ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ …sertleşmiş betonun birtakım özelliklerini iyi...

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

DOKTORA TEZİ Okan KARAHAN LİFLERLE GÜÇLENDİRİLMİŞ UÇUCU KÜLLÜ BETONLARIN ÖZELLİKLERİ

İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ADANA, 2006


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.

I

ÖZ

DOKTORA TEZİ

LİFLERLE GÜÇLENDİRİLMİŞ UÇUCU KÜLLÜ BETONLARIN ÖZELLİKLERİ

Okan KARAHAN


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/m3 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

II

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. Water-binder ratio and the amount of binder were kept constant as 0.35 and 400 kg/m3, 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

III

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.

IV

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

V

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

VI

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

VII

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








VIII


4.2.9. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları ..................................... 171




4.3. Çelik Lifle Güçlendirilmiş Betonların Deney Sonuçları .............................. 180






4.3.6. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Deney Sonuçları ......................... 203




4.3.10. Boşluk Oranı ve Su Emme Deney Sonuçları ................................... 221




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

IX

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

X

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/m3 ................................. 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

XI

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 4.26. 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 4.31. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları . 157





XII

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 4.43. Taze ve sertleşmiş beton birim ağırlıkları.......................................... 180

Çizelge 4.44. Vebe süreleri ve çökme değerleri ...................................................... 183



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 4.52. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları . 200


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 4.60. 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





XIII

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

XIV

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 4.45. 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 4.53. 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

XV

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 4.83. 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

XVI

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 4.93. 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

1. GİRİŞ Okan KARAHAN

1

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.


2

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.


3

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.


4

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.


5

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


6

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.


7

• 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 SiO2+Al2O3+Fe2O3 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

SiO2+Al2O3+Fe2O3 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


8

dioksit (SiO2) ve alüminyum oksitden (Al2O3) oluşan, geri kalanı demir oksit

(Fe2O3) 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 SiO2 ve Al2O3’den oluşan, geri kalanı

demir oksit (Fe2O3) 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 cm2/g

arasında değişmektedir. Çimento üretiminde kullanılmaya daha uygundur. Siklon ve

mekanik olarak tutulan uçucu küllerin incelikleri 1500-2000 cm2/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


9

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/cm3 arasında değişmektedir.

Yoğunluğun yüksekliği inceliği ile ilgilidir. İnce küller kabaya göre daha fazla

yoğunluk verirler. Gevşek birim ağırlıkları ise yaklaşık olarak 800 kg/m3 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 SiO2, Al2O3,

Fe2O3, CaO ve SO3 olup, diğerleri MgO, Na2O, K2O, TiO2 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

(Na2O+K2O) %5’in altında bulunmaktadır. SO3 genellikle %0.2-%2.5 arasında

değişmekle birlikte %10’a kadar yükselmektedir. TS EN 450 (1998) SO3 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 CO2 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


10

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 SiO2 43.6 - 64.4 23.1 - 50.5 Al2O3 19.6 - 30.1 13.3 - 21.8 Fe2O3 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 Na2O 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

(Al6Si2O13), hematit (Fe2O3), manyetit (Fe3O4), kuvartz (SiO2), vb iken yüksek

kalsiyumlu küllerde bunlara ek olarak, zaman zaman daha fazla miktarlarda, serbest

kireç (CaO), anhidrit (CaSO4), trikalsiyum aluminat (Ca3Al2O6) 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


11

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


12

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 SO3, 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 - - SiO2, min. (%) - - 4.0 - - SiO2+Al2O3+Fe2O3,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.


13

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)


14

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


15

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.


16

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 C3A 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


17

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


18

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


19

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/m3 ten başlamaktadır. Bağlayıcı içindeki puzolan yüzdesi ise yine yapım

sistemine göre %20-%80 arasında değişebilmektedir. Puzolan olarak özellikle uçucu

kül kullanılmaktadır.


20

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.


21

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/mm2) 500 700 500 Young Modülü (N/mm2) 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.


22

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 m3 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 su-

çimento 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.


23

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/m3) 600 900 1800 Full Etki (gr/m3) 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.


24

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).


25

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


26

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.


27

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


28

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.


29

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


30

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/mm2, her bir lif ise 310 N/mm2 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


31

değişen çelik liflerin yük etkisiyle kopmadan, matristen sıyrılmalarına rağmen çekme

dayanımlarının en az 345 N/mm2 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/mm2 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/mm2),

• Tutkallı demetler ile homojen şekilde yayılma.


32

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/m3 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/mm2 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

İnce malzeme miktarı (<0.25 mm) Maks. dane büyüklüğü (mm) kg/m3 L/m3

8 525 180-185 16 450 150-155 32 400 130-135


33

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.


34

• 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/m3

Uzunluk/çap = 60 Uzunluk/çap = 75 Uzunluk/çap = 100 Tane

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.


35

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.


36

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 mikro-

kırılma çatlaklarını kontrol ederek betonların aşınma hasarlarını azaltmaktadır.

Ayrıca çelik lifler beton kaplamaların yüzeylerinin pullanmasını önleyici etki

yapmaktadır.


37

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.


38

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.


39

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.

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Okan KARAHAN

40

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.


41

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 çimentosu-

uçucu 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/m3

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


42

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


43

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 cm2/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.


44

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/m3 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.


45

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 gerilme-

deformasyon 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


46

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 gerilme-

şekil 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/m3, 400 kg/m3,

500 kg/m3 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


47

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.


48

• 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.


49

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/m3 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


50

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/m3

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.


51

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/m3, 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 gerilme-

birim 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


52

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 dm3/m3 miktarlarda beş farklı bileşimde 350

kg/m3 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.


