1.00 15.0 14 1.50 18.8 13 0.00 3.1 18 0.25 5.0 18 0.50 5.5 16 1.00 9.5 14 1.50 14.8 13 0.00 2.5 19 0.25 4.8 19 0.50 5.0 17 1.00 8.5 15 1.50 12.9 14 İşlenebilirlik değerlerinin çelik lif ve uçucu kül ikame oranları arasındaki ilişkiler Şekil 4.66 ve Şekil 4.67 de verilmiştir. Şekil 4.66 ve Şekil 4.67 de beton karışımlarının içerisindeki çelik lif oranı arttıkça vebe süresinin arttığı ve çökme değerinin ise azaldığı, bir başka deyişle işlenebilirliğin zorlaştığı görülmüştür. 183

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 25 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül Vebe Süresi (sn) 20 15 10 5 0 0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.66. Çelik lif ve uçucu külün vebe süresine etkisi 20 %0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül Slump (cm) 19 18 17 16 15 14 13 12 0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.67. Çelik lif ve uçucu külün çökme değerine etkisi Karışım içerisinde çimento ile yer değiştiren uçucu kül oranının artmasıyla uçucu külün çelik lif katkılı betonların işlenebilirliği olumlu etkilediği görülmüştür. Liflerle takviye edilen betonlarda lif hacminin artması ile işlenebilirliğin düşmekte olduğu, bu nedenle işlenebilirliğin belli bir seviyede tutulabilmesi için tedbir alınması zorunluluğu ortaya çıkmaktadır. Çelik liflerle takviye edilmiş betonlarda 184

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN uçucu kül kullanımının taze betondaki işlenebilirliği uçucu külsüz kontrol betona göre belli bir oranda iyileştirdiği görülmüştür. Lif malzemesinin ve yapısının betonun kıvamını doğrudan etkilediği, çelik liflerin fazla esnemediği ve uçları kancalı olduğu için beton içinde kıvamı polipropilen liflerle göre daha katılaştırıcı ve harcı bir arada tutucu etki yaptığı belirtilmektedir (Yıldırım, 2002). Bentur ve Mindess (1990) çelik lif kullanımının işlenebilirliği azalttığını ve bu azalma üzerinde en önemli parametrelerin lif tipi, hacmi ve görünüm oranı olduğunu belirtmişlerdir. Uçucu kül ve çelik lifli beton grupları arasındaki işlenebilirlik değerleri açısından vebe süresi ile çökme değeri arasındaki ilişki ise Şekil 4.68 de verilmiştir. Çelik lif takviyeli taze betonların işlenebilirlik deneylerinde, vebe metodunun uygun olduğu çökme metodunun ise pek uygun olmamasına rağmen çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların çökme değerleri ile vebe süreleri arasında anlamlı bir ilişki görülmüştür. 22 20 Slump (cm) 18 16 14 12 y = 23.897x -0.2057 R 2 = 0.85 10 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Vebe Süresi (sn) Şekil 4.68. Çökme değeri ile vebe süresi arasındaki ilişki Acun (2000) betona katılan çelik liflerin karışım oranlarına bağlı olarak bu betonların işlenebilirlik özelliklerini etkilediği hatta çelik lif oranı arttıkça betonun işlenebilirliğinin azaldığını bildirmiştir. Tabak (2004) çelik liflerin her hacim ve görünüm oranında taze betonun işlenebilme yeteneğini düşürdüğünü ve özellikle lif 185

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN hacmi %1 den fazla olan betonlarda oldukça düştüğünü belirtmiştir. Ünal (1994) betona katılan liflerin, taze betonun işlenebilme özelliğini değiştirdiğini ve lif miktarı arttıkça karışımın hava boşluğu oranı artarken çökme değerinin de sıfıra yaklaştığını belirtmiştir. Lifli betonun kullanılması halinde işlenebilmeyi kolaylaştırmak amacıyla karışıma uçucu kül katılması lifli betonun aderans dayanımını arttırdığı belirtilmektedir (Swamy, 1971: Ünal, 1994). 4.3.3. Basınç Dayanımı Deney Sonuçları 150 mm lik küp numuneler ve eğilme deneyi için üretilen 100 100 500 mm lik kiriş numunelerin eğilme deneyi sonucunda taş kesme makinasında kesilerek elde edilen 100 mm lik küp numuneler basınç dayanımı deneylerine tabii tutulmuştur. Numunelerin zamana bağlı dayanımları için 7, 28, 90 ve 365 günlük dayanımları ölçülmüştür. Araştırma kapsamında yer alan çelik lifle güçlendirilmiş betonlara ait zamana bağlı basınç dayanımları Çizelge 4.45. ve Çizelge 4.46 da sunulmuştur. Çizelge 4.45. 100 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Basınç Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 68.8 77.8 87.4 103.4 0.25 70.3 81.1 88.6 106.1 0.50 67.4 78.8 85.5 105.9 1.00 70.5 77.9 88.4 102.9 1.50 69.9 76.3 86.2 104.5 0.00 57.4 70.7 84.0 101.3 0.25 55.3 68.9 84.6 105.4 0.50 57.8 74.1 85.7 104.3 1.00 54.0 69.9 85.0 101.1 1.50 56.0 74.8 83.3 102.4 0.00 47.8 61.9 75.6 94.5 0.25 46.0 61.8 78.2 98.3 0.50 46.1 63.9 77.4 97.1 1.00 45.4 64.7 77.5 98.1 1.50 48.7 62.3 75.2 97.2 186

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.46. 150 mm lik küp basınç dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Basınç Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 64.4 77.1 86.5 102.8 0.25 70.7 79.4 89.1 103.0 0.50 65.5 78.2 84.4 100.9 1.00 63.0 80.5 88.2 96.4 1.50 66.7 81.0 89.3 97.7 0.00 55.1 67.8 80.2 94.5 0.25 55.5 69.4 81.8 96.0 0.50 55.4 68.3 78.2 94.2 1.00 54.6 71.7 81.2 94.5 1.50 58.7 72.7 83.1 98.5 0.00 51.0 63.6 77.6 93.4 0.25 48.4 61.8 80.4 98.2 0.50 52.1 64.4 81.5 95.5 1.00 53.3 65.0 79.6 95.5 1.50 53.6 60.7 78.5 93.4 Çizelgelerden, genel olarak hem normal hem de uçucu küllü betonlara çelik lif katkısının olumlu veya olumsuz bir etkisi görülmemiştir. Uçucu kül katkısının basınç dayanımlarındaki azalmalarına, çelik lif ilavesinin hem erken hem de sonraki dayanımlarına bir katkısının olmadığı görülmüştür. Basınç dayanımı özelliği üzerinde çelik liflerin pek de etkili olmadığı hatta çelik lif oranı arttıkça basınç dayanımında daha da azalma olduğu belirtilmektedir (Acun, 2000; Yıldırım; 2002). Sevil (2001) uçucu küllü ve lifli betonların basınç dayanımında, uçucu külün çimento yerine kullanımı ile azalmalar, lif güçlendirilmesi ile artışlar görüldüğünü belirtmiştir. Gutierrez ve ark. (2005) ise genel olarak çelik lif katkısında daha az olmasına rağmen kontrol harçlarında lif ilavesinin basınç dayanımlarında azalmalara yol açtığını belirtmişlerdir. %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı ve %0, %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranları için 100 mm lik küp basınç dayanımlarının zaman ve çelik lif miktarı ile ilişkileri Şekil 4.69 da verilmiştir. 187

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 120 Basınç Dayanımı (MPa) 100 80 60 40 20 0 0 0.25 0.50 1.00 1.50 0 0.25 0.50 1.00 1.50 Zaman (gün) 0 0.25 0.50 1.00 1.50 0 0.25 0.50 1.00 1.50 7 28 90 365 %30 UK %15 UK %0 UK Şekil 4.69. 100 mm lik küp lifli betonların basınç dayanımı-zaman ilişkisi Aynı ilişkiler 150 mm lik küp basınç dayanımları için %0 uçucu kül katkılı normal betonlar, %15 uçucu kül katkılı betonlar ve %30 uçucu kül katkılı betonlar için ayrı olarak Şekil 4.70, Şekil 4.71 ve Şekil 4.72 de verilmişlerdir. Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.70. 150 mm lik küp lifli normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi 188

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.71. 150 mm lik küp lifli %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi Basınç Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.72. 150 mm lik küp lifli %30 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi Çelik liflerle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonların basınç dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül miktarlarının etkisi Çizelge 4.47 de, sadece çelik lif ve lif oranının basınç dayanımlarına etkisi ise Çizelge 4.48 de sunulmuştur. 189

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.47. Basınç dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül Çelik Lif 100 100 100 mm Küp (%) 150 150 150 mm Küp (%) (%) (%) 7 28 90 365 7 28 90 365 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0 15 30 0.25 102 104 101 103 110 103 103 100 0.50 98 101 98 102 102 101 98 98 1.00 102 100 101 100 98 104 102 94 1.50 102 98 99 101 104 105 103 95 0.00 83 91 96 98 86 88 93 92 0.25 80 89 97 102 86 90 95 93 0.50 84 95 98 101 86 89 90 92 1.00 78 90 97 98 85 93 94 92 1.50 81 96 95 99 91 94 96 96 0.00 69 80 86 91 79 82 90 91 0.25 67 79 89 95 75 80 93 96 0.50 67 82 89 94 81 84 94 93 1.00 66 83 89 95 83 84 92 93 1.50 71 80 86 94 83 79 91 91 Çizelge 4.48. Basınç dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül Çelik Lif 100 100 100 mm Küp (%) 150 150 150 mm Küp (%) (%) (%) 7 28 90 365 7 28 90 365 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0 15 30 0.25 102 104 101 103 110 103 103 100 0.50 98 101 98 102 102 101 98 98 1.00 102 100 101 100 98 104 102 94 1.50 102 98 99 101 104 105 103 95 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.25 96 97 101 104 101 102 102 102 0.50 101 105 102 103 101 101 98 100 1.00 94 99 101 100 99 106 101 100 1.50 98 106 99 96 107 107 104 104 0.00 100 100 100 100 100 100 100 100 0.25 96 100 103 104 95 97 104 105 0.50 96 103 102 103 102 101 105 102 1.00 95 105 103 104 105 102 103 102 1.50 102 101 99 103 105 95 101 100 190

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çelik lif ve lif hacminin, betonların basınç dayanımına olan etkisi en fazla, normal betonlarda %10 artma veya %6 azalma, %15 uçucu kül katkılı betonlarda %7 artma veya %6 azalma ve %30 uçucu kül katkılı betonlarda ise %5 artma veya %5 azalma şeklinde görülmüştür. Bu yüzden çelik lifin normal ve uçucu küllü betonlarda çelik lifin ve lif oranının etkileri ile ilgili olarak bir genelleme yapmamız zordur. Çelik lifin, betonların basınç dayanımları üzerindeki etkisi lif hacmine bağlı olarak değişiklik göstermiştir. Çelik liflerin burada basınç dayanımı açısından önemli bir artışa veya azalmaya neden olmadığı söylenebilir. Çünkü çelik lifin oranı arttıkça buna bağlı olarak matris fazında homojen bir karışım sağlanamadığından betondaki kusurlarda artabilmektedir. Ancak çelik liflerin miktarı arttıkça betonların daha sünek davrandığı, patlamadıkları ve basınç altında da enerji yutma özelliğinin arttığı görülmüştür. Lifli beton malzemelerde matriksin fonksiyonu lifleri bir arada tutmak, onları korumak ve liflerle veya liflerden gerilme transferini sağladığı ve lifin betonun basınç dayanımına etkisinin oldukça az olduğu gözlemlenmiş ve değişik tip liflerde de bunun değişmediğini belirtilmektedir (Yıldırım, 1994). Çelik liflerle güçlendirilmiş betonlar üzerinde yapılmış değişik araştırma sonuçlarına göre, lifler betonun basınç dayanımını her zaman doğrudan olumlu etkilememekte, %25 seviyesinde basınç dayanımı artışı görülebileceği gibi bazen de bu düzeyde bir dayanım kaybı ortaya çıkmaktadır. Bu durum beton içerisine gelişigüzel dağılan çelik liflerin yönelimi ile doğrudan ilgilidir. Basınç dayanımının nihai yükünde belirgin bir artış olmamasına karşı çelik lifli beton tek eksenli yükleme altında daha sünek davrandığı görülür (Uğurlu, 1994). Sancak (1999) iki farklı lif tipinin basınç dayanımı üzerindeki farklı orandaki artış olmasının sebebini, lifin birinin uzun olması nedeniyle işlenebilirliğin azalmasına, dolayısıyla beton içerisinde fazla oranda boşluk oluşturması olabileceğini belirtmiştir. Arı ve ark. (2004) ise iki farklı çelik lifin de 25 kg/m 3 dozajla kullanımında basınç dayanımları arttırırken, 40 kg/m 3 dozajla kullanımında basınç dayanımlarında düşüş görüldüğünü ve bunu da çimento, agrega ve lif pastası arasında karmaşık matrislerin oluşumuna bağlamıştır. 191

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 150 mm lik ve 100 mm lik küp numunelerin basınç dayanımları arasında korelasyon katsayısı 0.95 olan kuvvetli doğrusal bir ilişki kurulmuş ve Şekil 4.73 üzerinde gösterilmiştir. 28 günlük 100 ve 150 mm lik küp basınç dayanımları ile 28 günlük silindir basınç dayanımları arasında kurulan ilişkiler ise Şekil 4.74 te gösterilmiştir. 150 mm'lik Küp Dayanımı (MPa) 120 100 80 60 40 20 0 y = 0.98x R 2 = 0.95 0 20 40 60 80 100 120 100 mm'lik Küp Dayanımı (MPa) Şekil 4.73. 150 mm ile 100 mm lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişki Silindir Basınç Dayanımı (MPa) 80 60 40 20 y = 0.7822x y = 0.7847x R 2 = 0.82 100 150 R 2 = 0.87 0 50 60 70 80 90 Küp Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.74. Silindir ile küp basınç dayanımları arasındaki ilişki 192

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çelik lifli betonlarda, 100 mm lik küp numune beton basınç dayanımlarının ortalama 0.98 katsayısı ile çarpılarak 150 mm lik küp beton basınç dayanım sonucu elde edilebileceği görülmüştür. Silindir numunelerin basınç dayanımlarının, küp numunelerin basınç dayanımının yaklaşık olarak %78 ine eşit olduğu görülmüştür. 4.3.4. Elastisite Modülü Deney Sonuçları Çelik lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı beton gruplarının elastisite modülü deneyleri 28 günlük 150 300 mm lik silindir beton numuneler üzerinde tayin edilmiştir. Betonların σ-ε eğrisinin üzerinde, betonun maksimum gerilme değerinin %40 ına karşılık gelen gerilme değeri esas alınarak, başlangıç noktasından çizilen doğrunun eğiminden sekant elastisite modülü (E=σ/ε) hesaplanmıştır. Betonların 28 günlük silindir basınç dayanımları ile 28 günlük sekant elastisite modülleri Çizelge 4.49 da verilmiştir. Çizelge 4.49. Elastisite modülü değerleri Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif (%) Basınç Dayanımı (MPa) 0.00 63.4 37.9 0.25 64.9 39.3 0.50 65.2 41.6 1.00 65.3 38.0 Elastisite Modülü (GPa) 1.50 66.8 36.8 0.00 52.9 37.5 0.25 54.2 37.8 0.50 55.5 37.1 1.00 54.1 35.5 1.50 55.5 31.6 0.00 45.3 36.8 0.25 48.1 33.3 0.50 47.3 36.2 1.00 46.0 33.5 1.50 45.4 31.3 Betonlara ait gerilme-birim deformasyon eğrileri ise Şekil 4.75, Şekil 4.76 ve Şekil 4.77 de gösterilmiştir. Şekil 4.75, Şekil 4.76 ve Şekil 4.77 de, önceleri 193

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN gerilme değeri arttıkça birim deformasyonun da doğru orantılı olarak arttığı görülmektedir, bu durum küçük miktardaki gerilmeler için geçerli olmuştur ve eğrinin bir bölümü doğrusal olmuştur. Ancak, gerilme değerleri büyüdükçe doğrusal ilişkilerin kaybolduğu görülmüştür. 80 70 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 Gerime (MPa) 60 50 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050 Birim Deformasyon Şekil 4.75. Çelik lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 70 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 60 Gerime (MPa) 50 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050 Birim Deformasyon Şekil 4.76. Çelik lifli %15 küllü betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi 194