53

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/m3) altında ve %1.5 (120 kg/m3) oranlarında ve

polipropilen lifi ise %0.2 (2 kg/m3) oranında kullanmıştır. Numune boyutları

100×300 mm olan 72 kg/m3 mikro silikalı karışımlar hazırlamıştır. Sadece

polipropilen lif kullanımının yüksek dayanımlı betonun gerilme-şekil değiştirme


54

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


55

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 (ft) ile, kullanılan

lif yüzdesi (Vf) arasında ve yarmada çekme dayanımı (ft) ile basınç dayanımı

(fc) 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.


56

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/m3 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


57

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.


58

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,


59

• 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


60

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/m3 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 gerilme-

deformasyon davranışlarına etkilerini incelemiştir. Deneysel çalışmasında üretilen


61

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/m3) 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/m3 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.


62

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


63

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/m3) 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


64

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. 1m3 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.


65

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,


66

• 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


67

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/m3 ve 900 gr/m3) 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/ m3 ve 40 kg/ m3 oranlarında RC65/60 BN tipi iki ucu kancalı çelik lif, ve 300

gr/m3 ve 600 g/m3 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


68

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/m3, 40 kg/m3, 50 kg/m3, 60 kg/m3 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/m3, 40 kg/m3 ve 50 kg/m3 lif içeriklerinde azaldığı 60 kg/m3 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/m3 ve su miktarı 215 lt/m3 olan 35

farklı test karışım hazırlanmışlardır. Ayrıca 100×100×100 mm’lik küplerle basınç


69

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/mm2 olarak

belirtilen ZP 308 ve RC 80/60 BN kodlu çelik lifler 25 kg/m3 ve 40 kg/m3

dozajlarında kullanılmıştır. Deneyler sonucunda, ZP 308 ve RC 80/60 BN çelik lif

çeşitleri ile üretilen silindir beton numunelerde 25 kg/m3 dozajla sırasıyla %7 ve

%8’lik artışlar görülürken, 40 kg/m3 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/m3 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


70

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 I5, I10 ve

I30 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,


71

• 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/m3 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(fc′)0.5 formülünü

geliştirmişlerdir.


72

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,


73

• 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


74

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


75

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/m3 olan, 400 kg/m3 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/m3 ve kül 100 kg/m3 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/m3 (PPI), 3. seri betonlarda kumaşsı görünümlü polipropilen lif 1.2 kg/m3

(PPII), 4. seri betonlarda çelik lif 15 kg/m3 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,


76

• 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 çimento-

uçucu 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,


77

• 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


78

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


79

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/m3) üzerindeki polipropilen lif içeren betonlarda dökülme

tüm numunelerde önlendiğini belirmişlerdir. Polipropilen liflerin 165 °C de


80

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.

3. MATERYAL VE METOD Okan KARAHAN

81

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 SiO2+Al2O3+Fe2O3

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/cm3, Blaine özgül yüzeyi ise 2900 cm2/gr dır.


82

Çizelge 3.1. Çimentonun kimyasal ve fiziksel özellikleri

Bileşen Değerler TS 19 Sınırlar (%) SiO2 (%) 19.71 Al2O3 (%) 5.20 Fe2O3 (%) 3.73 Mn2O3 (%) 0.11 CaO (%) 62.91 MgO (%) 2.54 5.0 max SO3 (%) 2.72 3.5 max K.K (%) 0.96 4.0 max Na2O (%) 0.25 K2O (%) 0.90 Erimez Kalıntı (%) 0.23 1.5 max Serbest CaO (%) 0.78

Kim

yasa

l Öze

llikl

er

Cl- (%) 0.0115 0.1 max Özgül Ağırlık (gr/cm3) 3.16 Özgül Yüzey (cm2/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 Fi

ziks

el Ö

zelli

kler

Priz Final Süresi (dak) 203 600 max

Çizelge 3.2. Uçucu külün kimyasal özellikleri

TS EN 197-1 ASTM C 618 Oksit Kül (%)

TS EN 450 V W

TS 639 F C

SiO2 52.50 Al2O3 22.82 Fe2O3 5.34 S+A+F 80.66 >70.00 >70.00 >50.00CaO 7.16 MgO 2.56 <5.00 SO3 0.20 <3.00 <5.00 <5.00 <5.00 K2O 0.99 Na2O 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. SiO2 - >25.00 >25.00 >25.00 R. CaO - <10.00 >10.00 Nem 0.07 <3.00 <3.00


83

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/cm3) 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.


84

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.


85

Çizelge 3.4. Karışık agrega granülometrisi ve TS 706 standart sınırları

Elekten Geçen Miktar (%) Elek Açıklığı

(mm) TS 706

Alt Sınır TS 706

Orta Sınır TS 706

Üst Sınır Kullanılan

Agrega 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

0

20

40

60

80

100

0.25 0.5 1 2 4 8 16

Elek Çapı (mm)

Elek

ten

Geç

en (%

)

A B C Agrega

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


86

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/cm3 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 (W3) 917.14 4. Boş tava ağırlığı, gr 320.65 5. Tava + fırında kurutulmuş numune ağırlığı, gr 633.19 6. Kuru numune ağırlığı (W1) 312.54 7. KYD numune ağırlığı (W2) 316.29 8. KYD halde emilmiş su ağırlığı (W2-W1) 3.75 9. İşaretli yere kadar su dolu ölçü kabı ağırlığı gr, (W4) 719.12 10. KYD numunenin mutlak hacmi (W2+W4-W3) 118.27 11. Kuru numunenin mutlak hacmi (W1+W4-W3) 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 (W1) 897.72 7. KYD numune ağırlığı (W2) 907.96 8. KYD halde emilmiş su ağırlığı (W2-W1) 10.24 9. KYD numunesinin su içindeki ağırlığı (W3) 571.86 10. KYD numunenin mutlak hacmi (W2-W3) 336.10 11. Kuru numunenin mutlak hacmi (W1-W3) 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


87

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/cm3 olarak hesaplanmıştır. Agreganın kompasitesi ve

işlenme esası bu deneyle anlaşılır. Doğal agregaların birim ağırlıkları yaklaşık olarak

1500 ile 1900 g/dm3 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.

Çizelge 3.7. Agrega sıkışık birim ağırlıkları

Tane Büyüklüğü

(mm)

Kap Ağırlığı W1 (gr)

Ölçü Kap Hacmi

V (cm3)

Sıkı Agrega Dolu Kap Ağırlığı

W2 (gr)

Sıkı Agrega Ağırlığı

W2-W1 (gr)

Sıkı Agrega Birim Ağırlığı γs (gr/cm3)

4 13360 3375 19700 6340 1.880 16 13360 3375 19330 5970 1.769

Çizelge 3.8. Agrega gevşek birim ağırlıkları

Tane Büyüklüğü

(mm)

Kap Ağırlığı W1 (gr)

Ölçü Kap Hacmi V

(cm3)

Gevşek Agrega Dolu Kap Ağırlığı

W2 (gr)

Gevşek Agrega Ağırlığı

W2-W1 (gr)

Gevşek Agrega Birim Ağırlığı γg (gr/cm3)

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.


88

Çizelge 3.9. Agrega LA katsayısı

Deney Numunesi Ağırlığı

(gr)

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/cm3) 0.91 Kesit Tipi Karesel Kalınlık (µ) 30-60 Eni (mm) 3-4 Uzunluk (mm) 19 Renk Şeffaf Görünüm Visible Gerilme Dayanımı (N/mm2) 400-600 Young Modülü (N/mm2) 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.


89

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/cm3) 7.85 Min. Çekme Day. (N/mm2) 1150 Min Dozaj (kg/m3) 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.


90

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/m3 ve

su-bağlayıcı oranı 0.35 sabit olarak seçilmiş ve hapsolmuş hava miktarı ise 20 dm3

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 (kg/m3)

U.Kül (kg/m3)

Su (lt/m3)

H.Akış. (lt/m3)

Kum (kg/m3)

Çakıl (kg/m3)

%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


91

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 Çim. (kg/m3)

U.Kül (kg/m3)

Su (lt/m3)

H.Akış. (lt/m3)

Kum (kg/m3)

Çakıl (kg/m3)

PP (kg/m3)

400 - 140 4 756 1135 - 400 - 140 4 756 1134 0.45 400 - 140 4 756 1133 0.90 %0

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 %15

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 %30

280 120 140 4 740 1111 1.80

Çizelge 3.14. Çelik lif katkılı beton karışım miktarları

Grup Çim. (kg/m3)

U.Kül (kg/m3)

Su (lt/m3)

H.Akış. (lt/m3)

Kum (kg/m3)

Çakıl (kg/m3)

ÇL (kg/m3)

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

%0

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

%15

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

%30

280 120 140 4 726 1090 117.75


92

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.

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.

1-2 dak.

2-3 dak.

3-5 dak.

İri Agrega + İnce Agrega Çimento + U.Kül + Lif Su (% 90) Akışkan + Su (%10)


93

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 mmElastisite 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 mmDonma 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.


94

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 oC 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.


95

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 V0 V1 V2 V3 V4

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


96

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:

fc=F/Ac (3.2)

Burada;

fc: Basınç dayanımı, MPa

F: Kırılma anında ulaşılan en büyük yük, N

Ac: Numunenin, üzerine basınç yükünün uygulandığı en kesit alanı, mm2

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


97

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:

fcf=F×L/(d1×d2

2) (3.4)

Burada;

fcf: Eğilme dayanımı, MPa

F: En büyük yük, N

L: Mesnet silindirleri arasındaki açıklık, mm

d1 d2: Numunenin en kesit boyutları, mm


98

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. Yük-

sehim 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 I5, ilk çatlak sehiminin 5.5 katı sehime kadar yük-

sehim eğrisinin altındaki alanın, ilk çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile I10, ilk

çatlak sehiminin 10.5 katı sehime kadar yük-sehim eğrisinin altındaki alanın, ilk

çatlağa kadar olan alana bölünmesi ile I20 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 I5, I10 ve I20 elastik şekil

değiştirme indeksleri, betonun enerji yutma kapasitesini göstermesi ve şahit beton ile

karşılaştırılması açısından önemlidir.


99

Şekil 3.3. Tokluk indekslerinin hesaplanması için yük-sehim eğrisi

Mukavemet farkı değeri (kalıcı dayanım faktörü) R10.20 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 R10.20=100, yumuşama eğilimi gösterirse R10.20<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:

Fe=(Tb/tb)/(l/bh2) (3.5) Fu (Ru)=Pmax(l/bh2) (3.6) OAB=(P×δ)/2 (3.7) I5=OACD/OAB (3.8) I10=OAEF/OAB (3.9)


100

I20=OAGH/OAB (3.10) R10.20=10×(I20-I10) (3.11)

Burada;

Fe : Eşdeğer çekme dayanımı, N/mm2

Fu (Ru) : Maksimum çekme dayanımı (Rapture Modülü), N/mm2

Pmax : Maksimum yük, N

Tb : 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

R10.20 : Mukavemet farkı değeri

I5,I10,I20 : 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:

fct=2×F/(π×L×d) (3.12)

Burada;

fct: Yarmada çekme dayanımı, MPa

F: En büyük yük, N

L: Numunenin yükleme parçasına temas çizgisi uzunluğu, mm

d: Numunenin seçilen en kesit boyutu, mm


101

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=(Vo-Vl)/A×50 (3.13)

Burada;

∆V: Numunenin böhme yüzey aşınma kaybı değeri, cm3/50 cm2

Vo: Numunenin deneyden önceki hacmi, cm3

Vl: Numunenin deneyden sonraki hacmi, cm3

A: Numunenin aşınma uygulanan yüzeyin alanı, cm2

Ayrıca betonların aşınma kaybı tayini için alternatif bir yol olabileceği

düşünülerek, agregaların parçalanma direncinin tayinini gibi TS EN 1097-2 (2000)


102

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=[(W1–W2)/W1]×100 (3.14)

Burada;

P: Aşınma kaybı, %

W1: Numune ilk ağırlığı, gr

W2: 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.