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 60 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 50 Gerime (MPa) 40 30 20 10 0 0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050 Birim Deformasyon Şekil 4.77. Çelik lifli %30 küllü betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi Yıldırım (2002) elastisite modülü deneylerinde liflerin matrisi bir arada tutarak, belirgin bir şekilde dağılmayı önlediğini ve betonun daha fazla deformasyon göstererek kırıldığını belirtmiştir. Gerilme-şekil değiştirme eğrilerinin alçalan kısımlarının eğimlerinin daha düşük olması, çelik liflerin sünekliği arttırdığını ortaya koymaktadır (Tokyay ve ark., 1991). Lee (2002) çelik lif ilavesinin gerilme-şekil değiştirme eğrilerinin artan kısımlarını değiştirmediğini, fakat eğrinin azalan kısımlarını önemli şekilde değiştirdiğini böylece çelik lif ilavesinin sünekliliğin iyi bir şekilde gelişimini sağladığını belirtmiştir. Betonların 28. gündeki serbest basınç deneyi sırasında, gerilme-deformasyon ilişkisi kullanılarak bulunan elastisite modülü değerleri, basınç dayanımı ile ilgili olan sonuçlara benzer eğilim gösterdiğini başka bir deyişle, lif tipi ve lif dozajı ile elastisite modülü değeri arasında tanımlanabilecek bir fonksiyon ya da ilişki belirlenememiştir (Yiğiter, 2002). Yıldırım (1994) ise çelik lif oranının artması ile elastisite modüllerini değiştirmemekte veya biraz azaltmakta olduğunu belirtmiştir. Betonun dayanımı, betonu oluşturan malzemelerin dayanımından daha az olması ile birlikte betonun gösterdiği elastik olmayan davranış daha çoktur. Betonun daha çok heterojenliğine sahip olmasından kaynaklanan bu durum betondaki gerilme-birim deformasyon eğrisinin kuyruk kısmının daha uzun olmasına neden olmaktadır. Gerilme-birim deformasyon eğrisinin kuyruk kısmının uzun olması, 195

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN kırılmanın hemen yer almadığını, betonun sünek bir malzeme gibi davranış gösterdiğini belirtir. Burada da uçucu kül katkısının silindir basınç dayanımlarını düşürdüğü, ancak normal ve uçucu kül katkılı betonlarda maksimum gerilmeye karşılık gelen birim deformasyon değerlerinin yaklaşık 0.0023 olduğu görülmüştür. Çelik lifler ise artan lif oranları ile birim deformasyonları arttırdığı görülmüştür. Gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kırılma yükünden sonra daha da uzadıkları ve betona sünek bir davranış kazandırdıkları görülmüştür. Ayrıca çelik lif oranının artışı ile gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kuyruk kısımlarının eğimlerinin azalması da betonların enerji yutma kapasitelerini arttıracaktır. Çelik lif ve artan lif oranı ile elastisite modülü değerleri de bir miktar azalma eğiliminde olmuştur. Artan çelik lif miktarı ile betonların birim deformasyonları artması ve gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kırılmadan önceki kısımlarının eğimleri azalmasından dolayı elastisite modülü değerleri de azalmıştır. Özellikle %1.00 çelik lif oranı ve üzerindeki betonların elastisite modülü değerleri azalmış ve gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kuyruk kısımları uzamış betonlar sünek davranış kazanmışlardır. Sevil (2001) çelik lifli betonda basınç deneylerinde numune kırıldığı halde yükün %40 ını tekrar karşıladığını ve yüksek bir parçalanma direncine sahip olduğunu belirtmiştir. Kützing (1996) ise çelik lifin %0.5 oranının altında kullanımında, gerilme-şekil değiştirme eğrisinde değişiklik oluşturmadığını, %1.5 oranında çelik lif kullanımında ise maksimum noktasının belirginleştiğini ve maksimumdan sonrada eğride daha az basamaklar oluşturduğunu görmüştür. Furlan ve Hanai (1997) çelik lif katkısının en önemli mekanik özellikler de çekme dayanımını uzun liflerin arttırdığını, kısa liflerin ise özellikle elastisite modülünü arttırdığını belirtmişlerdir. Look ve Xiao (1999), çelik lif donatılı betonların önemli eğilme performansına sahip olduğunun anlaşıldığını ve çelik lif donatılı betonların davranış özelliklerine bir anlam kazandırmak için malzemenin gerilme- şekil değiştirme ilişkisini incelemek ve yapıdaki davranışı ile ilişki kurmak gerektiğini belirtmişlerdir. Altun ve ark. (2004) gerilme-şekil değiştirme eğrilerine göre, çelik lif katkısının elastisite modüllerini azaltmış olduğunu bildirmişlerdir. 196

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.3.5. Eğilme Dayanımı Deney Sonuçları Çelik lifle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların eğilme dayanımı deneyleri 100 100 500 mm lik kiriş numuneler üzerinde üçte bir noktalarından yüklenmiş basit kiriş metodu ile yapılmıştır. Eğilme dayanımları 7, 28, 90 ve 365 gün için ölçülmüş ve zamana bağlı eğilme dayanımları %0, %15 ve %30 uçucu kül katkısının ve %0, %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarının etkileri Çizelge 4.50 de sunulmuştur. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren betonlarda çelik lif miktarının etkisi sırasıyla Şekil 4.78, Şekil 4.79 ve Şekil 4.80 de gösterilmişlerdir. Çelik lifin eğilme dayanımlarını ancak %1.00 lif oranından sonra ve özellikle %1.50 çelik lif hacim oranında etkiledikleri görülmüştür. Çelik lif oranı %1.00 e kadar çelik lif katkısının normal ve uçucu küllü betonlara pek bir etkisinin olmadığı görülmüştür. Eğilme dayanımını etkileyen faktörler, lifin şekli, lif görünüm oranı, lif hacmi, deney numunesi boyutları ve liflerin beton içerisindeki dağılımları ve esas olarak betonla lif arasındaki aderans gerilmesinin arttırılmasıdır (Tabak, 2004). Çizelge 4.50. Eğilme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Eğilme Dayanımı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 7.61 7.82 8.01 8.28 0.25 7.70 7.38 7.92 8.10 0.50 7.65 7.37 7.89 8.04 1.00 8.18 8.24 8.77 8.95 1.50 9.86 10.14 11.47 12.05 0.00 6.28 6.71 7.67 7.95 0.25 6.48 6.76 7.52 7.89 0.50 6.63 6.96 7.50 7.72 1.00 6.39 7.62 7.75 7.98 1.50 8.16 9.07 10.08 11.96 0.00 4.85 5.89 6.27 6.98 0.25 5.31 6.08 6.23 6.77 0.50 5.24 6.53 6.57 6.89 1.00 5.51 6.45 7.20 7.66 1.50 6.35 8.69 9.48 11.58 197

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Eğilme Dayanımı (MPa) 14 12 10 8 6 4 2 0 0% %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.78. Çelik lifli normal betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Lif donatılı betonların gerçek üstünlüğünün, çatlak gelişimi ve yükleme durumundaki çatlak genişlemelerinde saklı olduğunu bundan dolayı çelik lif donatılı betonların önemli eğilme performansına sahip oldukları belirtilmektedir (Bantia 1997: Look ve Xiao, 1999). Yıldırım (2002) ise çelik liflerin diğer liflere nazaran uzun oldukları için eğilme dayanımlarının çok fazla geliştirdiklerini belirtmiştir. Eğilme Dayanımı (MPa) 14 12 10 8 6 4 2 0 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.79. Çelik lifli %15 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi 198

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Eğilme Dayanımı (MPa) 14 12 10 8 6 4 2 0 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 7 28 90 365 Zaman (gün) Şekil 4.80. Çelik lifli %30 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi Çelik lifli betonların nihai eğilme dayanımları normal betonlara göre %50-100 arasında artış göstermektedir. Bu artış çelik liflerin yüksek çekme dayanımlarından ileri gelmektedir. Çimento hamuru matrisinin çatlamasından (ilk çatlaktan) sonra liflerin çatlak sonlarından gerilme transferi ve dağılımı yapması nedeniyle yük, ilk çatlaktan sonra bir miktar daha artar. Bu durumda maksimum eğilme yükü lifsiz betonlara göre daha fazla olmaktadır (Uğurlu, 1994). Uçucu külün ve çelik lif miktarlarının betonlar üzerindeki birlikte etkisi eğilme dayanımlarının kontrol betonu dayanımına oranı olarak Çizelge 4.51 de verilmiştir. Sadece çelik lifin %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonlara ayrı ayrı olan etkisi ise kendi kontrol betonlarının eğilme dayanımlarına oranı olarak Çizelge 4.52 de verilmiştir. Uçucu kül katkısının artışı betonların eğilme dayanımlarını azaltmıştır. Ancak uçucu kül katkılı lifli betonlarda %1.50 çelik lif ilavesi ile lifsiz kontrol betonunun dayanımlarını aştığı görülmüştür. Ayrıca çelik lif ilavesi ve lif miktarındaki artış uçucu kül katkılı betonlarda 7 günlük dayanımların artışını sağlamıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlarda çelik lifler betonların 7 ve 28 günlük eğilme dayanımlarında artışlar sağlamıştır. Yani uçucu külün ilk günlerdeki dayanım kayıplarını telafi ettiği görülmüştür. 199

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.51. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Eğilme Dayanım Oranı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 100 100 100 100 0.25 101 94 99 98 0.50 101 94 99 97 1.00 107 105 109 108 1.50 130 130 143 146 0.00 83 86 96 96 0.25 85 86 94 95 0.50 87 89 94 93 1.00 84 97 97 96 1.50 107 116 126 144 0.00 64 75 78 84 0.25 70 78 78 82 0.50 69 84 82 83 1.00 72 82 90 93 1.50 83 111 118 140 Çizelge 4.52. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Eğilme Dayanım Oranı (MPa) (%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 0.00 100 100 100 100 0.25 101 94 99 98 0.50 101 94 99 97 1.00 107 105 109 108 1.50 130 130 143 146 0.00 100 100 100 100 0.25 103 101 98 99 0.50 106 104 98 97 1.00 102 114 101 100 1.50 130 135 131 150 0.00 100 100 100 100 0.25 109 103 99 97 0.50 108 111 105 99 1.00 114 110 115 110 1.50 131 148 151 166 %0 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranının tüm günler için eğilmede çekme dayanımına bir katkısının olmadığı hatta eğilme dayanımlarını %6 lara kadar azalttığı görülmüştür. %1.00 çelik lif oranında 200

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN ilavesi ise ortalama %8 lik bir artış meydana getirmiştir. %1.50 çelik lif oranında ise zamanla artan eğilme artışı görülmüştür. Bu artışlar %30-%46 lara kadar çıkmıştır. %15 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranında 7. ve 28. günlerde yaklaşık %1-6 oranlarında artışlar görülürken 90 ve 365. günlerde ise eğilme dayanımlarında %1-3 oranları azalmalar görülmüştür. %1.00 çelik lif oranında ilavesi ise %0-14 arasında etkilemiştir. %1.50 çelik lif oranında ise zamanla artan eğilme artışı görülmüştür. Bu artışlar %30-50 arasında olmuştur. %30 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranında 7. ve 28. günlerde yaklaşık %3-11 oranlarında artışlar görülürken 90 ve 365. günlerde ise eğilme dayanımlarında ilk günlere bakarak azalmalar görülmüştür. %1.00 çelik lif oranında ise eğilme dayanımları %10-15 arasında artmıştır. %1.50 çelik lif oranında ise zamanla artan eğilme artışı görülmüştür. Bu artışlar %31-66 arasında olmuştur. Araştırma kapsamındaki uçucu kül ve çelik lif katkılı betonların eğilme dayanımları ile basınç dayanımları arasında ilişkiler kurulmuş ve Şekil 4.81 de gösterilmiştir. 14 Eğilme Dayanımı (MPa) 12 10 8 6 4 2 0 y = 0.8269x 0.5111 R 2 = 0.39 y=0.096x 100 mm 150 mm y = 0.6711x 0.5605 R 2 = 0.37 y=0.098x 0 20 40 60 80 100 120 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.81. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki 201

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Elde edilen ilişkiler neticesinde çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların eğilme dayanımlarının basınç dayanımlarının yaklaşık %10 una eşit olduğu görülmüştür. Ancak çelik liflerle artan eğilme dayanımlarına karşılık basınç dayanımlarının etkilenmemesinden dolayı ilişkiler zayıf olmuştur. Çelik ve uçucu kül katkılı betonların 28 günlük 40 40 160 mm lik büyük kiriş ve 100 100 500 mm lik küçük kirişlerin üç nokta yüklemesi deneyi sonucundaki eğilme dayanımları Çizelge 4.53 te verilmiştir. Çizelge 4.53. 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Eğilme Dayanımı (MPa) (%) 40 40 160 100 100 500 0.00 7.66 7.82 0.25 7.83 7.38 0.50 8.70 7.37 1.00 9.54 8.24 1.50 11.59 10.14 0.00 6.89 6.71 0.25 7.56 6.76 0.50 7.95 6.96 1.00 9.16 7.62 1.50 10.31 9.07 0.00 5.59 5.89 0.25 6.52 6.08 0.50 7.30 6.53 1.00 7.95 6.45 1.50 8.39 8.69 İki farklı boyuttaki kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki ise Şekil 4.81 de sunulmuştur. Her iki boyutta üretilen beton kirişlerin eğilme dayanımları arasında 1.12 katsayısı gibi bir ilişki olduğu görülmüştür. 202

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 14 12 10 40*40*160 mm 8 6 4 y = 1.1201x R 2 = 0.89 2 0 4 5 6 7 8 9 10 11 100*100*500 mm Şekil 4.82. Kirişlerin eğilme dayanımları arasındaki ilişki 4.3.6. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Deney Sonuçları Amerikan Standardı ASTM C 1018 de tokluk, belirli sehime kadar yüksehim eğrisinin altında kalan alana eşit olan enerji ile tanımlanır. Tokluk çelik liflerle güçlendirilmiş betonların işlevselliği değerlendirilirken esas alınan en önemli özelliktir. Bu özellik çelik life bağlı olarak, lifin boyu, lifin şekli, lifin oranı, lifin narinliği vb olgulardan etkilenir. Lifli kompozitlerde tokluk daha çok eşdeğer çekme dayanımı (eğilmedeki tokluk, F e ) olarak değerlendirilir. Eşdeğer çekme dayanımı betonun çatlama sırasındaki gerilmesidir. Lifli beton tokluğunun açıklamada; eşdeğer çekme dayanımı olarak adlandırılan kavram, maksimum çekme dayanımı (F u ) veya Rapture modülü olarak adlandırılan kırılma anındaki çekme gerilmesini gösteren kavramdan daha açıklayıcıdır (Uğurlu, 1994). Çelik lifli betonların yük-sehim eğrisi altında kalan alan üzerinden hesaplanan elastik şekil değiştirme indeksleri fiili performansın, kolayca anlaşılabilir performans referans seviyesi ile karşılaştırılmasını sağlar. I 5, I 10 ve I 20 e ait 5, 10 ve 203

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 20 değerleri, birinci çatlağa kadar lineer elastik malzeme hareketine, daha sonra mükemmel plastik davranışa karşılık düşer. Tokluk indeksleri çelik lifli betonların elastik-plastik davranışını açıklayabilmek amacıyla geliştirilmiş bir kavramdır. Tokluk indekslerinin değerinin düşük oluşu, çatlama sonrası dayanımdaki hasarın büyük, enerji yutma yeteneğinin ise az olduğunu göstermektedir. Çelik lifin tipi, içeriği, narinliği ve matris parametrelerinin uygun seçilmesi ile tokluk indekslerinin 5, 10 ve 20 gibi değerlere ulaşması ve hatta aşılması da mümkündür. Elastik şekil değiştirme indeksleri değerlendirilirken Çizelge 4.54 te sunulan ve TS 10515 te (1992) belirtilen elastik şekil değiştirme indeksleri esas alınır. Örneğin, I 10 /I 5 için 2 değeri bu indekslere eşlik eden eğilmeler arasında mükemmel plastik malzeme hareketini, yani yükte herhangi bir değişiklik olmaksızın deformasyondaki artışı gösterir. I 30 /I 10 oranı için 3 değeri, bu indekslere eşlik eden eğilmeler arasındaki mükemmel plastik hareketi gösterir. Bu değerlerden küçük olan değerler ise düşük performansı ifade eder. Çizelge 4.54. Elastik şekil değiştirme indeksi değerleri İndeks Eğilme Düz Elastik-Plastik Lifli Beton Kriteri Beton Malzeme İçin Aralık I 5 3.0 1.0 5.0 1-6 I 10 5.5 1.0 10.0 1-12 I 20 10.5 1.0 20.0 1-25 Tokluk deneyleri 28 günlük 100 100 500 mm lik kiriş numuneler üzerinde yürütülmüştür. Kiriş numunelerinin yük-sehim eğrilerinin oluşturulması için, yük etkisi altında numunede meydana gelecek deformasyonun okunması için de numunenin açıklığının ve genişliğinin orta noktasına strain-gauge yerleştirilmiştir. Yük numuneye 10 kg/sn yükleme hızı ile uygulanmış, yük ve sehim değerleri kameraya kayıt edilmiştir. Elastik şekil değiştirme tokluk değerleri Çizelge 4.55 te sunulmuştur. 204

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.55. Tokluk değerleri Kül (%) 0 15 30 Lif P max F u (R u ) Tokluk (T b ) Eşd. Day (F e ) Tokluk İndeksleri R (%) (kn) (MPa) (kn.mm) (MPa) I 5 I 10 I 20 10.20 0.00 17.38 7.82 2.91 0.13 1.0 1.0 1.0 0 0.25 16.40 7.38 19.48 0.87 3.5 6.3 9.6 33 0.50 16.38 7.37 33.86 1.50 4.2 7.7 12.8 51 1.00 18.31 8.24 42.78 1.90 4.8 9.3 15.3 60 1.50 22.53 10.14 60.93 2.71 5.2 10.2 17.4 72 0.00 14.91 6.71 1.93 0.09 1.0 1.0 1.0 0 0.25 15.02 6.76 25.01 1.11 4.3 7.7 10.3 26 0.50 15.47 6.96 32.94 1.46 4.5 8.3 13.4 51 1.00 16.93 7.62 40.41 1.80 5.0 10.0 15.3 53 1.50 20.16 9.07 50.03 2.22 5.5 11.8 17.6 58 0.00 13.09 5.89 1.53 0.07 1.0 1.0 1.0 0 0.25 13.51 6.08 15.12 0.67 3.1 5.5 8.1 26 0.50 14.51 6.53 25.51 1.13 4.2 7.8 13.1 53 1.00 14.33 6.45 30.69 1.36 4.5 9.0 14.1 51 1.50 19.31 8.69 46.39 2.06 5.1 9.8 16.4 66 Çelik lif ve lif miktarındaki artış tokluğu ve tokluk değerlerini arttırmıştır. Çelik lifli betonlara uçucu kül katkısı ve artan uçucu kül miktarı tokluk açısından tokluk değerlerinin normal lifli betonlara göre biraz düşürdüğü görülmüştür. Enerji yutabilme kapasitesinin yüksek olması, gerek statik gerekse dinamik yüklemelerde betonun eğilme kuvvetleri altındaki deformasyonu sırasında yapılan işi arttırarak betona ayni gerilme ölçeğinde daha yüksek deformasyon yapabilme yeteneği kazandırır. Normal betonlar gerilme altında sınırlı miktarda deformasyon yapabilir ve yük artımı sonucunda sistem göçer. Lifler ise çatlakları sınırlı mertebede tutup gerilme transferi ile betona daha yüksek deformasyon yapma yeteneği sağlarlar (Yiğiter, 2002). Tokluk indeks değerlerinin, çelik liflerin hacim oranının artması ile arttığı görülmüştür. Ayrıca tokluk indeksleri I 5, I 10, ve I 20 değerleri de arttıkça bu indeks değerlerinin de arttığı görülmüştür. Buda hesaplanan alanın daha fazla olmasında kaynaklanmaktadır. %0 ve %15 uçucu kül katkılı betonların tokluk indeksi değerleri birbirlerine oldukça yakın olduğu görülmüştür. Uçucu kül oranın artması ile ise %30 uçucu kül katkılı betonların tokluk indeksleri ise azalmıştır. TS 10515 de (1992) lifli betonda I 5, I 10 ve I 20 için elastik şekil değiştirme indekslerinin değerlendirme 205

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN kriterlerinde sırasıyla 1-6, 1-12 ve 1-25 aralıkları belirtilmektedir. Deneyler sonucu hesaplanan tokluk indekslerinin standartta belirtilen bu aralıklar arasında kaldığı görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonların tokluk özelliklerine arttırırken polipropilen liflerin ise tokluk özelliklerine bir katkısı olmamıştır. Tokyay ve ark. (1991) çelik lifli betonlarda, yük eksenine dik olan liflerin yanal deformasyonları, yüksek çekme dayanımları ve beton matriksle aralarındaki sürtünme ile oluşan aderans nedeniyle, azalttıklarından tokluk artmakta olduğunu ancak aynı durumun polipropilen lifler içeren betonlarda söz konusu olmadığını belirmişlerdir. Song ve Hwang (2004), tokluk indekslerinin de artan liflerle geliştiğini belirtmiştir. Aynı tip lif ve lif oranlarında tokluk indekslerini I 5, I 10 ve I 30 değerleri bizim sonuçlarına göre yaklaşık olarak eşit ya da biraz az bulmuştur. %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı ve %0, %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lifle güçlendirilmiş betonların lif hacmi ile değişen tokluk indeksleri sırasıyla Şekil 4.83, Şekil 4.84 ve Şekil 4.85 te gösterilmiştir. 20 I5 I10 I20 Tokluk İndeksi 15 10 5 0 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.83. Normal betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri 206

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 20 Tokluk İndeksi 15 10 5 0 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 I5 I20 I10 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.84. %15 uçucu küllü betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri 20 I5 I10 I20 Tokluk İndeksi 15 10 5 0 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.85. %30 uçucu küllü betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri Çatlama-sonrasındaki farklı aşamalarda hasarın derecesi kalıcı dayanım faktörleri ile de gösterilebilir. R 10.20 gibi mukavemet farkı değeri (kalıcı dayanım faktörü) ise, ölçülen ilk çatlak dayanımının yüzdesi olarak ilk çatlaktan sonra belirli sehime karşı gelen alanlarındaki ortalama kalıcı dayanımı göstermektedir. Kiriş 207

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN deneyinden elde edilen yük-sehim eğrisinde ilk çatlak oluştuktan sonra malzemenin yük sehim eğrisi tam plastik davranış gösterirse R 10.20 =100, yumuşama eğilimi gösterirse R 10.20 <100 olmaktadır. Yalın betonda ise kalıcı dayanım faktörleri sıfırdır. ASTM C 1018 e göre çelik lifli betonlar kalıcı dayanım faktörlerine göre sınıflandırılması Çizelge 4.56 da verilmiştir. Çizelge 4.56. Kalıcı dayanım faktörlerine göre sınıflandırma Sınıf Değerlendirme Kalıcı Dayanım Faktörü I Zayıf < 40 II Orta 40-60 III İyi 60-80 IV Mükemmel 80-100 %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı çelik liflerle güçlendirilmiş betonlar mukavemet farkı değeri R 10.20 %0.25 oranında çelik lif donatılı betonlarda 26-33, %0.50 oranında çelik lif donatılı betonlarda 51-53 ve %1.00 oranında çelik lif donatılı betonlarda 51-60 ve %1.50 oranında çelik lif donatılı betonlarda ise 58-72 arasında bulunmuştur. Buna göre %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı çelik liflerle güçlendirilmiş betonlar mukavemet farkı değeri R 10.20 kalıcı dayanım faktörü sınıflandırmasında %0.25 çelik lif donatılı betonlar için zayıf, %0.50 ve %1.00 çelik lif donatılı betonlar için orta ve %1.50 çelik lif donatılı betonlar ise iyi olarak sınıflandırılmıştır. Burada çelik lif miktarının artışı ile kalıcı dayanım faktörü değerlerinin de arttığı görülmüştür. 4.3.7. Yarmada Çekme Dayanımı Deney Sonuçları Çelik lif donatılı betonların analizinde en önemli parametreler çekme ve eğilme dayanımlarıdır, çünkü bu parametreler malzeme davranışını temsil etmektedir (Miao ve ark. 2002). Yarmada çekme dayanımı 28 günlük 150 300 mm lik silindir ve 150 mm lik küp beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Çelik lif donatılı uçucu kül katkılı beton gruplarına ait 28 günlük yarmada çekme dayanımları Çizelge 4.57 de, grafikler ise Şekil 4.86 ile Şekil 4.87 de verilmiştir. 208

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.57. Yarmada çekme dayanımları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) (%) Silindir Küp 0.00 4.42 4.11 0.25 4.47 3.72 0.50 4.57 3.79 1.00 5.67 3.44 1.50 7.49 3.45 0.00 4.27 4.00 0.25 4.40 3.96 0.50 4.37 3.69 1.00 5.64 3.57 1.50 7.29 3.51 0.00 4.25 4.16 0.25 4.46 4.03 0.50 4.28 4.13 1.00 5.14 3.65 1.50 6.13 3.62 Silidir yarmada çekme dayanımlarına göre, %0 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranında yarmada çekme dayanımları yaklaşık sırasıyla %1 ve %3 oranlarında artışlar görülürken %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarında sırasıyla %28 ve %69 oranlarında artışlar görülmüştür. %15 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranında yarmada çekme dayanımları yaklaşık sırasıyla %3 ve %2 oranlarında artışlar görülürken %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarında sırasıyla %32 ve %71 oranlarında artışlar görülmüştür. %30 uçucu kül katkılı beton grupları içerisinde %0.25 ve %0.50 çelik lif oranında yarmada çekme dayanımları yaklaşık sırasıyla %5 ve %1 oranlarında artışlar görülürken %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarında sırasıyla %21 ve %44 oranlarında artışlar görülmüştür. Bu sonuçlar neticesinde %0.25 ve %0.50 gibi düşük çelik lif oranlarında betonların yarma dayanımlarına bir katkısı görülmemiştir. Çelik liflerin %0.50 lif oranından sonra betonların yarmada çekme dayanımlarına katkıda bulunduğu görülmüştür. Küp yarmada çekme dayanımlarında ise silindir numunelerin tersine çelik lif oranları arttıkça yarma dayanımları azalmıştır. Şekil 4.86 den silindir yarma dayanımları üzerinde uçucu külün olumsuz bir etkisinin olmadığı görülmüştür. Özellikle %15 oranında uçucu kül katkılı betonların yarma 209

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN dayanımları normal betonların yarmada çekme dayanımlarına eşdeğer olduğu görülmüştür. %30 oranındaki uçucu kül katkılı gruplarda ise %0.50 çelik lif ilavesinden sonra yarmada çekme dayanımlarında azalmalar görülmüştür. Şekil 4.87 de ise çelik lifli betonların yarmada çekme dayanımlarının tespitinde küp numunelerin uygun olmadığı görülmüştür. Bunu küp numunenin doldurulurken ki lif dağılımını ile yarma yapılan yüzeydeki lif dağılımından kaynaklanmaktadır. Yarma Dayanımı (MPa) 8 7 6 5 4 3 2 1 0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.86. Silindir yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi 6 Yarma Dayanımı (MPa) 5 4 3 2 1 0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.87. Küp yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi 210

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Sevil (2001), Yiğiter (2002) ve Tabak (2004) çalışmalarında, yarma deneylerinde lifler beklenen sonucu yarattığı ve lif dozajı arttıkça yarma dayanımlarının arttığını bildirmişlerdir. 28 günlük, 150 mm lik küp basınç dayanımları ile 150 mm lik yarma dayanımları arasındaki ilişki ve 150 300 mm lik silindir basınç dayanımları ile 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları arasındaki ilişkiler Şekil 4.88 de verilmiştir. Silindir yarma dayanımlarının, silindir basınç dayanımlarının yaklaşık %9 u kadar olduğu görülmüştür. Ancak yine çelik liflerin artan lif oranlarının basınç dayanımlarına bir katkısı olmaz iken yarma dayanımlarını arttırması, yarma dayanımları ile basınç dayanımları arasındaki ilişkinin zayıf olmasına neden olmuştur. Yarma Dayanımı (MPa) 8 7 6 5 4 3 2 y = 0.091x y = 0.053x 1 Silindir Küp 0 30 40 50 60 70 80 90 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.88. Küp ve silindir numunelerin basınç ile yarma dayanım ilişkileri 150 mm lik küp yarma ve 150 300 mm lik silindir yarma dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkiler ise Şekil 4.89 da gösterilmiştir. Şekil 4.89 da silindir ve küp yarma dayanımları eğilme dayanımları arasında arasındaki sırasıyla 0.69 ve 0.49 katı bir ilişki olduğu görülmüştür. Silindir numuneler göz önüne alındığında, çelik liflerle güçlendirilmiş betonların yarma dayanımlarının eğilme dayanımlarının 0.69 katı kadar olduğunu görülmüştür. 211

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 8 Yarma Dayanımı (MPa) 7 6 5 4 3 2 1 0 y = 0.69x y = 0.49x Silindir Küp 0 2 4 6 8 10 12 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.89. Küp ve silindir numunelerin eğilme ile yarma dayanım ilişkileri 4.3.8. Aşınma Kaybı Deney Sonuçları Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda aşınma kaybı deneyleri 28 günlük ve 71 mm boyutlarındaki kübik beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Betonların aşınma direnci, böhme aşındırma cihazı üzerinde küp numunelere sürtünme yolu ile aşınma deneyi yapılmıştır. Aşınma kaybı, hacmindeki azalma olarak tayin edilmiştir. Aşınma sonucunda numunelerin hacmi ve ilk hacmi ile olan fark 50 cm 2 lik yüzey alanı bazında aşınma kaybı olarak belirlenmiştir. Sürtünme yolu ile bulunan aşınma kayıpları Çizelge 4.58 de ve Şekil 4.90 da gösterilmiştir. Çelik lif donatılı betonlara uçucu kül katkısı aşınma kayıplarını arttırmış ve %15 uçucu kül katkısı ile %15, %30 uçucu kül katkısı ile ise %30 oranlarında aşınma kayıpları görülmüştür. Diğer taraftan betonun çelik lifle güçlendirilmesi ile aşınma kayıplarının hem normal hem de uçucu kül katkılı betonlarda azalmakta olduğu görülmüştür. Özellikle artan çelik lif oranı ile aşınma kayıplarının daha da azaldığı görülmüştür. Ünal (2003), çelik lif içeren betonların böhme aşınma direncinin, kontrol grubundan %6 oranında arttığını bildirmiştir. 212

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.58. Sürtünme yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif (%) Aşınma Kaybı (cm 3 /50 cm 2 ) 0.00 5.09 100 0.25 4.75 93 0.50 4.71 93 1.00 3.81 75 Kontrol (%) 1.50 3.59 71 0.00 5.85 100 0.25 4.82 82 0.50 4.73 81 1.00 4.13 71 1.50 4.08 70 0.00 6.58 100 0.25 5.34 81 0.50 5.16 78 1.00 4.89 74 1.50 4.78 73 Aşınma Kaybı (cm3/50 cm2) 8 7 6 5 4 3 2 1 0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.90. Sürtünme yolu ile aşınma kaybına çelik lif ve uçucu kül etkisi %0 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lif %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesinin sürtünme yolu ile aşınma kayıplarını sırasıyla %7, %7, %25 ve %29 oranlarında azaltmıştır. %15 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lifin %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesi ile aşınma kayıplarını sırasıyla %18, %19, 213