103

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


Boşluk Oranı (%)=[(AKYD-AFK)/(AKYD-ASU)]×100 (3.15) Su emme Oranı (%)=[(AKYD-AFK)/(AFK)]×100 (3.16)

Burada;

AFK: Fırın kurusu ağırlığı, gr

AKYD: Kuru yüzey doygun ağırlığı, gr

ASU: 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;


104

Q/A=K. t (3.17) Burada;

Q: Emilen su miktarı, cm3

A: Su ile temas eden yüzey alanı, cm2

t: Geçen zaman, sn

K: Kapilarite katsayısı, cm2/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=(A1+A2+A3+A4)/4 (3.18)

Burada;

D: Karbonatlaşma derinliği, mm

A1,2,3,4: 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


105

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


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.

4. BULGULAR VE TARTIŞMA Okan KARAHAN

106

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/m3 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 -


107

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/m3 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/m3 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


108

(2310 kg/m3) çimento özgül ağırlığından (3160 kg/m3) 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/m3)

Sertleşmiş Beton Birim Ağırlık

(kg/m3) 0 2540 2514 10 2526 2509 15 2519 2488 20 2507 2484 25 2501 2483 30 2492 2479 45 2476 2475

2400

2450

2500

2550

2600

0 10 15 20 25 30 45

Uçucu Kül Oranı (%)

Biri

m Ağı

rlık

(kg/

m3)

Taze Sertleşmiş

Şekil 4.1. Uçucu kül oranı ile beton birim ağırlık ilişkisi


109

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)

Çökme Değeri (cm)

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

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


110

sıkıştırmak için gerekli enerji miktarının azaldığını, dolayısıyla betonun

işlenebilirliğinin arttığını göstermiştir.

0

1

2

3

4

5

6

7

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50


Veb

e Sü

resi

(sn)

Şekil 4.2. Uçucu külün vebe süresine etkisi

15

16

17

18

19

20

21

22

23

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50


Slu

mp

(cm

)

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


111

(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.


112

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.

y = 23.142x-0.1863

R2 = 0.85

15

16

17

18

19

20

21

22

23

0 1 2 3 4 5 6 7

Vebe Süresi (sn)

Slum

p (c

m)

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


113

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

Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%) 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


Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%) 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


114

kontrol beton basınç dayanımına eşdeğer ancak %20-%40 oranında ise basınç

dayanımlarının azaldığını bildirmiştir.

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400

Zaman (gün)

Basın

ç D

ayanımı (

MPa

)

%0%10%15%20%25%30%45

Şekil 4.5. 100 mm’lik küp basınç dayanımı-zaman ilişkisi

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Bası

nç D

ayanımı (

MPa

)

%0 %10 %15 %20 %25 %30 %45

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


115

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

100×100×100 mm Küp (%) 150×150×150 mm Küp (%) Uçucu Kül(%) 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün 7.gün 28.gün 90.gün 365.gün0 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

100×100×100 mm Küp 150×150×150 mm Küp Uçucu Kül(%) 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.


116

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.

y = 0.974xR2 = 0.96

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120

100 mm'lik Dayanım (MPa)

150

mm

'lik

Day

anım

(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


117

ilişkisinden daha tutarlı görülmüştür. Silindir beton basınç dayanımının her iki küp

dayanımlarının da yaklaşık %75’ine eşit olduğu görülmüştür.

y = 0.7544xR2 = 0.84

y = 0.7501xR2 = 0.90

0

20

40

60

80

40 50 60 70 80

Küp Basınç Dayanımı (MPa)

Silin

dir

Bası

nç D

ayanımı (

MP

a)

100 150

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


118

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.

Çizelge 4.8. Elastisite modülü değerleri

Uçucu Kül(%)

Basınç Dayanımı (MPa)

Elastisite Modülü (GPa)

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

0

10

20

30

40

50

60

70

0.0000 0.0005 0.0010 0.0015 0.0020 0.0025

Birim Deformasyon

Ger

ilme

(MP

a)

%0%10%15%20%25%30%45

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


119

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

Eğilme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül(%) 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


120

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.

0

2

4

6

8

10

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eği

lme

Day

anımı (

MPa

)

%0 %10 %15 %20 %25 %30 %45

Şekil 4.10. Eğilme dayanımı-zaman ilişkisi

Çizelge 4.10. Eğilme dayanımlarının kontrol beton dayanımlarına oranları

Eğilme Dayanım Oranı (%) Uçucu Kül(%) 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


121

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

Eğilme Dayanım Oranı (%) Uçucu Kül(%) 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

y = 0.6232x0.5564

R2 = 0.81y=0.089x

y = 0.491x0.6138

R2 = 0.75y=0.091x

0

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80 100 120


Eğilm

e Da

yanı

mı (

MP

a)

100 mm 150 mm

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


122

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)

100×100×500 (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


123

y = 1.0001xR2 = 0.95

4

5

6

7

8

9

4 5 6 7 8 9

100*100*500 mm

40*4

0*16

0 m

m

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.


124

Çizelge 4.13. Yarmada çekme dayanımları

Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül(%) 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

y = 0.96xR2 = 0.58

3.50

3.75

4.00

4.25

4.50

3.50 3.75 4.00 4.25 4.50

Silindir Yarma Dayanımı (MPa)

Küp

Yar

ma

Daya

nımı (

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.


125

y = 0.084x y = 0.061x

0

1

2

3

4

5

6

30 40 50 60 70 80 90


Yar

ma

Day

anımı (

MPa

)

Silindir Küp

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.

y = 0.64x y = 0.62x

0

1

2

3

4

5

6

3 4 5 6 7 8 9

Eğilme Dayanımı (MPa)

Yar

ma

Day

anımı (

MPa

)

Silindir Küp

Şekil 4.15. Silindir ve küp numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri


126

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

cm2’lik yüzey alanı bazında aşınma kaybı olarak belirlenmiştir. Böhme ile aşınan

uçucu kül katkılı betonların aşınma kayıpları (cm3/50cm2) 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(cm3/50cm2)

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.


127

Çizelge 4.15. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları

Ağırlıkça Aşınma Kaybı (%) Uçucu Kül(%) 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.

0

25

50

75

100

125

150

0 10 20 30 40 50


Aşın

ma

Kay

bı (%

)

Böhme (Sürtünme) ile Aşınma Los Angeles (Çarpma) ile Aşınma

Şekil 4.16. Aşınma kaybı ile uçucu kül oranının ilişkisi


128

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.

y = 1225.5x-1.2255

R2 = 0.98

y = 2069.5x-1.2418

R2 = 0.95

0

2

4

6

8

10

12

60 70 80 90 100


Aşı

nma

Kaybı

Böhme Los Angeles

Şekil 4.17. Aşınma kaybı–basınç dayanımı ilişkisi

y = 55.406x-0.9416

R2 = 0.98

y = 34.157x-0.9254

R2 = 0.99

0

2

4

6

8

10

12

0 2 4 6 8 10


Aşın

ma

Kaybı

Böhme Los Angeles

Şekil 4.18. Aşınma kaybı–eğilme dayanımı ilişkisi


129

Aşınma kayıpları ile dayanımlar arasında oldukça kuvvetli ilişkiler olduğu

görülmüştür. Aşınma kayıplarının eğilme dayanımı ile olan ilişkilerinin R2 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.


130

Çizelge 4.16. Kuruma rötresi oranları (%)

Uçucu Kül Oranları (%) Zaman (gün) 0 10 15 20 25 30 45

1 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.00000 0.000007 0.02982 0.02772 0.02456 0.02386 0.02105 0.02947 0.0210514 0.04246 0.04175 0.03509 0.03088 0.03088 0.03509 0.0301821 0.04737 0.04702 0.04000 0.03789 0.03579 0.03930 0.0371928 0.05123 0.04947 0.04491 0.04351 0.04140 0.04351 0.0378935 0.05158 0.05018 0.04561 0.04561 0.04351 0.04561 0.0400042 0.05228 0.05123 0.04702 0.04772 0.04772 0.04772 0.0421149 0.05368 0.05298 0.04912 0.04912 0.04982 0.04982 0.0449156 0.05544 0.05439 0.05123 0.05193 0.05193 0.04982 0.0470263 0.05649 0.05544 0.05263 0.05333 0.05263 0.05263 0.0491270 0.05930 0.05719 0.05404 0.05404 0.05404 0.05404 0.0498277 0.06070 0.05895 0.05614 0.05754 0.05544 0.05404 0.0498284 0.06140 0.06035 0.05754 0.05684 0.05614 0.05544 0.0505391 0.06246 0.06175 0.05825 0.05684 0.05684 0.05684 0.05053120 0.06526 0.06316 0.06035 0.05825 0.05754 0.05754 0.04982150 0.06596 0.06316 0.06175 0.05825 0.05825 0.05754 0.04982180 0.06596 0.06316 0.06246 0.05895 0.05825 0.05895 0.05053210 0.06632 0.06316 0.06246 0.05965 0.05895 0.05965 0.05123

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (Gün)

Röt

re (%

)

%0%10%15%20%25%30%45

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).


131

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


132

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.

y = 2.44xR2 = 0.99

0

2

4

6

8

10

2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00

Su Emme Oranı (%)

Boşl

uk O

ranı

(%)

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.


133

y = -0.0852x + 14.389R2 = 0.84

y = -0.0904x + 13.898R2 = 0.83

y = -0.0669x + 12.339R2 = 0.87

0

2

4

6

8

10

40 50 60 70 80 90 100


Boş

luk

Ora

nı (%

)

100 mm 150 mm 71 mm

Şekil 4.21. Boşluk oranı–basınç dayanımı ilişkisi

y = -0.7911x + 13.042R2 = 0.94

0

2

4

6

8

10

4 5 6 7 8 9


Boşl

uk O

ranı

(%)

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


134

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.

Çizelge 4.18. Kapiler su emme katsayıları

Uçucu Kül (%)

Eğilme Dayanımı

(MPa)

Kapiler Su Emme Katsayısı

(×10-3 cm/sn1/2) 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/sn1/2 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/sn1/2 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.


135

y = -5.4644x + 8.9744R2 = 0.80

0

2

4

6

8

10

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70


Eği

lme

Daya

nımı (

MP

a)

Şekil 4.23. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi

y = 2.0689x + 2.304R2 = 0.71

0

1

2

3

4

5

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70


Su

Emm

e O

ranı

(%)

Şekil 4.24. Su emme oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi


136

y = 4.5733x + 5.8406R2 = 0.69

0

2

4

6

8

10

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70


Boşl

uk O

ranı

(%)

Şekil 4.25. Boşluk oranı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi

4.1.12. Karbonatlaşma Deney Sonuçları

Karbonatlaşma, CO2 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.


137

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


138

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 Kül (%)

Basınç Dayanımı

(MPa)

Dalga Hızı

(km/sn)

Eğilme Dayanımı

(MPa)

Dalga Hızı

(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


139

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.