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN %29 ve %30 oranlarında azaltmıştır. %30 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lifin %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesi ile aşınma kayıplarını ise sırasıyla %19, %22, %26 ve %27 oranlarında azaltmıştır. Sürtünme yolu ile aşınan betonlarda genel olarak %0.25 ve %0.50 çelik lif oranlarında aşınma kayıpları birbirine yakın değerler almıştır. Aynı şekilde %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarındaki betonların aşınma kayıplarının da yakın olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların çelik liflerle güçlendirilmesi ile aşınma kayıplarının da azaldığı görülmüştür. Ayrıca betonların aşınma kayıpları çarpma yolu ile agregaların parçalanma direncinin tayini gibi Los Angeles deney metodu ile yapılmıştır. Beton karışımlarından elde edilen 71 mm lik küp numuneler 28 günlük kürden sonra, tamburda çelik bilyeler konmaksızın önce 100 devir daha sonrada devam edilerek toplam 500 devir yaptırılmıştır. Deneylerden sonra numunelerin ağırlık kayıpları belirlenmiş ve deneyden önceki ağırlıklara göre yüzdeleri hesaplanarak aşınma kayıpları belirlenmiştir. Tamburun 100 ve 500 devir yapmasından sonra elde edilen sonuçlar ise Çizelge 4.59 da ve Şekil 4.91 de sunulmuştur. Çizelge 4.59. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif Ağırlıkça Aşınma Kaybı (%) 100 Devir (%) 500 Devir (%) Kontrol (%) 0.00 1.8 8.1 100 0.25 2.0 7.6 94 0.50 1.8 7.4 91 1.00 1.9 7.5 93 1.50 1.5 7.1 88 0.00 2.1 9.1 100 0.25 2.0 8.7 96 0.50 1.8 8.4 92 1.00 1.8 8.0 88 1.50 1.5 7.7 85 0.00 2.3 10.6 100 0.25 2.1 9.4 89 0.50 1.9 9.5 90 1.00 2.0 9.0 85 1.50 1.6 8.5 80 214

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 12 %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 Aşınma Kaybı (%) 10 8 6 4 2 0 0 15 30 Uçucu Kül (%) Şekil 4.91. Çarpma yolu ile aşınma kaybına çelik lif ve uçucu kül etkisi %0 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lif %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesinin çarpma yolu ile aşınma kayıplarını sırasıyla %6, %9, %7 ve %12 oranlarında azaltmıştır. %15 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lif %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesi ile aşınma kayıplarını sırasıyla %4, %8, %12 ve %15 oranlarında azaltmıştır. %30 uçucu kül katkılı betonlarda çelik lif %0.25, %0.50, %1.0 ve %1.50 oranlarında ilavesi ile aşınma kayıplarını ise sırasıyla %11, %10, %15 ve %20 oranlarında azaltmıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş betonlarda sürtünme yolu ile oluşan aşınma kayıplarının, çarpma yolu ile oluşan aşınma kayıplarından daha fazla olduğu görülmüştür. Böhme ve Los Angeles deneyleri sonucundaki aşınma kaybı değerlerinin 71 mm lik küp basınç dayanımları ile eğilme dayanımları arasındaki ilişkiler sırasıyla Şekil 4.92 ve Şekil 4.93 te gösterilmiştir. Aşınma kayıpları ile basınç dayanımları arasında zayıf ilişkiler olduğu görülmüştür. Aşınma kayıpları ile eğilme dayanımı arasında ise çok daha kuvvetli ilişkiler olduğu görülmüştür. Çelik lifin basınç dayanımına bir etkisinin olmaması ancak eğilme dayanımlarına olan önemli etkisinden dolayı aşınma ile eğilme arasındaki ilişkilerin aşınma-basınç ilişkilerinden her zaman daha kuvvetli olacağı görülmüştür. 215

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 12 Böhme Los Angeles 10 y = 299.89x -0.8189 R 2 = 0.56 Aşınma Kaybı 8 6 4 2 y = 114.75x -0.7285 R 2 = 0.22 0 50 60 70 80 90 100 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.92. Aşınma kaybı basınç dayanımı ilişkisi 12 Böhme Los Angeles Aşınma Kaybı 10 8 6 4 2 0 y = 27.425x -0.5932 R 2 = 0.67 y = 25.378x -0.8377 R 2 = 0.67 3 6 9 12 Eğilme Dayanımı (MPa) Şekil 4.93. Aşınma kaybı-eğilme dayanımı ilişkisi 216

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.3.9. Rötre Deney Sonuçları Kuruma rötrelerinin ölçülmesi için çalışma kapsamındaki çelik lifli %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren beton karışımlarından 50x50x285 mm lik prizma rötre numuneleri hazırlanmıştır. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren lifli betonların zamanla ölçülen rötre değerlerinin yüzde olarak oranları sırasıyla Çizelge 4.60, Çizelge 4.61 ve Çizelge 4.62 de verilmiş, grafikleri ise yine sırasıyla Şekil 4.94, Şekil 4.95 ve Şekil 4.96 da gösterilmiştir. Çelik lifler, beton içinde yüzey ve kenarlarda dahil olmak üzere homojen dağılır. Betonun sertleşmesi sırasında hidratasyon süreci, malzeme içinde sayısız küçük boşluklara ve çatlaklara neden olur. Çekme gerilmelerinin rastlantısal doğasına çelik lifler karşı koyar ve rötre çatlakları oluşmadan, şekillenmeden ve daha fazla büyümeden önler (Taşdemir ve ark., 2004). Çizelge 4.60. Çelik lifli normal betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 ÇL %0.25 ÇL %0.50 ÇL %1.00 ÇL %1.50 ÇL 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02982 0.03158 0.02947 0.02737 0.02632 14 0.04246 0.03789 0.03298 0.03509 0.03439 21 0.04737 0.04000 0.03649 0.03649 0.03649 28 0.05123 0.04211 0.03930 0.04000 0.03860 35 0.05158 0.04351 0.03930 0.04140 0.03860 42 0.05228 0.04351 0.04000 0.04140 0.03860 49 0.05368 0.04561 0.04070 0.04281 0.04211 56 0.05544 0.04702 0.04070 0.04281 0.04281 63 0.05649 0.04842 0.04281 0.04351 0.04246 70 0.05930 0.04982 0.04491 0.04281 0.04281 77 0.06070 0.05193 0.04702 0.04421 0.04386 84 0.06140 0.05333 0.04772 0.04491 0.04456 91 0.06246 0.05333 0.04842 0.04632 0.04561 120 0.06526 0.05754 0.05053 0.04912 0.04772 150 0.06596 0.05754 0.05123 0.04982 0.04842 180 0.06596 0.05965 0.05123 0.04982 0.04877 210 0.06632 0.05965 0.05263 0.04982 0.04912 217

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.61. Çelik lifli %15 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 ÇL %0.25 ÇL %0.50 ÇL %1.00 ÇL %1.50 ÇL 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02456 0.02737 0.02316 0.02175 0.02596 14 0.03509 0.04000 0.03439 0.03649 0.03368 21 0.04000 0.04140 0.03789 0.03930 0.03649 28 0.04491 0.04281 0.04351 0.04421 0.04070 35 0.04561 0.04351 0.04491 0.04491 0.04140 42 0.04702 0.04491 0.04491 0.04421 0.04281 49 0.04912 0.04561 0.04491 0.04491 0.04211 56 0.05123 0.04632 0.04491 0.04561 0.04281 63 0.05263 0.04632 0.04702 0.04632 0.04281 70 0.05404 0.04632 0.04912 0.04632 0.04491 77 0.05614 0.04772 0.04912 0.04912 0.04632 84 0.05754 0.04912 0.05053 0.04842 0.04702 91 0.05825 0.05193 0.05123 0.04982 0.04702 120 0.06035 0.05614 0.05404 0.05123 0.04842 150 0.06175 0.05614 0.05474 0.05263 0.04912 180 0.06246 0.05684 0.05474 0.05333 0.04912 210 0.06246 0.05754 0.05474 0.05404 0.04912 Çizelge 4.62. Çelik lifli %30 uçucu küllü betonların kuruma rötresi (%) Gün %0 ÇL %0.25 ÇL %0.50 ÇL %1.00 ÇL %1.50 ÇL 1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 7 0.02947 0.02526 0.02386 0.02807 0.02596 14 0.03509 0.03649 0.03579 0.03368 0.03509 21 0.03930 0.04070 0.03860 0.03789 0.03649 28 0.04351 0.04421 0.04211 0.04070 0.03930 35 0.04561 0.04772 0.04211 0.04140 0.04000 42 0.04772 0.04912 0.04351 0.04281 0.04000 49 0.04982 0.04912 0.04421 0.04421 0.04140 56 0.04982 0.05123 0.04702 0.04491 0.04211 63 0.05263 0.05263 0.04842 0.04561 0.04211 70 0.05404 0.05333 0.04912 0.04702 0.04421 77 0.05404 0.05333 0.04912 0.04702 0.04421 84 0.05544 0.05474 0.05053 0.04842 0.04632 91 0.05684 0.05474 0.05123 0.04842 0.04632 120 0.05754 0.05614 0.05263 0.04912 0.04632 150 0.05754 0.05614 0.05333 0.04912 0.04561 180 0.05895 0.05684 0.05404 0.04912 0.04632 210 0.05965 0.05754 0.05404 0.04912 0.04632 218

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Rötre oluşumunun mekanizmasında da betonun değişik priz süreçlerinde değişik nedenler ile meydana gelen çekme dayanımlarının karşılanmaması ve bu nedenle meydana gelen çatlakların artarak ve büyüyerek çoğalması gerçeği yatar. Bu nedenle priz süreci ve daha sonraki dönemlerde ortaya çıkan çekme gerilmelerini beton matristen alabilecek ve gerilmeyi çatlak olmayan bölgelere de iletip dağıtacak lif gibi elemanlara ihtiyaç vardır. Bu nedenle betonun serbest büzülme yapmasının engellendiği döşemelerde, yol kaplamalarında, havaalanlarında, farklı büzülme davranışlarının gerçekleştiği kütle betonlarında ve ani buharlaşmanın olduğu açık alan betonlarında beton içerisinde değişik lifler kullanılmaktadır. Günümüzdeki uygulamaların birçoğunda, özellikle çok güçlü olmayan büzülmelere karşı polipropilen lifler tercih edilmektedir. Bununla birlikte kritik yapılarda ve güçlü büzülmelerin olabileceği yerlerde ise çelik liflerin kullanılması önerilmektedir (Uğurlu, 1994). Ünal ve ark. (2003), çelik liflerin büzülme çatlak genişliklerini azaltmakta, büzülme hareketini sınırlandırmakta olduğunu ve büzülme değerlerini kontrol grubuna kıyasla %43 daha az olduğunu belirtmişlerdir. Yıldırım (2002) ise çelik liflerin kancalı oluşları sebebiyle özellikle büzülmeyi azaltmakta olduklarını belirtmiştir. Kuruma süresinin artması ile doğru orantılı olarak büzülme değerlerinin arttığı görülmüştür. Aynı özellikteki numuneler üzerinde yapılan deneylerde çelik lif yüzdesinin artması ile kuruma rötresinde azalmalar meydana gelmiştir. Çelik lifin ve lif miktarının artışının rötreyi azaltmakta olduğu görülmüştür. Bunun en büyük sebebi liflerin uç kısımlarının kıvrık olması ve büzülme anında liflerin direnmesidir. Ayrıca uçucu kül katkılı çelik lifli beton gruplarında çelik lifin etkisinin yanında uçucu külün rötre azaltma etkisi de artan uçucu kül miktarı ile kendini göstermiştir. Çelik liflerin eklenmesi rötre değerini azaltır. Lif miktarındaki artışla rötrede sürekli bir düşüş gözlenebilir. Lifler tarafından sağlanan rötre değerindeki azalma en çok çimento hamurunda ve düşük çimento içeren karışımlarda görülür. Lif tipine bağlı değişiklikler önemsizdir. Kuruma rötresinin ileri safhalarında lif katkısının önemi daha çok ortaya çıkmaktadır (Shah ve Balaguru, 1992: Ekincioğlu, 2003). 219

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (Gün) Şekil 4.94. Çelik lifli normal betonların rötre-zaman ilişkisi Çelik liflerin uçucu küllerle birlikte kullanımıyla daha az rötre yaptıkları görülmüştür. Çelik liflerin hem normal hem de uçucu küllü betonların rötresini azaltmada polipropilen liflerden daha etkili oldukları görülmüştür. 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (Gün) Şekil 4.95. Çelik lifli %15 uçucu küllü betonların rötre-zaman ilişkisi 220

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 0.07 0.06 0.05 Rötre (%) 0.04 0.03 0.02 0.01 0 %0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50 0 30 60 90 120 150 180 210 Zaman (Gün) Şekil 4.96. Çelik lifli %30 uçucu küllü betonların rötre-zaman ilişkisi Normal betonlarda çelik lifin %0.25, %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarında betona ilavesi 210 gün sonunda betonların rötresini sırasıyla %10, %21, %25 ve %26 oranında azaltmıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş %15 uçucu küllü betonlarda çelik lif sırasıyla %8, %12, %13 ve %21 oranlarında rötreyi azaltırken, %30 uçucu küllü betonlarda ise %4, %9, %18 ve %22 oranlarında rötreyi azaltmıştır. Sadece uçucu kül katkısı ise rötreyi, %15 uçucu kül katkısında %6 ve %30 uçucu kül katkısında ise %10 oranlarında azaltmıştır. 4.3.10. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları Çelik lif ile güçlendirilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren betonların boşluk ve su emme oranları tayini 28 günlük 71 mm lik küp numuneler üzerinde yürütülmüştür. Boşluk ile su emme oranları Çizelge 4.63 te sunulmuştur. %15 ve %30 oranlarında uçucu kül katkısı betonların boşluk ve su emme oranlarını sırasıyla yaklaşık olarak %10 ve %20 ler seviyesine kadar arttırmıştır. Çelik lif ve artan lifler ise %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonların boşlukluluk ve su emme oranlarını yaklaşık olarak sırasıyla %40 ve %50 ler seviyelerine kadar arttırmıştır. Halbuki normal lifli betonların boşluk ve su emme oranları %10 lar seviyesinde olmuştur. 221

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Betonlarda çelik lif ve artışının boşluk miktarlarını arttığı görülmüştür. Acun (2000) ve Yıldırım (2002) çelik tel hacim oranı arttıkça betonların işlenebilirliğinin azaldığını ve boşluk miktarının arttığını belirtmişlerdir. Kül ve lif oranlarının boşluk ve su emme oranları ile olan ilişkileri Şekil 4.97 ve Şekil 4.98 de gösterilmiştir. Çizelge 4.63. Boşluk ve su emme oranları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif (%) Boşluk (%) 0.00 7.09 2.86 0.25 7.25 2.91 0.50 7.26 2.91 1.00 7.74 3.08 Su Emme (%) 1.50 8.07 3.18 0.00 7.77 3.17 0.25 9.42 3.83 0.50 9.48 3.84 1.00 9.71 3.92 1.50 9.90 3.95 0.00 8.54 3.53 0.25 9.48 3.90 0.50 9.49 3.89 1.00 9.88 4.00 1.50 10.54 4.28 11 Boşluk Oranı (%) 10 9 8 7 6 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.97. Boşluk oranı çelik lif oranı ilişkisi 222

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 4.5 Su Emme Oranı (%) 4.0 3.5 3.0 2.5 2.0 %0 UK %15 UK %30 UK 0.00 0.25 0.50 1.00 1.50 Çelik Lif Oranı (%) Şekil 4.98. Su emme oranı çelik lif oranı ilişkisi Lif miktarının artmasıyla betonun içerisindeki boşluk daha da artacağından su emme oranında da paralel bir artış görülmektedir (Kurugöl, 1997; Sancak, 1999; Yıldırım 2002). Şekil 4.99 da genel olarak betonların boşluk ile su emme oranları görüldüğü gibi paralel artmaktadır. Boşluk oranlarının, su emme oranlarının yaklaşık 2.47 katı kadar olduğu saptanmıştır. 12 10 Boşluk Oranı (%) 8 6 4 2 y = 2.47x R 2 = 0.99 0 2.50 3.00 3.50 4.00 4.50 Su Emme Oranı (%) Şekil 4.99. Boşluk oranı su emme oranı arasındaki ilişki 223