Çizelge 4.21. Donma çözülme kayıpları

Çevrimsiz 50 Çevrimli Kayıplar Uçucu Kül (%)

Ağırlık (gr)

Dayanım (MPa)

Ağırlık (gr)

Dayanım (MPa)

Ağırlık (%)

Dayanım (%)

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

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).


140

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.


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 Birim Ağırlık (kg/m3) Uçucu

Kül (%)

PolipropilenLif (%) Taze Sertleşmiş 0.00 2540 2514 0.05 2533 2511 0.10 2524 2503 %0

0.20 2513 2501 0.00 2519 2488 0.05 2507 2486 0.10 2501 2486 %15

0.20 2492 2484 0.00 2492 2479 0.05 2489 2473 0.10 2486 2467 %30

0.20 2480 2463


141

%0, %15 ve %30 uçucu kül içeren polipropilen lifli betonların taze beton

birim ağırlıkları sırasıyla 2513-2540 kg/m3, 2492-2519 kg/m3 ve 2480-2492 kg/m3

arasında olduğu görülmüştür. %0, %15 ve %30 uçucu kül katkılı polipropilen lifli

betonların sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise sırasıyla 2501-2514 kg/m3, 2484-

2488 kg/m3 ve 2463-2479 kg/m3 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/m3) çimento özgül

ağırlığından (3160 kg/m3) daha az olması ve polipropilen lifin yoğunluğunun 0.91

g/cm3 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.

2400

2450

2500

2550

2600

0.00 0.25 0.50 1.00

Polipropilen Lif Oranı (%)

Biri

m Ağı

rlık

(kg/

m3)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.26. Taze beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi


142

2400

2450

2500

2550

2600

0.00 0.25 0.50 1.00


Biri

m Ağı

rlık

(kg/

m3)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.27. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi


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.


143


İşlenebilirlik Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%)

Vebe (sn)

Slump (cm)

0.00 6.0 17 0.05 7.0 17 0.10 8.0 16 0

0.20 10.0 14 0.00 3.1 18 0.05 5.6 18 0.10 6.5 16 15

0.20 7.8 15 0.00 2.5 19 0.05 4.9 19 0.10 5.6 16 30

0.20 6.7 15

0

2

4

6

8

10

12

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25


Vebe

Sür

esi (

sn)

%0 Uçucu Kül %15 Uçucu Kül %30 Uçucu Kül

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).


144

12

13

14

15

16

17

18

19

20

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25


Slum

p (c

m)

%0 Uçucu Kül

%15 Uçucu Kül

%30 Uçucu Kül

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).


145

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.

y = 23.536x-0.1994

R2 = 0.64

10

12

14

16

18

20

22

0 2 4 6 8 10 12

Vebe Süresi (sn)

Slum

p (c

m)



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


146

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 Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu

Kül (%)

PolipropilenLif (%) 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

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 15

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 30

0.20 44.1 59.4 73.4 92.0


Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)


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

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 15

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 30

0.20 47.3 60.7 74.9 86.3


147

%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.

0

20

40

60

80

100

120

Basın

ç D

ayanımı (

MPa

)

7 28 90 365

Zaman (gün)

%30 UK

%15 UK

%0 UK0.05

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

0

Şekil 4.31. 100 mm’lik küp betonların basınç dayanımı-zaman ilişkisi

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Bası

nç D

ayanımı (

MP

a)

%0 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.32. 150 mm’lik küp normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi


148

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.

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Bası

nç D

ayanımı (

MPa

)

%0 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.33. 150 mm’lik küp %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Bası

nç D

ayanımı (

MPa

) %0 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.34. 150 mm’lik küp %30 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi


149

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.


100×100×100 mm Küp (%) 150×150×150 mm Küp (%) Uçucu Kül (%)

Polipropilen 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

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 15

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 30

0.20 64 76 84 89 73 79 87 84


150

Çizelge 4.27. Basınç dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları

100×100×100 mm Küp (%) 150×150×150 mm Küp (%) Uçucu Kül (%)

Polipropilen 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

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 15

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 30

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.

y = 0.98xR2 = 0.95

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120

100 mm'lik Küp Dayanımı (MPa)

150

mm

'lik

Küp

Daya

nımı (

MP

a)

Şekil 4.35. 150 mm’lik küp ile 100 mm’lik küp dayanımları arasındaki ilişki


151

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.

y = 0.7785xR2 = 0.81

y = 0.7772xR2 = 0.89

0

20

40

60

80

50 60 70 80 90


Silin

dir

Bası

nç D

ayanımı (

MP

a)

100 150

Şekil 4.36. Silindir basınç-küp basınç dayanımları arasındaki ilişki


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


152

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.


Basınç Dayanımı Elastisite Modülü Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%) (MPa) (GPa)

0.00 63.4 37.9 0.05 64.9 39.0 0.10 62.2 37.2 0

0.20 61.5 36.7 0.00 52.9 37.5 0.05 52.0 39.4 0.10 53.6 37.3 15

0.20 49.5 37.2 0.00 45.3 36.8 0.05 43.0 37.1 0.10 42.4 34.2 30

0.20 44.3 35.3

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MP

a)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.37. Polipropilen lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi


153

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).

0

10

20

30

40

50

60

70

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MPa

)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.38. %15 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi

0

10

20

30

40

50

60

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MPa

)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.39. %30 küllü ve lifli betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi


154


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.


Eğilme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)


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

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 15

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 30

0.20 4.78 5.70 5.79 5.96


155

0123456789

10

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eği

lme

Day

anımı (

MPa

) 0% 0.05% 0.10% 0.20%

Şekil 4.40. Polipropilen lifli normal betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi

0123456789

10

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eğilm

e D

ayanımı (

MPa

) 0% 0.05% 0.10% 0.20%

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


156

neden olmuştur. Ayrıca polipropilen liflerin uçucu kül ile birlikte betonda

kullanılması betonun eğilme dayanımlarını uzun zamanda olumsuz etkilemiştir.