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çelik lifli betonların boşluk oranları ile basınç dayanımları arasındaki ilişki ise Şekil 4.100 de gösterilmiştir. Boşluk oranlarının artışı ile üç farklı boyuttaki betonların basınç dayanımlarının da azaldığı görülmüştür. Boşluk Oranı (%) 12 10 8 6 4 2 0 y = -0.1187x + 17.204 R 2 = 0.49 y = -0.118x + 17.125 R 2 = 0.53 100 mm 150 mm 71 mm y = -0.1109x + 17.559 R 2 = 0.59 40 50 60 70 80 90 100 Basınç Dayanımı (MPa) Şekil 4.100. Boşluk oranı basınç dayanımları arasındaki ilişki 4.3.11. Kapiler Su Emme Deney Sonuçları Çelik liflerle takviye edilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme durumunun belirlenmesi 28 günlük 40x40x160 mm lik prizma beton numuneler üzerinde yapılmıştır. Beton numunelerin yan yüzeyleri ısıtılmış parafin ile izole edilmiş ve 5 mm yüksekliğindeki suya sadece alt yüzeyleri temas ettirilmiştir. Deney numuneleri 1, 4, 9, 16, 25, 36, 49, 64 ve 81. dakikalardaki su emme miktarları ölçülmüştür. Kapiler su emme deneyi sonunda 40x40x160 mm lik prizmatik beton numuneler eğilme deneyine tabii tutulmuştur. Kapiler su emme katsayıları ve eğilme dayanımları Çizelge 4.64 te sunulmuştur. Uçucu kül yer değişimi %15 ve %30 oranlarında sırasıyla kapiler su emme katsayılarını %100 ve %143 oranlarında arttırmıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayıları %0.25 çelik lif ilavesinde kontrollerine kıyasla eşdeğer ya da daha az olduğu görülmüştür. 224

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.64. Kapiler su emme katsayıları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Lif (%) Eğilme Dayanımı (MPa) Kapiler Su Emme Katsayısı ( 10-3 cm/sn 1/2 ) 0.00 7.66 0.21 0.25 7.83 0.24 0.50 8.70 0.37 1.00 9.54 0.41 1.50 11.59 0.45 0.00 6.89 0.42 0.25 7.56 0.35 0.50 7.95 0.50 1.00 9.16 0.61 1.50 10.31 0.63 0.00 5.59 0.51 0.25 6.52 0.44 0.50 7.30 0.61 1.00 7.95 0.69 1.50 8.39 0.73 %0.25 çelik lif oranının üzerindeki artan çelik lif miktarları kontrol ve uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayılarını arttırdığı görülmüştür. Bu artışlar normal betonlarda %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranları için sırasıyla %76, %95 ve %114 oranlarında arttırmıştır. %15 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayılarını %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranları sırasıyla %19, %45 ve %50 oranlarında arttırmıştır. %30 uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayılarını %0.50, %1.00 ve %1.50 çelik lif oranları sırasıyla %20, %35 ve %43 oranlarında arttırmıştır. Uçucu küllerin ve çelik liflerin yalnız başlarına betonların kapiler su emme katsayılarını arttırırken, birlikte kullanımlarında kapiler su emme katsayılarını kontrol grubuna göre azaltmakta oldukları görülmüştür. Kapiler su emme katsayılarının, su emme oranları ve boşluk oranları ile olan ilişkileri Şekil 4.101 ve Şekil 4.102 te gösterilmiştir. Burada su emme ve boşluk oranları fazla olan betonların kapiler su emme katsayıları da yüksek çıktığı görülmüştür. Betonlarda boşluk oranının fazla olması, betonların su emme miktarını ve dolayısıyla kılcal su emme katsayılarını da arttırdığı görülmüştür. 225

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN 5 Su Emme Oranı (%) 4 3 2 1 y = 2.5735x + 2.3199 R 2 = 0.69 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.101. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 12 Boşluk Oranı (%) 10 8 6 4 2 y = 6.2546x + 5.785 R 2 = 0.71 0 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 Kapiler Su Emme Katsayısı Şekil 4.102. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi 4.3.12. Ultrasonik Hız Deney Sonuçları Ultrasonik hız deneyleri 365 günlük çelik lif takviyeli %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı 150 150 150 mm lik küp ve 100 100 500 mm lik kiriş beton numunelerin üzerinde yapılmış ve ultrasonik hızlar Çizelge 4.65 te verilmiştir. 226

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN Çizelge 4.65. Ultrasonik ses hızları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Küp Kiriş Lif Dayanım Hız Dayanım Hız (%) (MPa) (km/sn) (MPa) (km/sn) 0.00 102.8 5.10 8.28 5.16 0.25 103.0 5.06 8.10 5.18 0.50 100.9 5.03 8.04 5.17 1.00 96.4 5.03 8.95 5.15 1.50 97.7 4.96 12.05 5.15 0.00 94.5 5.11 7.95 5.21 0.25 96.0 5.21 7.89 5.22 0.50 94.2 5.08 7.72 5.23 1.00 94.5 5.03 7.98 5.20 1.50 98.5 5.05 11.96 5.16 0.00 93.4 5.11 6.98 5.20 0.25 98.2 5.11 6.77 5.14 0.50 95.5 5.08 6.89 5.14 1.00 95.5 5.03 7.66 5.15 1.50 93.4 5.06 11.58 5.18 Çizelgeden küp ve kiriş numuneler üzerinde yapılan ultrasonik hız ölçüm sonuçları hem kendi içinde hem de tüm beton grupları arasında hızların 4.96-5.23 arasında ölçülmüştür. Çelik lifli ve uçucu küllü betonlar içerisinden geçen ses dalgasının hızı ile beton basınç ve eğilme dayanımları arasında doğrudan bir ilişki görülmemiştir. Elde edilen ölçüm değerlerinden çelik lifin ve lif miktarının ultrasonik hıza pek bir etkisinin olmadığı ancak artan çelik lif oranı ile ultrasonik hızların azalma eğilimde olduğu zayıf olarak görülmüştür. Ancak bu azalma dayanımlar için görülmemiştir. 365 gün gibi kür süresinin uzun olması ve mineral katkı olarak uçucu kül kullanımından dolayı azalan boşlukluluk sebebiyle ses dalga hızları birbirlerine oldukça yakın olduğu görülmüştür. Tabak (2004) çelik lifli betonların 28 günlük ultra ses hızlarının beklenilenin aksine kontrol betonuna kıyasla daha düşük değerlerde elde edildiğini ve bu düşüşün lif hacmi ve görünüm oranı arttıkça az miktarda artığını belirtmiştir. Bunun sebebi olarak liflerin betonla temas eden geçiş bölgelerinde yerleştirmeden kaynaklanan oldukça küçük boyutlu boşlukların bulunuyor olmasına ve liflerin gelişi güzel 227

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN dağılım göstermesine bağlamıştır. Yıldırım (1994) ise çelik lif kullanımının betonların ultrases hızlarını değiştirmediğini belirtmiştir. 4.3.13. Donma Çözülme Deney Sonuçları Betonların donma-çözülme direnci tayini 90 günlük 100 mm lik küp numuneler üzerinde dayanım kayıpları esas alınarak yapılmıştır. -40 C dondurma kapasitesine sahip derin dondurucuda 2 saat boyunca -20 C de bekletilen numuneler daha sonra 20 C deki suya konulmuş ve bu işlem 50 kez tekrarlanmıştır. Çevrimlerin ardından betonların ağırlıkları ve basınç dayanımları belirlenmiştir. Ağırlık ve dayanım açısından betonların kayıpları, çevrimden önceki betonların ağırlıklarına ve dayanımlarına kıyasla yüzde olarak belirlenmiş ve Çizelge 4.66 da verilmiştir. Çizelge 4.66. Donma çözülme kayıpları Uçucu Kül (%) 0 15 30 Çelik Çevrimsiz 50 Çevrimli Kayıplar Lif Ağırlık Dayanım Ağırlık Dayanım Ağırlık Dayanım (%) (gr) (MPa) (gr) (MPa) (%) (%) 0.00 2581.03 87.4 2524.44 78.1 2 11 0.25 2583.30 88.6 2565.88 80.3 1 9 0.50 2642.17 85.5 2620.64 80.2 1 6 1.00 2607.28 88.4 2602.77 82.7 0 6 1.50 2663.78 86.2 2609.13 80.6 2 6 0.00 2578.35 84.0 2561.64 78.1 1 7 0.25 2617.39 84.6 2600.00 83.0 1 2 0.50 2601.85 85.7 2578.57 82.4 1 4 1.00 2574.74 85.0 2559.97 81.4 1 4 1.50 2633.38 83.3 2606.66 81.9 1 2 0.00 2558.36 75.6 2528.24 75.8 1 0 0.25 2604.12 78.2 2590.45 77.1 1 1 0.50 2634.64 77.4 2611.79 77.0 1 1 1.00 2635.85 77.5 2603.97 74.3 1 4 1.50 2668.39 75.2 2667.27 74.0 0 2 Çelik liflerle güçlendirilmiş betonlarda uçucu kül oranı arttıkça betonların donma çözülme sonucundaki dayanım kayıplarının azaldığı görülmüştür. Ayrıca 228

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN çelik liflerin azda olsa donma çözülme sonundaki dayanım kayıplarını azalttığı görülmüştür. Özellikle çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve %15 uçucu kül katkılı betonlarda, lif oranının artışı ile donma çözülme sonrası dayanım kayıplarını azalmakta olduğu görülmüştür. Çelik liflerin normal ve uçucu kül katkılı betonlarda donma çözülme dirençlerini yaklaşık olarak en fazla %5 oranında arttırdığı görülmüştür. Ancak %30 uçucu kül katkılı çelik lifli betonlarda ise çelik liflerin etkisi görülmemiştir. Çünkü %30 oranındaki uçucu küllü betonda donma çözülme sonunda zaten herhangi bir dayanım kaybı olmamıştır. Uçucu kül katkısının, özellikle artan uçucu külün betonların donma çözülme direncine katkısı çelik life nazaran ağır basmıştır. Ayrıca donma çözülme çevrimleri sonunda hiçbir betonda kayda değer ağırlık kayıpları görülmemiştir. Yıldırım (2002) donma çözülme sonrasında çelik lifli betonların kontrol betonuna göre daha kötü durumda olduğunu belirtmiştir. Ünal (2003) ise çelik lif içeren betonların donma çözülme direncinin kontrol grubuna göre %42 arttığını bulmuştur. Miao ve ark. (2002) da çelik lifli betonların lifsiz betonlara göre daha yüksek kalitede ve daha fazla donma çözülme çevrimine dayandığını belirtmişlerdir. Lif ilavesinin kendi başına, betonun donma çözülme direncine belirgin etkisinin olmadığı ACI Commitee 544 tarafından vurgulanmıştır. Donma çözülmeye karşı dirençli olmayan betonların, lif ilavesi ile de donma çözülme direncine sahip olamayacaklardır denilmektedir (Hoff, 1987; ACI 544.4R-88, 1988: Ünal, 2003). 229

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN 5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER 5.1. Sonuçlar Bu çalışmanın temel amacı, uçucu kül, polipropilen lif ve çelik lif ile üretilen betonların özelliklerini incelemektir. Bu amaçla sırasıyla, uçucu kül katkılı betonlar, polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlar ve çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlar üzerinde çalışılmıştır. Yapılan deneysel çalışmalar sonucunda ulaşılan sonuçlar aşağıda özetlenmiştir. 5.1.1. Puzolanik Aktiflik ile İlgili Sonuçlar Uçucu külün beton yapımında uygun bir katkı maddesi olarak kullanılabilmesi için sahip olması gereken dayanım aktivite indeksleri açısından, TS EN 450 standardına göre minimum değerlerine yakın, ASTM C 618 standardına göre ise minimum değerlerin üzerinde olduğu görülmüştür. Sugözü uçucu külünün bir mineral katkı olarak hidrolik çimento betonu ile kullanıldığında kabul edilebilir bir dayanım gelişmesi sağladığı kanaatine dayanım aktivite indeksi deney sonuçlarına dayanılarak varılmıştır. 5.1.2. Birim Ağırlık ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül ikame oranı arttıkça, taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarının azaldıkları görülmüştür. Polipropilen lif ve lif miktarının artışı, taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarında bir düşüşe sebep olmuştur. Betona göre daha hafif olan polipropilen lifler beton birim ağırlıklarını azaltmış, ancak betona fazla katılmadıkları için bu azalma çok düşük olmuştur. Çelik lif ise artan lif miktarı ile taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıklarını oldukça arttırdıkları görülmüştür. 230

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN Sertleşmiş beton birim ağırlıklarının, taze beton birim ağırlıklarından daha az olduğu görülmüştür. 5.1.3. İşlenebilme ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül katkısı ve artan uçucu kül oranı çökme değerlerini artırmış ve vebe süresini ise azaltmıştır. Sugözü uçucu külü, işlenebilirliği olumlu yönde etkileyerek betonun işlenebilirliğini arttırmıştır. Polipropilen lif ve artan lif oranı işlenebilirliği az da olsa azaltırken, uçucu kül artışı ile işlenebilirlikteki kayıplar azalmıştır. Çelik lif ve artan lif oranları, vebe süresini arttırmış ve çökme değerini ise azaltmıştır. Artan çelik lif oranları ile özellikle %1.50 çelik lif oranında işlenebilirliğin oldukça zorlaştığı görülmüştür. Betona katılan polipropilen liflerin, çelik liflere kıyasla işlenebilirlik özelliklerini daha iyi yönde etkilemekte oldukları görülmüştür. Polipropilen lifler, çelik lifin aksine, kıvamı fazla etkilememişlerdir. Liflerle güçlendirilmiş betonlarda, lif hacminin artması ile işlenebilirliğin düşmekte olduğu, ancak lifli betonlara uçucu kül katkısının taze betonun işlenebilirliğini belli bir oranda iyileştirdiği görülmüştür. Liflerle güçlendirilmiş taze betonların işlenebilirlik deneylerinde, vebe metodunun çökme metoduna göre daha uygun olduğu görülmüştür. Çökme değerleri ile vebe süreleri arasında, azalan çökme değerlerine karşılık vebe sürelerindeki artışlar arasında anlamlı ilişkiler görülmüştür. 5.1.4. Basınç Dayanımı ile İlgili Sonuçlar Betonda çimentonun yerine uçucu kül katkısı kullanıldığında, çimentonun erken dayanım kazandırdığı, uçucu külün ise zamanla dayanım kazandırdığı görülmüştür. Betonda uçucu kül oranının artması, dayanım kazanımının zamana yayıldığını göstermiştir. 231

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN Uçucu kül oranı %30 a kadarki betonların basınç dayanımları 90. ve 365. günlerde birbirlerinin dayanımlarına yaklaşık olarak eşdeğer düzeyde dayanım kazanmışlardır. Bu dayanımlar aynı zamanda kontrol beton dayanımlarıyla karşılaştırılabilir düzeyde bulunmuştur. Sugözü uçucu külünün beton basınç dayanımları açısından, %30 mertebesine kadar ikame edilebileceği hatta yüksek oranlarda uçucu kül içeren betonlarda %45 ve üzeri kullanılabileceği, dolayısıyla ekonomik ve ekolojik faydaların elde edileceği kanaati oluşmuştur. Polipropilen liflerin basınç dayanımı üzerine önemli bir etkisinin olmadığı ve hatta %0.05 polipropilen lif oranından sonra artan lif hacimleri ile beton basınç dayanımlarını azaltma eğiliminde oldukları görülmüştür. Çelik lifin, betonların basınç dayanımları üzerindeki etkisi lif hacmine bağlı olarak değişiklik göstermiştir. Çelik lif hacminin artışı ile basınç dayanımları arasında bir genelleme yapılamamıştır. Çelik lif ve lif hacminin, betonların basınç dayanımına olan etkisi en fazla, normal betonlarda %10 artma veya %6 azalma, %15 uçucu kül katkılı betonlarda %7 artma veya %6 azalma ve %30 uçucu kül katkılı betonlarda ise %5 artma veya %5 azalma şeklinde görülmüştür. Uçucu kül, polipropilen ve çelik lifle güçlendirilmiş betonların tümünde, 150 mm lik küp numune basınç dayanımlarının, 100 mm lik küp numunelerin basınç dayanımlarının yaklaşık olarak %98 ine eşit olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlarda, silindir beton basınç dayanımının hem 100 mm lik hem de 150 mm lik küp basınç dayanımlarının yaklaşık %75 ine eşit olduğu, polipropilen ve çelik lifli betonlarda ise %78 ine eşit olduğu görülmüştür. 5.1.5. Elastisite Modülü ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül katkılı betonlar içerisinde %45 uçucu kül katkılı beton grubu hariç, diğer uçucu kül katkılı betonların elastisite modülü değerlerinin kontrol betonun elastisite modül değerine eşdeğer veya biraz fazla olarak, %90-%105 i arasında 232