0123456789

10

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eğilm

e D

ayanımı (

MPa

) 0% 0.05% 0.10% 0.20%

Şekil 4.42. Polipropilen lifli %30 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi


Eğilme Dayanım Oranı (MPa) Uçucu Kül (%)


0.00 100 100 100 100 0.05 105 101 99 97 0.10 100 97 98 98 0

0.20 94 96 95 94 0.00 83 86 96 96 0.05 81 87 88 89 0.10 83 86 85 85 15

0.20 74 82 86 84 0.00 64 75 78 84 0.05 67 75 77 77 0.10 66 74 70 73 30

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


157

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



0.00 100 100 100 100 0.05 105 101 99 97 0.10 100 97 98 98 0

0.20 94 96 95 94 0.00 100 100 100 100 0.05 98 101 92 93 0.10 101 100 89 88 15

0.20 89 96 90 87 0.00 100 100 100 100 0.05 105 100 98 91 0.10 103 99 90 87 30

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.

y = 0.7557x0.5092

R2 = 0.52y=0.089x

y = 0.9084x0.4651

R2 = 0.54y=0.087x

0

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80 100 120


Eği

lme

Day

anımı (

MPa

)

100 mm 150 mm

Şekil 4.43. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki


158

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

Eğilme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%) 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

0.20 7.31 7.53 0.00 6.89 6.71 0.05 6.75 6.77 0.10 6.52 6.69 15

0.20 6.39 6.43 0.00 5.82 5.89 0.05 5.99 5.88 0.10 5.63 5.81 30

0.20 5.55 5.70

y = 0.9854xR2 = 0.97

4

5

6

7

8

9

4 5 6 7 8 9

100*100*500 mm

40*4

0*16

0 m

m



159

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.


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.


Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%)

Silindir 150×300 mm

Küp 150×150×150 mm

0.00 4.42 4.11 0.05 4.71 4.49 0.10 4.47 4.30 0

0.20 4.23 3.94 0.00 4.27 4.00 0.05 4.32 3.82 0.10 4.36 3.91 15

0.20 4.04 3.83 0.00 4.25 4.16 0.05 4.36 3.93 0.10 4.18 3.94 30

0.20 3.85 3.80


160

3.00

3.25

3.50

3.75

4.00

4.25

4.50

4.75

5.00

0.00 0.05 0.10 0.20


Yar

ma

Daya

nımı (

MP

a)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.45. Silindir yarma dayanımlarına polipropilen lif ve uçucu kül etkisi

3.00

3.25

3.50

3.75

4.00

4.25

4.50

4.75

0.00 0.05 0.10 0.20


Yarm

a Da

yanı

mı (

MPa

)

%0 UK %15 UK %30 UK

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.


161

y = 0.94xR2 = 0.59

3.00

3.50

4.00

4.50

5.00

3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 4.75 5.00

Silindir Yarma Dayanımı (MPa)

Küp

Yar

ma

Daya

nımı (

MP

a)

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


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.


162

y = 0.080x y = 0.059x

0

1

2

3

4

5

6

30 40 50 60 70 80 90


Yarm

a Da

yanı

mı (

MP

a)

Silindir Küp

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.

y = 0.63x y = 0.59x

0

1

2

3

4

5

6

3 4 5 6 7 8 9


Yarm

a Da

yanı

mı (

MP

a)

Silindir Küp

Şekil 4.49. Küp ve silindir numunelerin yarma ile eğilme dayanım ilişkileri


163


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 cm2’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.


Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%)

Aşınma Kaybı

(cm3/50 cm2)

Kontrol Oranı (%)

0.00 5.09 100 0.05 5.07 100 0.10 5.14 101

0

0.20 5.19 102 0.00 5.85 100 0.05 5.81 99 0.10 5.89 101

15

0.20 6.06 104 0.00 6.58 100 0.05 6.40 97 0.10 6.40 97

30

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.


164

4.0

4.5

5.0

5.5

6.0

6.5

7.0

7.5

8.0

0.00 0.05 0.10 0.20


Aşı

nma

Kay

bı (c

m3/

50 c

m2) %0 UK %15 UK %30 UK

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.


165

Çizelge 4.35. Çarpma yolu ile aşınma kayıpları Ağırlıkça Aşınma Kaybı

100 Devir 500 Devir Kontrol Uçucu

Kül (%)

PolipropilenLif (%) (%) (%) (%) 0.00 1.8 8.1 100 0.05 1.9 8.7 107 0.10 2.0 8.1 100

0

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

15

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

30

0.20 2.0 10.2 96

0

2

4

6

8

10

12

Aşı

nma

Kaybı (

%)

0 15 30

Uçucu Kül (%)

%0 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.51. Çarpma yolu ile aşınma kaybı grafiği



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 R2 değerleri biraz daha fazla olmuştur. Aşınma-eğilme

dayanımları arasındaki ilişkilerin aşınma-basınç dayanımları arasındaki ilşkilerden


166

daha kuvvetli olduğu görülmüştür. Dayanımları yüksek olan polipropilen lifle

güçlendirilmiş kontrol ve uçucu kül katkılı betonların aşınma kayıplarının da daha az


y = 5266.3x-1.4517

R2 = 0.80

y = 1846.7x-1.3223

R2 = 0.91

0

2

4

6

8

10

12

65 75 85 95


Aşın

ma

Kay

bı

Böhme Los Angeles


y = 55.705x-0.9336

R2 = 0.83

y = 30.361x-0.8691

R2 = 0.98

0

2

4

6

8

10

12

0 2 4 6 8 10


Aşı

nma

Kaybı

Böhme Los Angeles

Şekil 4.53. Aşınma kaybı–eğilme dayanımı ilişkisi


167


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).