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN bulunmuştur. %45 gibi yüksek oranda uçucu kül katkısında ise elastisite modülü kontrol betonun %83 üne karşılık gelmiştir. Polipropilen lifin %0.05 oranında betona ilavesinin betonun elastisite modülünü biraz arttırdığı, daha fazla oranda polipropilen lif artışının ise betonların elastisite modüllerini düşürdüğü görülmüştür. Özellikle %0.20 polipropilen lif oranında betonların elastisite modülü değerleri azalmış ve gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kuyruk kısımları uzamış betonlar sünek davranış kazanmaya başlamışlardır. Ayrıca polipropilen lifli betona uçucu kül katkısının betonların elastisite modülünü düşürdüğü görülmüştür. Çelik lif ve artan lif oranı ile elastisite modülü değerleri de bir miktar azalma eğiliminde olmuştur. Artan çelik lif miktarı ile betonların birim deformasyonları artması ve gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kırılmadan önceki kısımlarının eğimlerinin azalmasından dolayı elastisite modülü değerleri de düşmüştür. Özellikle %1.00 çelik lif oranı ve üzerindeki betonların elastisite modülü değerleri azalmış ve gerilme-birim deformasyon eğrilerinin kuyruk kısımları uzamış betonlar sünek davranış kazanmışlardır. Çelik liflerin uçucu kül ile birlikte elastisite modüllerini daha da düşürdükleri görülmüştür. 5.1.6. Eğilme Dayanımı ile İlgili Sonuçlar Eğilme dayanımları sonuçlarına göre 90. ve 365. gün sonundaki uçucu kül katkısının %25 oranına kadar uçucu kül kullanımında kontrol grubunun %92 ve üzerine ulaştıkları görülmüştür. %30 ve %45 oranında uçucu kül katkısının betonların eğilme dayanımını 90 gün ve sonrasında kontrol betonun eğilme dayanımının yaklaşık olarak %80 ve üzerinde bir değere ulaştıkları görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonların zaman içinde eğilme dayanımlarındaki artışın, basınç dayanımlarındaki artıştan daha az olduğu görülmüştür. Polipropilen lifin eğilme dayanımlarına bir katkı sağlamadığı, hatta basınç dayanımı sonuçlarında olduğu gibi polipropilen lif miktarının artışı ile eğilme dayanımları azalma göstermiştir. Sadece %0.05 polipropilen lif oranında kontrol 233

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN ve uçucu küllü betonlarda 7 ve 28 günlük dayanımları kontrol betonlara kıyasla eşit ya da biraz fazla görülmüştür. Uçucu kül ve polipropilen lif artışları eğilme dayanımlarının düşüşüne neden olmuştur. Ayrıca polipropilen liflerin uçucu kül ile birlikte betonda kullanılması betonun eğilme dayanımlarını uzun zamanda biraz olumsuz etkilemiştir. Çelik lifin eğilme dayanımlarını ise ancak %1.00 lif ve özellikle %1.50 çelik lif hacim oranında etkiledikleri görülmüştür. Çelik lif oranı %1.00 e kadar çelik lif katkısının normal ve uçucu küllü betonların eğilme dayanımlarına pek bir etkisinin olmadığı görülmüştür. Uçucu kül katkısının artışı betonların eğilme dayanımlarını azaltmıştır. Ancak uçucu kül katkılı lifli betonlarda %1.50 çelik lif ilavesi ile lifsiz kontrol betonunun dayanımlarını aştığı görülmüştür. Ayrıca çelik lif ilavesi ve lif miktarındaki artış uçucu kül katkılı betonlarda 7 günlük dayanımların artışını sağlamıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlarda çelik lifler betonların 7 ve 28 günlük eğilme dayanımlarında artışlar sağlamıştır. Yani uçucu külün ilk günlerdeki dayanım kayıplarını telafi ettiği görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal betonlarda %1.50 çelik lif ilavesi ile eğilme dayanımlarında %46 lara, %15 uçucu kül katkılı betonlarda %50 lere ve %30 uçucu kül katkılı betonlarda ise %66 lara varan artışlar görülmüştür. Artan uçucu küllerde çelik liflerin katkısının daha fazla olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlarda ve polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda eğilme dayanımları, basınç dayanımlarının yaklaşık %9 una karşılık gelmiştir. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların eğilme dayanımlarının, basınç dayanımlarının yaklaşık %10 una eşit olduğu görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlarda ve polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda 40 40 160 ve 100 100 500 mm lik kirişlerin eğilme dayanımlarının yaklaşık olarak birbirlerine eşit olduğu görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonların eğilme dayanımları arasında yaklaşık olarak 1.12 katsayısı gibi bir ilişki görülmüştür. 234

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN 5.1.7. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) ile İlgili Sonuçlar Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda, tokluk değerlerinin çelik lif hacim oranının artması ile arttığı görülmüştür. Tokluk indeksleri I 5, I 10, ve I 20 kendi içerisinde de artmıştır. Çelik lifli normal ve %15 uçucu kül katkılı betonların tokluk indeksi değerlerinin birbirlerine oldukça yakın olduğu hatta %15 uçucu kül katkılı betonların tokluk indeksi değerlerinin kontrol grubunun tokluk indekslerinden biraz fazla olduğu görülmüştür. Uçucu kül oranının daha da artmasıyla çelik lifli %30 uçucu kül katkılı betonların tokluk indeksleri ise azalmıştır. Tokluk indekslerinin TS 10515 de lifli betonda I 5, I 10 ve I 20 için elastik şekil değiştirme indekslerinin değerlendirme kriterlerinde belirtilen aralıklar arasında kaldığı görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda çelik lif miktarının artışı ile kalıcı dayanım faktörü değerlerinin de arttığı görülmüştür. Çelik lifli betonlardaki mukavemet farkı değeri R 10.20, kalıcı dayanım faktörü sınıflandırmasına göre %0.25 çelik lif donatılı betonlar için zayıf, %0.50 ve %1.00 çelik lif donatılı betonlar için orta ve %1.50 çelik lif donatılı betonlar için ise iyi olarak sınıflandırılabileceği görülmüştür. 5.1.8. Yarmada Çekme Dayanımı ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül katkılı betonlarda hem silindir hem de küp numuneler üzerinde yapılan yarmada çekme dayanımı deney sonuçlarına göre, %30 oranlarına kadar uçucu kül katkısının betonların yarmada çekme dayanımlarının, kontrol numunelere göre kıyaslandığında, yaklaşık olarak birbirlerine oldukça yakın değerlerde ve 4 MPa değerinin üzerinde olduğu görülmüştür. Polipropilen liflerin yarma dayanımları üzerinde önemli bir etkisi görülmemiştir. Sadece %0.05 polipropilen lif katkısının yarmada çekme dayanımlarını biraz arttırdığı görülmüştür. Genel olarak %0.10 a kadar polipropilen lif katkısı ile hem normal hem de uçucu küllü betonların yarmada çekme dayanımları lifsiz 235

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN betonlarınkine göre eşit ya da biraz fazla bulunmuştur. Ancak %0.20 oranındaki polipropilen lif ilavesi ise yarmada çekme dayanımlarını azaltmıştır. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu küllü betonlarda %0.25 ve %0.50 gibi düşük çelik lif oranlarının betonların yarma dayanımlarına bir katkısı görülmemiştir. Çelik liflerin %1.00 ve özellikle %1.50 çelik lif oranlarında betonların yarmada çekme dayanımlarına katkıda bulunduğu görülmüştür. %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarında sırasıyla %32 ve %71 lere varan artışlar sağlanmıştır. Küp numune yarmada çekme dayanımlarında ise silindir numunelerin tersine çelik lif oranları arttıkça yarma dayanımları azalmıştır. Çelik lifle güçlendirilmiş betonların yarmada çekme dayanımlarının tespitinde küp numunelerin pek uygun olmadığı görülmüştür. Silindir yarma dayanımlarının silindir basınç dayanımlarının %8 ine, küp yarma dayanımlarının ise küp basınç dayanımlarının %6 sı kadar olduğu görülmüştür. Silindir numunelerin yarmada çekme dayanımlarının, küp numunelerin yarmada çekme dayanımlarından biraz daha yüksek değerlerde olduğu görülmüştür. Yarmada çekme dayanımlarının, eğilme dayanımlarının uçucu küllü betonlarda 0.63 katı polipropilen lifli betonlarda 0.61 katı ve çelik lifli betonlarda 0.69 katı kadar olduğunu görülmüştür. Genel olarak yarmada çekme dayanımlarının, basınç dayanımlarının yaklaşık %8-9 u kadar olduğu görülmüştür. 5.1.9. Aşınma Kaybı ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül katkılı betonlarda, hem sürtünme hem de çarpma yolu ile yapılan aşınma deneylerinde uçucu kül ikame oranı arttıkça aşınma kayıplarının da arttığı görülmüştür. Hem sürtünme hem de çarpma yolu ile yapılan aşınma deneyleri sonucunda bulunan uçucu küllü betonların aşınma kaybı değerlerinin yüzde olarak birbirine oldukça yakın oldukları görülmüştür. 236

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN Polipropilen lifin %0.05 ve %0.10 oranlarında ilavesi ile lifsiz betonların aşınma değerlerine yakın değerler aldığı ancak %0.20 oranındaki lif miktarında sürtünme yolu ile oluşan aşınma kayıplarını biraz arttırma eğiliminde oldukları görülmüştür. Normal ve uçucu kül katkılı betonların çelik lifle güçlendirilmesi betonların aşınma kayıplarını azaltmış, özellikle artan çelik lif oranları ile aşınma kayıplarının daha da azaldığı görülmüştür. %1.50 çelik lif ilavesi, sürtünme yolu ve çarpma yolu ile oluşan aşınma kayıplarını yaklaşık olarak, sırasıyla %30 ve %20 oranlarına kadar azaltmıştır. Sürtünme yolu ile aşınan betonlarda genel olarak %0.25 ve %0.50 çelik lif oranlarında aşınma kayıpları birbirine yakın değerler almıştır. Aynı şekilde %1.00 ve %1.50 çelik lif oranlarındaki betonların aşınma kayıplarının da yakın olduğu görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş betonlarda sürtünme yolu ile oluşan aşınma kayıplarının, çarpma yolu ile oluşan aşınma kayıplarından daha fazla olduğu görülmüştür. Genel olarak, aşınma ile eğilme dayanımları arsındaki ilişkilerin aşınma ile basınç dayanımları arasında ilişkilerden daha kuvvetli ve tutarlı olduğu görülmüştür. Dayanımı yüksek olan betonların aşınma dirençlerinin de yüksek olduğu sonucu çıkarılmıştır. 5.1.10. Rötre ile İlgili Sonuçlar Betona uçucu kül katkısı ve artan uçucu kül oranları ile betonların kuruma rötresini kontrol betona göre oldukça azalttığı tespit edilmiştir. %45 oranında uçucu kül katkılı betonların en az rötre yaptığı, %20, %25 ve %30 uçucu kül katkılı beton gruplarının rötre değerlerinin ise birbirine oldukça yakın değerlerde olduğu görülmüştür. Sugözü uçucu külünün kuruma rötresini azalttığı görülmüştür. Mevcut uçucu külün rötre istenmeyen yapılarda kullanılması uygun olacağı düşünülmektedir. 237

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN Polipropilen lif ve lif miktarının artışının rötreyi azaltmakta olduğu görülmüştür. Polipropilen lifle güçlendirilmiş uçucu kül katkılı betonlarda polipropilen lifin ve lif oranının rötre üzerindeki etkisinin uçucu kül katkısından çok daha ağır bastığı görülmüştür. Polipropilen liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonların daha az rötre yaptıkları görülmüştür. Çelik lifin ve lif miktarının artışının rötreyi azaltmakta olduğu görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş betonlarda uçucu kül katkısında çelik liflerin etkisinin biraz azaldığı görülmüştür. Çünkü artan uçucu kül katkısı da rötreyi azaltmıştır. Burada da çelik lifin rötre üzerindeki etkisi uçucu kül katkısından fazla olmuştur. Çelik lifin, polipropilen life kıyasla rötreyi azaltmada daha etkili olduğu görülmüştür. 5.1.11. Boşluk Oranı ve Su Emme ile İlgili Sonuçlar Betona katılan uçucu kül oranı arttıkça boşluk ve su emme oranlarının arttığı görülmüştür. Yalnızca %10 uçucu kül ilavesi ile boşluk ve su emme oranları kontrol betonuna eşdeğer düzeyde olmuştur. %15-%20 ile %30-%45 uçucu kül oranlarındaki betonların boşluk ve su emme oranlarının ise birbirlerine eşdeğer olduğu görülmüştür. Polipropilen liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonlarda, polipropilen lif ve uçucu kül miktarı arttıkça boşluk oranlarının ve su emme oranlarının arttığı görülmüştür. Uçucu külün polipropilen liflerle kullanımında, uçucu kül oranı arttıkça polipropilen liflerin boşluk ve su emme oranlarına olan olumsuz etkilerinin azaldığı görülmüştür. Polipropilen lif ve uçucu kül etkileri hem boşluk hem de su emme oranlarının belli bir noktada birleştikleri görülmüştür. Normal betonlarda polipropilen lif artışının, boşluk ve su emme oranlarındaki artışları daha fazla olduğu da görülmüştür. Çelik lif ve uçucu kül miktarı arttıkça boşluk oranları ve su emme oranlarının arttığı görülmüştür. Çelik liflerin, betonların boşluk oranını ise artan lif miktarı 238

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN ile çok fazla arttırdığı görülmüştür. Özellikle çelik liflerin uçucu küllerle birlikte betonda kullanımı ile betonların boşluk ve su emme değerleri önemli derecelerde artmıştır. Genel olarak tüm beton gruplarında boşluk oranları ile su emme oranlarının birbirlerine paralel bir şekilde artmakta olduğu ve aralarında tam bir doğrusal ilişkiler olduğu görülmüştür. Boşluk oranlarının değerleri, su emme oranlarının yaklaşık 2.5 katı kadar olmuştur. Ayrıca boşluk oranlarının artışı ile betonların basınç dayanımlarının da azaldığı görülmüştür. 5.1.12. Kapiler Su Emme ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül miktarının artması ile kapiler su emme katsayılarının da arttığı görülmüştür. %45 oranı kadar uçucu kül katkısı betonların kapiler su emme katsayısını, iki-üç katına kadar çıkarmıştır. Polipropilen liflerin, betonların kapiler su emme katsayılarına önemli bir etkisinin olmadığı ancak genel olarak polipropilen lif miktarının artışı ile kapiler su emme katsayı değerlerinin de artma eğiliminde olduğu görülmüştür. Çelik liflerle güçlendirilmiş normal ve uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayıları %0.25 çelik lif ilavesinde kontrollerine kıyasla eşdeğer yada daha az olduğu görülmüştür. Ancak %0.25 çelik lif oranının üzerindeki artan çelik lif miktarlarının normal ve uçucu kül katkılı betonların kapiler su emme katsayılarını arttırdığı görülmüştür. Uçucu küllerin ve çelik liflerin yalnız başlarına betonların kapiler su emme katsayılarını arttırırken, birlikte kullanımlarında kapiler su emme katsayılarını kontrol grubuna göre azaltmakta oldukları görülmüştür. Burada su emme ve boşluk oranları fazla olan betonların kapiler su emme katsayılarının da yüksek çıktığı görülmüştür. Betonlarda boşluk oranının fazla olması, betonların su emme miktarını ve dolayısıyla kılcal su emme katsayılarını da arttırdığı görülmüştür. 239

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN 5.1.13. Karbonatlaşma ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül oranı arttıkça karbonatlaşma derinliğinin arttığı görülmüştür. Uçucu kül katkılı betonlarda kontrol betona göre daha fazla karbonatlaşma görülmüştür. 5.1.14. Ultrasonik Hız ile İlgili Sonuçlar Küp ve kiriş beton numunelerin 365 günlük ultrasonik hızları uçucu küllü betonlarda 5.10-5.20 km/sn arasında, polipropilen ve çelik liflerle güçlendirilmiş betonlarda ise sırasıyla 5.03-5.23 ve 4.96-5.23 km/sn arasında değiştiği görülmüştür. Genel olarak betonların dayanımları arasında büyük dayanım farklılıkları olmasına karşın, ultrasonik ses hızlarının birbirlerine oldukça yakın hatta aynı oldukları görülmüştür. Bu yüzden ultrasonik hızlar ile betonların basınç ve eğilme dayanımları arasında doğrudan bir ilişki görülememiştir. 5.1.15. Donma Çözülme Direnci ile İlgili Sonuçlar Uçucu kül katkılı betonlarda, uçucu kül oranının artışı betonların donma çözülme sonucundaki dayanım kayıplarını azalttığını göstermiştir. Böylece uçucu kül katkısının donma çözülme direncini arttırdığı görülmüştür. Kür süresinin uzun olması uçucu kül katkılı betonların donma çözülme karşı direncini arttırmıştır. Polipropilen liflerin donma çözülme direncine bir katkısının olmadığı, ancak artan lif miktarı ile donma çözülme sonucunda oluşan dayanım kaybını azaltma eğilimde olduğu görülmüştür. Çelik liflerin az da olsa donma çözülme sonundaki dayanım kayıplarını azalttığı görülmüştür. Çelik lif oranının artışının özellikle normal betonlarda donma çözülme sonrası dayanım kayıplarını azaltmakta etkili olduğu görülmüştür. Liflerle güçlendirilmiş betonlarda uçucu külün etkisi liflerden çok daha fazla olmuştur. Özellikle artan uçucu kül oranlarında liflerin etkisinin azaldığı görülmüştür. 240

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN 5.2. Öneriler Sugözü uçucu külünün beton yapımına uygun bir mineral katkı maddesi özelliklerine sahip olması ayrıca sağlayacağı ekonomik ve ekolojik faydalar nedeniyle, yüksek hacimli uçucu kül katkılı betonlar ve uçucu kül katkılı yüksek dayanımlı betonlar üzerinde araştırmalar yapılabilir. Sugözü uçucu külü katkılı betonların hidratasyon ısısı, su geçirimliliği, sülfatlara dayanıklılık ve alkali-agrega reaksiyonu üzerindeki etkileri araştırılabilir. Sugözü uçucu külü ayrıca farklı inceliklerde öğütülerek inceliğinin betonların dayanım ve dayanıklılık özellikleri üzerine olan etkileri de incelenebilir. Betonda tek tip ve boyutta lif kullanımının yerine birden fazla tip ve boyutta lif kullanılarak üretilecek karma lifli betonlar üzerinde araştırmalar yapılabilir. Yüksek dayanımlı betonların fazla yoğun bir yapıda olmasından dolayı çok az boşluklu oluşları yangına karşı dirençlerini düşürür. Bu amaçla yangına karşı polipropilen lif donatılı yüksek dayanımlı betonlar üzerinde çalışmalar yapılabilir. Silis dumanı, cüruf ve tras gibi puzolanik mineral katkıların liflerle güçlendirilmiş betonların performansları üzerine olan etkileri araştırılabilir. Liflerle güçlendirilmiş uçucu küllü betonlar üzerinde bu kez de uçucu külün çimento ile değil de ince agrega yerine katılmasıyla ilgili çalışmalar yapılabilir. Lifli betonların darbe etkisi altındaki genel özellikleri ve lifli betonlarda sülfat etkisi araştırılabilir. Liflerle güçlendirilmiş kendiliğinden yerleşen betonlar üzerinde araştırmalar yapılabilir. 241

KAYNAKLAR ACI COMMITTE 544.4R-88, 1988. Design Considerations for Steel Fiber Reinforced Concrete. ACI Structural Journal, Committe Report, USA. ACUN, S., 2000. Yüksek Dayanımlı Beton Üretiminde Dizayn Parametresi Olarak Lifsel Katkıların İrdelenmesi. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 153s. ALHOZAIMY, A.M., SOROUSHIAN, P., MIRZA, F., 1996. Mechanical Properties of Polypropylene Fiber Reinforced Concrete and the Effects of Pozzolanic Materials. Cement and Concrete Composites, 18:85-92. ALTUN, F., ÖZCAN, D.M., VEKLİ, M., KARAHAN, O., 2004. Çelik Lif Katkılı C20 Betonunun Mekanik Özelliklerinin Deneysel Araştırılması. Afyon Kocatepe Üniversitesi Dergisi, 4:31-40. ARI, K., HAKTANIR, T., ALTUN, F., KARAHAN, O., 2004. Beton Borulara Çelik Lif Katkısının Mekanik Özelliklere Etkisi. Türkiye Hazır Beton Birliği Beton 2004 Kongresi, İstanbul, s.255-265. ARSLAN, A., AYDIN, A., 1999. Lifli Betonların Darbe Etkisi Altında Genel Özellikleri. Beksa Lifli Beton Semineri, Sabancı Center, İstanbul. ASTM C 311, 1994. Standard Test Method for Sampling and Testing Fly Ash or Natural Pozzolans for Use a Mineral Admixtural Portland-Cement Concrete. Annual Book of ASTM Standards. ASTM C 618, 1998. Standart Specification for Coal Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use as a Mineral Admixture in Concrete. Annual Book of ASTM Standarts, No.4. ASTM C 1018-97, 1997. Standart Test Method for Flexural Toughness and First- Crack Strength of Fiber-Reinforced Concrete. American Society of Testing and Materials, USA. ASTM C 1116-00, 2000. Standard Specification for Fiber-Reinforced Concrete and Shotcrete. Annual Book ASTM Standards, 4(04.02). ATİŞ, C.D., 1997. Design and Properties of High Volume Fly Ash Concrete for Pavements. The University of Leeds, PhD. Thesis, Leeds, U.K., 342p. 242

ATİŞ, C.D., 2000. Yüksek Oranda Uçucu Kül Kullanımı İle Üretilen Betonun Aşınma Direnci. İMO Teknik Dergi, 11(45):2217-2230. ATİŞ, C.D., TARTICI, H., SEVİM, U.K., ÖZCAN, F., AKÇAÖZOĞLU, K., YÜZGEÇ, C., 2002. Afşin-Elbistan Uçucu Külünün Beton Katkısı Olarak Kullanılabilirliği. Beşinci Uluslararası İnşaat Mühendisliğinde Gelişmeler Kongresi, İstanbul Teknik Üniversitesi, İstanbul, s.161-168. ATİŞ, C.D., 2003a. High Volume Fly Ash Concrete with High Strength and Low Drying Shrinkage. Journal of Materials in Engineering, 15(2):153-156. ATİŞ, C. D., 2003b. Accelerated Carbonation and Testing of Concrete Made with Fly Ash. Construction and Building Materials, 17:147-152. ATİŞ, C.D., SEVİM, U.K., ÖZCAN, F., BİLİM C., KARAHAN, O., TANRIKULU, A.H., EKŞİ, A., 2004a. Strength Properties Of Roller Compacted Concrete Containing A Non-Standard High Calcium Fly Ash. Materials Letters, 58 (9): 1446-1450. ATİŞ, C.D., KILIÇ, A., SEVIM, U.K., 2004b. Strength and Shrinkage Properties of Mortar Containing a Nonstandard High-Calcium Fly Ash. Cement and Concrete Research, 34:99-102. ATİŞ, C.D., 2005. Strength Properties of High-Volume Fly Ash Roller Compacted and Workable Concrete, and Influence of Curing Condition. Cement and Concrete Research, 35(6):1112-1121. ATİŞ, C.D., Beton Katkı Malzemeleri. Ders Notu. Çukurova Üniversitesi, Balcalı- Adana. (yayınlanmamış) AULIA, T.B., 2002. Effects of Polypropylene Fibers on the Properties of High- Strength Concretes. Lacer No.7:43-59. AYDOĞAN, M., 2001. Çelik lifli Betonların Mekanik Özelliklerine Silis Dumanın Etkisinin Araştırılması. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Ankara, 109s. BANTHIA, N., NANDAKUMAR, N., 2003. Crack Groth Resistance of Hybrid Fiber Reinforced Cement Composites. Cement and Concrete Composites, 25:3-9. 243

BANTIA, N., 1997. Fibre Reinforced Concrete: Present and Future. Proc.,Asia- Pacific Spec. Conf. On the Fibre Reinforced Concrete, CI-Premier Singapore, 1-10. BAŞYİĞİT, C., 1993. Yüksek Oranda, Yüksek Kalsiyumlu Uçucu Kül Katılmasının Beton Özelliklerine Etkisi. Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Isparta, 230s. BEDDAR, M., BELGARAA, L., AYADAT, T., 2004. Optimising of Steel Fiber Reinforced Concrete Mix Design. Journal of Civil Engineering Research and Practice, 1(2):67-75. BEKAERT, 1998. Duomix Hakkında Genel Bilgier Klavuzu. Bekaert, Belgium. BEKAERT, 2001. Çelik Teller Hakkında Genel Bilgiler Kılavuzu. Bekaert, Belgium. BENTUR, A., MINDNESS, S., 1990. Fibre Reinforced Cementitious Composites. Elsevier Applied Science, London and Newyork. BİLİM, C., 2001. Afşin-Elbistan Uçucu Külünün Beton İçinde Kullanılabilirliği ve Hızlandırılmış Kür Uygulaması. Mustafa Kemal Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Antakya, 128s. BROOKS, J.J., WAINWRIGHT, J.B., CLIPWELL, J.B., 1982. Time Dependent Properties of Concrete Containing Pulverized Fuel Ash and Super Plasticizer. International Symposium on The Use of PFA in Concrete, Leeds, pp.209-220. BROWN, J. H., 1982. The Strength and Workability of Concrete with PFA Substitution. International Symposium, The Use of PFA in Concrete, Leeds, pp.151-161. BSI.BS 3892, 1993. Specification for Pulverized-Fuel Ash for Use with Portland Cement Part-1., London. BYFORS, K., 1985. Carbonation of Concrete with Silica Fume and Fly Ash. Nordic Concrete Research Publication, 4:26-35. CABRERA, J.G., WOOLLEY, G.R., 1985. A Study of 25 Year Old Pulverised Fuel Ash Concrete Used in Foundation Structures. Proc. Inst. Civ. Eng., Part 2, pp.149-165. 244

CARETTE, G.G., MALHOTRA, V.M., 1987. Characterization of Canadian Fly Ashes and Their Relative Performance in Concrete. Canadian Journal of Civil Engineering, 14:667. CHOI, Y., YUAN, R.L., 2005. Experimental Relationship Between Splitting Tensile Strength and Compressive Strength of GFRC and PFRC. Cement and Concrete Research, 35:1587-1591. CİLASON, N., AKSOY, N., 2000. Beton Yapı Hasarları Onarım ve Korunması ve Sıcak İklimlerde Beton. Lebib Yalkın Yayımları, İstanbul, 152s. CRIPWELL, J.B., BROOKS, J.J., WAINWRIGHT, P.J., 1984. Time Dependent Properties of Concrete Containing Pulverised Fuel Ash and a Superplasticizer. Proceedings of the 2nd International Conference on Ash Technology and Marketing, Barbican Centre, Central Electricity Generating Board, London, UK, pp.313 320. DHIR, R.K., 1986. Pulverized Fuel Ash. Cement Replacement Materials (Ed. R.N. Swamy), Survey University Pres, London. DİNÇER, R., 2004. Uçucu Kül, Çelik Lif ve Pomza İçeren Betonların Mekanik Özellikleri. Çukurova Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Adana, 156s. EKİNCİOĞLU, Ö., 2003. Karma Lif İçeren Çimento Esaslı Kompozitlerin Mekanik Davranışı Bir Optimum Tasarım. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 113s. ERBAŞ. M., 2003. Polipropilen Lifler ve Betonun Durabilitesine Etkisi. 5. Ulusal Beton Kongresi, Betonun Dayanıklılığı, İstanbul, s.593-603. ERDİNÇ, M., 1995. Uçucu Küllü Betonlarda Dayanım ve Klor Geçirimliliği. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 143s. ERDOĞAN, T.Y., 1997. Admixtures for Concrete. The Middle East Technical University Press, Ankara, 188s. ERDOĞAN, T.Y., 2003. Beton. ODTÜ Geliştirme Vakfı ve Yayıncılık A.Ş., Ankara, 741s. 245

ERDOĞAN, T.Y., 2004. Sorular ve Yanıtlarıyla Beton Malzemeleri, Çimentolar, Agregalar, Su. Türkiye Hazır Beton Birliği, Ankara, 277s. EREN, Ö., ÇELİK, T., 1997. Effect of Silica Fume and Steel Fibers on Some Properties of High-Strength Concrete. Construction and Building Materials, 11:373-382. FRANKLIN, R.E., 1981. The Effect of Pulverised Fuel Ash on the Strength of Pavement-Quality Concrete. Transport and Road Research Laboratory, TRRL 982. FUKUTE, T., NAKANO, K., ISHI, M., 1995. Improvement of Characteristic of Roller Compacted Concrete by Classified Fly Ash. Proceedings of Fifth International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete, Milwaukee, Wilsconsin USA, pp.367-383. FURLAN, JR.S., HANAI, J.B., 1997. Shear Behaviour of Fiber Reinforced Concrete Beams. Cement and Concrete Composites, 19:359-366. GEBLER, S.H., KLIEGER, P., 1986. Effect of Fly Ash on the Durability of Air Entrained Concrete. Proceedings of ACI/Canmed Second International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concerete SP-91, Spain- Madrid, pp. 483-519. GHOSH, R.S., TIMUSK, J., 1981. Creep of Fly Ash Concrete. ACI Materials Journal, 5:351-357. GÖKÇE, A., ÖZTURAN, T., 1996. Uçucu Kül Puzolanik Aktivitesi İle İlgili Bazı Mevcut Standartların Değerlendirilmesi. 4. Ulusal Beton Kongresi, TMMOB İnşaat Mühendisleri Odası, İTÜ Maçka Kampusü, İstanbul, s.223-244. GUTIERREZ R.M., DIAZ, L.N., DELVASTO, S., 2005. Effect of Pozzolans on the Performance of fiber-reinforced Mortars. Cement and Concrete Composites, 27:593-598. GÜNİNDİ, İ., 2005. Yumurtalık Sugözü Uçucu Külü İçeren Betonların Basınç, Eğilme ve Aşınma Dayanımlarının Araştırılması. Çukurova Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Adana, 67s. HAN, C-G., HWANG, Y-S., YANG, S-H., GOWRIPALAN, N., 2005. Performance of Spalling Resistance of High Performance Concrete with Polypropylene 246

Fiber Contents and Lateral Confinement. Cement and Concrete Research, 35:1747-1753. HO, D.W.S., LEWIS, R.K., 1983. Carbonation of Concrete Incorporating Fly Ash or a Chemical Admixture. Proceeding First International Conference, pp.333-346. HOFF, G.,C., 1987. Durability of Fiber Reinforced Concrete in Severe Marine Environment. Proceedings, Katherine and Bryant Mather International Symposium on Concrete Durability, American Concrete Institute, Detroit, MI, 1, pp.997-1041 HUANG, W-H., 1997. Properties of Cement-Fly ash Grout Admixed With Bentonite, Silica Fume, or Organic Fiber. Cement and Concrete Research, 27(3):395-406. HUANG, W-H., 2001. Improving the Properties of Cement-Fly Ash Grout Using Fiber and Superplasticizer. Cement and Concrete Research, 31:1033-1041. JCI-SF4, 1984. Method of Tests for Flexural Strength and Flexural Tougness of Fiber Reinforced Concrete. Japan Concrete Institute. KAMANLI, M., BALIK, F.S., 2003. Beton Teknolojisi. Atlas Yayın Dağıtım, İstanbul, 117s. KAWAMATA, A., MIHASHI, H., FUKUYAMA, H., 2003. Properties of Hybrid Fiber Reinforced Cement-based Composites. Journal of Advanced Concrete Technology, 1(3):283-290. KAYALI, O., 2004. Effect of High Volume Fly Ash on Mechanical Properties of Fiber Reinforced Concrete. Materials and Structures, 37(269):318-327. KAYALI, O., HAQUE, M.N., ZHU, B., 1999. Drying Shrinkage of Fibre-Reinforced Lightweight Aggregate Concrete Containing Fly Ash. Cement and Concrete Research, 29:1835 1840. KAYALI, O., HAQUE, M.N., ZHU, B., 2003. Some Characteristics of High Strength Fiber Reinforced Ligthweigth Aggregate Concrete. Cement and Concrete Composites, 25(2):207-213. 247

KIRCA, Ö., ŞAHİN, M., 2003. Polipropilen Lif Kullanımının Beyaz Beton Dayanıklılığına Etkisi. 5. Ulusal Beton Kongresi, Betonun Dayanıklılığı, İstanbul, s.375-382. KİPER, M., 1996. Polipropilen Liflerin Özellikleri ve Kullanım Olanakları. İMO İzmir Şubesi Haber Bülteni, İzmir, 64:21-22. KURUGÖL, S., 1997. Çelik Tel Donatı ve Polimer Katkının Normal ve Hafif Betonların Mukavemet Özelliklerine Etkileri. Mimarsinan Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, İstanbul, 155s. KUTZING, L., 1996. Influence of Fibres on the Improving of Ductility of High Performance Concrete (HPC). LACER No.1. LEE, I., 2002. Complete Stres-Strain Characteristic of High Performance Concrete. New Jersey Institute of Technology, PhD. Thesis, New Jersey,119p. LIU, L-F., WANG, P-M., YANG, X-J., 2005. Effect of Polypropylene Fiber on Dry- Shrinkage Ratio of Cemnet Mortar. Journal of Building Materials, 8(4):373-377. LOOK, T.S., XIAO, J.R., 1999. Flexural Strength Asessment of Steel Fiber Reinforced Concrete. ASCE Journal of Materials in Civil Engineering, 11(3):188-196. MANOLIS, G.D., GAREIS, P.J., TSONOS, A.D., NEAL, J.A., 1997. Dynamic Properties of Polypropylene Fiber-Reinforced Concrete Slabs. Cement and Concrete Composites, 19:341-349. MEHTA, P.K. 1986. Standard Specifications for Mineral Admixtures an Overview. Proceedings of ACI/Canmet Second International Conference On Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete, SP-91, Spain, Madrid. pp.637-658. MEHTA, P.K., 1989. Pozzolanic and Cementitious By Products in Concrete- Another Look. Third International Conference on The Use of Fly Ash, Silica Fume Slag and Other Mineral By-Products in Concrete, Trondheim, Norway. ACI Special Publication, SP-114, pp.1-43. 248

MIAO, C., MU, R., TIAN, Q., SUN, W., 2002. Effect of Sulfate Solution on the Frost Resistance of Concrete with and without Steel Fiber Reinforcement. Cement and Concrete Research, 32(1):31-34. NAIK, T.R., RAMME, W.B., 1990. Effects of High-Lime Fly Ash Contention Water Demand Time od Set and Compressive Strength of Concrete. ACI Material Journal, 187(6):619-626. OWENS, P.L., 1979. Fly Ash and its Usage in Concrete. The Journal of Concrete Society, England, 13(7):21-26. ÖZCAN, M., 1997. Tunçbilek ve Seyitömer Uçucu Küllerinin Beton Özelliklerine Etkisi ve Etkinlik Katsayılarının Belirlenmesi. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 135s. PAILLERE, A.M., ROVERDI, M., GRIMALDI, G., 1986. Carbonation of Concerete with Low Calcium Fly Ash and Granulated Blast Furnace Slag Influence of Air-Entraining Agent and Freezing and Thawing Cycles. Proceedings of ACI/Canmed Second International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concerete SP-91, Spain- Madrid, pp.541-562. PRICE, G.C., 1961. Investigation of Concrete Materials for the South Saskatchewan River Dam Proceedings of ASTM, 61:1155-1179. PUERTAS, F., AMAT, T., FERNANDEZ-JIMENEZ, A., VAZQUEZ, T., 2003. Mechanical and Durable Behaviour of Alkaline Cement Mortars Reinforced with Polypropylene Fibres. Cement and Concrete Research, 33:2031-2036. QIAN, C.X., STROEVEN, P., 2000. Development of Hybrid Polypropylene-Steel Fibre-Reinforced Concrete. Cement and Concrete Research, 30:63-69. RAMYAR, K., 1993. Efffects of Turkish Fly Ashes on the Portland Cement-Fly Ash Systems. METU, In Civil Engineering, PhD. Thesis, Ankara, 208p. RAVINA, D., MEHTA, P.K., 1986. Compressive Strength of Flow Cement/High Fly Ash Concrete. Cement and Concrete Research, 18:571-583. SAĞLIK, A., KOCABEYLER, M.F, 1998. Polipropilen Lifle Güçlendirilmiş Betonların Performans Özellikleri. Beton-Çimento ve Boya Sempozyumu, Ankara, s.133-148. 249

SANCAK, E., 1999. Hafif Agregalı Beton Blokların Mekanik Özellikleri Üzerine Çelik Lif Kullanımının Etkisi. Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Isparta, 79s. SANJUAN, M.A., MORAGUES, A., 1997. Polypropylene-Fibre-Reinforced Mortar Mixes: Optimization to Control Plastic Shrinkage. Composites Science and Technolgy, 57:655-660. SEVİL, C., 2001. Uçucu Küllü, Lifli Beton Kompozitinde Lif Tipinin Beton Özelliklerine Etkisi. Osmangazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Eskişehir, 75s. SEVİM, U.K., 2003, Afşin-Elbistan Uçucu Külünün Beton ve Çimento Katkısı Olarak Kullanılabilirliğinin Çimento Hamuru ve Harçlarının Üzerinde Yapılacak Deneylerle Araştırılması. Çukurova Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Adana, 303s. SHAH, S.P., BALAGURU, P.N., 1992. Fiber-Reinforced Cement Composites. McGraw-Hill Inc., Singapore. SIDDIQUE, R., 2004a. Properties of Concrete Incorporating High Volumes of Class F Fly Ash and San Fibers. Cement and Concrete Research, 34:37-42. SIDDIQUE, R., 2004b. Performance Characteristic of High-Volume Class F Fly Ash Concrete. Cement and Concrete Research, 34(3):487-493. SONG, P.S., HWANG, S., 2004. Mechanical Properties of High-Strength Steel Fiber-Reinforced Concrete. Construction and Building Materials, 18:669-673. SONG, P.S., HWANG, S., SHEU, B.C., 2005. Strength Properties of Nylon- and Polypropylene-Fiber-Reinforced Concretes. Cement and Concrete Research, 35:1546-1550. SWAMY R.N., 1971. Fibre Reinforcement of Cement and Concrete Evalution of Fibre Reinforcement Cement end Concrete Composites. 19 FRC Committee, Materials and Structures, 8(45):235-254. ŞİMŞEK, O., 2004. Beton ve Beton Teknolojisi. Seçkin Yayıncılık, Ankara, 247s. 250

TABAK, V., 2004. Çelik Lifli Betonda Lif ve Lif Boy/Çap Oranlarının Değişiminin Betonun Mekanik Özelliklerine Etkisi. Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İzmir, 134s. TAŞDEMİR, M.A., 2003. Çelik Tel Donatılı Betonlar. Seminer, TMMOB İMO Ankara Şubesi 15.Dönem Etkinlik Kitaplar Serisi-10, Ankara, 64s. TAŞDEMİR, M.A., BAYRAMOV, F., 2002. Yüksek Performanslı Çimento Esaslı Kompozitlerin Mekanik Davranışı. İTÜ Dergisi/d Mühendislik 1(2):1-11. TAŞDEMİR, M.A., BAYRAMOV, F., KOCATÜRK, A.N., YERLİKAYA, M., 2004. Betonun Performansa Göre Tasarımında Yeni Gelişmeler. Beton 2004 Kongresi Bildirileri, İstanbul, s.24-57. TEORENAU, I., NICOLESCU, L.D., 1982. The Properties of Power Station Fly- Ash Concrete. Proceedings of The International Symposium on the Use of PFA in Concrete, Leeds, England, Central Electricity Generating Board, London, UK, pp. 231 241. TOKYAY, M., ERDOĞDU, K., 1998. Türkiye Termik Santrallerinden Elde Edilen Uçucu Küllerin Karakterizasyonu. TÇMB, AR-GE, Ankara, 69s. TOKYAY, M., RAMYAR, K., TURANLI, L., 1991. Polipropilen ve Çelik Lifli Yüksek Dayanımlı Betonların Basınç ve Çekme Yükleri Altındaki Davranışları. 2. Ulusal Beton Kongresi, İstanbul, s.303-311. TOUTANJI, H.A., MCNEIL, S., BAYASI, Z., 1998. Chloride Permeability and Impact Resistance of Polypropylene-Fiber-Reinforced Silica Fume Concrete. Cement and Concrete Research, 28:961-968. TOUTANJI, H.A., 1999. Properties of Polypropylene Fiber Reinforced Silica Fume Expansive-Cement Concrete. Construction and Building Materials, 13:171-177. TS 19, 1992. Çimento-Portland Çimentoları. Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. TS 25, 1975. Tras. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 3453, 1981. Beton Elemanlarda Büzülme Oranı (Rötre) Tayini Metodu. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 3502, 1981. Betonda Statik Elastisite Modülü ve Poisson Oranı Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. 251

TS 3526, 1980. Beton Agregalarında Özgül Ağırlık ve Su Emme Oranı Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 3529, 1980. Beton Agregalarının Birim Ağırlıklarının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 3530 EN 933-1, 1999. Agregaların Geometrik Özellikleri İçin Deneyler Bölüm 1: Tane Büyüklüğü Dağılımı Tayini-Eleme Metodu. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 3624, 1981. Sertleşmiş Betonda Özgül Ağırlık, Su Emme ve Boşluk Oranı Tayin Metodu. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 5931, 1988. Sıkıştırılmış Taze Beton-Yoğunluk Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 639, 1998. Uçucu Küller. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 699, 2000. Tabii Yapı Taşları-Muayene ve Deney Metotları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 706 EN 12620, 2003. Beton Agregaları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 706, 1980. Beton Agregaları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 707, 1980. Beton Agregalarından Numune Alma ve Deney Numunesi Hazırlama Yöntemi. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 802, 1985. Beton Karışım Hesapları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 10513, 1992. Çelik Teller-Beton Takviyesinde Kullanılan. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 10514, 1992. Beton-Çelik Tel Takviyeli-Çelik Telleri Betona Karıştırma ve Kontrol Kuralları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS 10515, 1992. Beton-Çelik Tel Takviyeli Eğilme Mukavemeti Deney Metodu. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 196-1, 2002. Çimento Deney Metotları - Bölüm 1: Dayanım Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 197-1, 2002. Çimento-Bölüm 1: Genel Çimentolar-Bileşim, Özellikler ve Uygunluk Kriterleri. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 206-1, 2002. Beton-Bölüm 1: Özellik, Performans İmalat ve Uygunluk. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. 252

TS EN 450, 1998, Uçucu Kül-Betonda Kullanılan-Tarifler, Özellikler ve Kalite Kontrolü, Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 932-2, 1999. Agregaların Genel Özellikleri İçin Deneyler Bölüm 2: Laboratuar Numunelerinin Azaltılması Metodu. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 1008, 2003. Beton-Karma Suyu-Numune Alma, Deneyler ve Beton Endüstrisindeki İşlemlerden Geri Kazanılan Su da Dahil Olmak Üzere Suyun, Beton Karma Suyu Olarak Uygunluğunun Tayini Kuralları. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 1097-2, 2000. Agregaların Mekanik ve Fiziksel Özellikleri İçin Deneyler Bölüm 2: Parçalanma Direncinin Tayini İçin Metotlar. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 1097-6, 2002. Agregaların Mekanik ve Fiziksel Özellikleri İçin Deneyler - Bölüm 6: Tane Yoğunluğu ve Su Emme Oranının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12350-2, 2002. Beton-Taze Beton Deneyleri-Bölüm 2: Çökme (Slump) Deneyi. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12350-3, 2002. Beton-Taze Beton Deneyleri-Bölüm 3: Vebe Deneyi. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12390-1, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 1:Deney Numunesi ve Kalıplarının Şekil, Boyut ve Diğer Özellikleri. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12390-2, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 2: Dayanım Deneylerinde Kullanılacak Deney Numunelerinin Hazırlanması ve Kürlenmesi. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12390-3, 2003. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 3: Deney Numunelerinde Basınç Dayanımının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12390-4, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 4: Basınç Dayanımı-Deney Makinalarının Özellikleri. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. 253

TS EN 12390-5, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 5: Deney Numunelerinin Eğilme Dayanımının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TS EN 12390-6, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 6: Deney Numunelerinin Yarmada Çekme Dayanımının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara. TUNÇBİLEK, B., 1998. Effects of Some Turkish Fly Ashes on the Properties of Portland Cement-Fly Ash Pastes and Mortars. METU The Department of Civil Engineering, Master of Science, Ankara, 118p. TURANLI, L., ERDOĞAN, T.Y. ve KARAER, K., 1997. Çayırhan Uçucu Külünün Portland Çimentosu-Uçucu Kül Hamur ve Harçlarının Özelliklerine Etkileri. Endüstriyel Atıkların İnşaat Sektöründe Kullanılması-3 Bildiriler Kitabı, Eskişehir, s.283-293. TÜRKER, P., ERDOĞAN, B., KANTAŞ, F., YEĞİNOBALI, A., 2003. Türkiye deki Uçucu Küllerin Sınıflandırılması ve Özellikleri. Ar-Ge Enstitüsü, TÇMB, Ankara, 75s. UĞURLU, A., 1994. Çelik Liflerle Güçlendirilmiş Beton. DSİ Genel Müdürlüğü Teknik Araştırma ve Kalite Dairesi Başkanlığı, Yayın No: MLZ-878, Ankara,175s. UĞURLU, A., 1995. Çelik Liflerle Güçlendirilmiş Betonun Su Yapılarındaki Kavitasyon Hasarlarının Onarımında Kullanılması. DSİ Teknik Bülteni, Sayı:83, Ankara, s.71-80. URAL, F., 1999. Beton Dayanımında Katkı ve Fiberlerin Rolü. Hazırbeton Dergisi, Ocak-Subat, s. 65-66. UYAN, M., 1985. Lifli Betonların Genel Özellikleri ve Gelişimi. İTÜ İnşaat Fakültesi Malzeme Semineri, İstanbul, s.121-132. ÜNAL, B., 2003. Çelik Tel ve Polipropilen Lif İçerikli Beton Yolların Mekaniksel Özelliklerinin Araştırılması. Erciyes Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Kayseri, 71s. 254

ÜNAL, B., KÖKSAL, F., EYYUBOV, C, 2003. Polipropilen ve Çelik Liflerin Donma Çözülme ve Aşınma Dirençlerine Ortak Etkisi. 5. Ulusal Beton Kongresi, Betonun Dayanıklılığı, İstanbul, s.345-354. ÜNAL. O., 1994. Isıl İşlem Uygulamasının Lifli Beton Özelliklerine Etkisi. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, İstanbul, 129s. WANG, A., ZHANG, C., SUN, W., 2004. Fly Ash Effects-II. The Active Effect of Fly Ash. Cement and Concrete Research, 34:2057-2060. YAZICI, Ş., BARADAN, B., 1995. Uçucu Kül Katkılı Yüksek Dayanımlı Beton. Endüstriyel Atıkların İnşaat Sektöründe Kullanılması, Bildiriler Kitabı, Ankara, s.59-71. YERLİKAYA, M., 2003. Çelik Tel Donatılı Betonların Deprem Etkisi Altında Davranışları. Kocaeli Deprem Sempozyumu Bildiriler Kitabı, s.302-304. YERLİKAYA, M., Çelik Tel Donatılı Zemin Betonları Tasarım ve Yapım İlkeleri. Beksa, http://www.beksa.com.tr YILDIRIM, M.A., 1994. Hafif ve Yarı Hafif Betonlarda Çelik Lif Kullanımının Etkisi. İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 64s. YILDIRIM, S.T., 2002. Lif Takviyeli Betonların Performans Özelliklerinin Araştırılması. Fırat Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Elazığ, 193s. YİĞİTER, H., 2002. Yüksek Performanslı Betonların Süneklik Özelliğinin Araştırılması. Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, İzmir, 207s. http://www.beksa.com.tr http://www.polyfibers.com 255

ÖZGEÇMİŞ 1977 yılında Kayseri de doğdu. İlkokulu Feridun Cıngıllı İlkokulunda, orta ve lise öğrenimini ise Kayseri Nuh Mehmet Küçükçalık Anadolu Lisesinde tamamladı. 1999 yılında Çukurova Üniversitesi Mühendislik Mimarlık Fakültesi nden İnşaat Mühendisi unvanıyla mezun oldu. Aynı yıl, Erciyes Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü nde yüksek lisans programına başladı. 2001 yılında Erciyes Üniversitesi Mühendislik Fakültesi İnşaat Mühendisliği bölümüne Araştırma Görevlisi olarak atandı. 2002 yılında yüksek lisans öğrenimini tamamlayarak Çukurova Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü nde İnşaat Mühendisliği Anabilim dalında doktora programına başladı. Evli ve bir çocuk babasıdır. 256