168

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


169

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (gün)

Röt

re (%

)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

Şekil 4.54. Polipropilen lifli normal betonların rötre-zaman ilişkisi

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (gün)

Röt

re (%

)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

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.


170

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

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (Gün)

Röt

re (%

)

%0.00 %0.05 %0.10 %0.20

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).


171


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.


Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%)

Boşluk Oranı (%)

Su EmmeOranı (%)

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

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 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 30

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


172

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.

6.0

6.5

7.0

7.5

8.0

8.5

9.0

9.5

0.00 0.05 0.10 0.20


Boş

luk

Ora

nı (%

)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.57. Boşluk oranı–polipropilen lif oranı ilişkisi

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

0.00 0.05 0.10 0.20


Su E

mm

e O

ranı

(%)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.58. Su emme oranı–polipropilen lif oranı ilişkisi


173

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.

y = 2.43xR2 = 0.99

0

2

4

6

8

10

2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00

Su Emme Oranı (%)

Boşl

uk O

ranı

(%)

Şekil 4.59. Boşluk oranı–su emme oranı arasındaki ilişki

y = -0.0624x + 12.732R2 = 0.48

y = -0.0705x + 13.28R2 = 0.55

y = -0.086x + 15.18R2 = 0.60

4

6

8

10

40 50 60 70 80 90 100


Boşl

uk O

ranı

(%)

100 mm 150 mm 71 mm

Şekil 4.60. Boşluk oranı–basınç dayanımları arasındaki ilişki


174

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).


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.


Uçucu Kül (%)

PolipropilenLif (%)

Eğilme Dayanımı

(MPa)


(×10-3 cm/sn1/2) 0.00 7.66 0.21 0.05 7.56 0.22 0.10 7.54 0.27 0

0.20 7.31 0.29 0.00 6.89 0.42 0.05 6.75 0.35 0.10 6.52 0.40 15

0.20 6.39 0.47 0.00 5.82 0.51 0.05 5.99 0.53 0.10 5.63 0.52 30

0.20 5.55 0.56


175

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.

y = -5.9663x + 8.9958R2 = 0.94

0

2

4

6

8

10

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60


Eğilm

e Da

yanı

mı (

MP

a)

Şekil 4.61. Eğilme dayanımı-kapiler su emme katsayısı ilişkisi


176

y = 1.7978x + 2.77R2 = 0.55

0

1

2

3

4

5

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60


Su

Emm

e O

ranı

(%)


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.

y = 3.8069x + 6.9581R2 = 0.51

0

2

4

6

8

10

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60


Boş

luk

Ora

nı (%

)



177


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.



PolipropilenLif (%)

Dayanım (MPa)

Hız (km/sn)

Dayanım (MPa)

Hız (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

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 15

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 30

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.


178


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.



PP Lif (%)

Ağırlık (gr)

Dayanım(MPa)

Ağırlık (gr)

Dayanım(MPa)

Ağırlık (%)

Dayanım(%)

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

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 15

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 30

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.


179

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.


180

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.


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 Birim Ağırlık (kg/m3) Uçucu Kül

(%) Çelik Lif

(%) Taze Sertleşmiş 0.00 2540 2514 0.25 2545 2532 0.50 2557 2552 1.00 2572 2565

0

1.50 2627 2592 0.00 2519 2488 0.25 2524 2518 0.50 2536 2534 1.00 2563 2560

15

1.50 2619 2573 0.00 2492 2479 0.25 2507 2499 0.50 2516 2507 1.00 2556 2530

30

1.50 2582 2566


181

%0, %15 ve %30 uçucu kül içeren çelik lifle güçlendirilmiş betonların taze

beton birim ağırlıkları sırasıyla 2540-2627 kg/m3, 2519-2619 kg/m3 ve 2492-2582

kg/m3 arasında olduğu görülmüştür. %0, %15 ve %30 uçucu kül içeren çelik lifli

betonların sertleşmiş beton birim ağırlıkları ise yine sırasıyla 2514-2592 kg/m3,

2488-2573 kg/m3 ve 2479-2566 kg/m3 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.

2450

2500

2550

2600

2650

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50

Çelik Lif Oranı (%)

Biri

m Ağı

rlık

(kg/

m3)


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/m3) çimentonun özgül ağırlığından (3160 kg/m3) daha az olması beton

birim ağırlıklarının düşüşüne neden olmuş, çelik lif ise yoğunluğunun 7.85 g/cm3

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.


182

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.

2450

2500

2550

2600

2650

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Biri

m Ağı

rlık

(kg/

m3)


Şekil 4.65. Sertleşmiş beton birim ağırlığının lif ve kül oranlarına göre değişimi


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


183

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).


İşlenebilirlik Uçucu Kül(%)

Çelik Lif (%) Vebe (sn) Slump (cm) 0.00 6.0 17 0.25 7.5 17 0.50 9.0 16 1.00 15.0 14

0

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

15

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

30

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.


184

0

5

10

15

20

25

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75


Vebe

Sür

esi (

sn)


Şekil 4.66. Çelik lif ve uçucu külün vebe süresine etkisi

12

1314

1516

17

1819

20

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75


Slum

p (c

m)


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


185

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.

y = 23.897x-0.2057

R2 = 0.85

10

12

14

16

18

20

22

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Vebe Süresi (sn)

Slum

p (c

m)


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


186

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).


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 Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu Kül

(%) Çelik Lif

(%) 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

0

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

15

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

30

1.50 48.7 62.3 75.2 97.2


187


Basınç Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)

Çelik Lif (%) 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

0

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

15

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

30

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.


188

0

20

40

60

80

100

120B

asın

ç D

ayanımı (

MPa

)

Zaman (gün)

%30 UK

%15 UK

%0 UK

0 0.25

0.50

1.00

1.50

0 0.25

0.50

1.00

1.50

0 0.25

0.50

1.00

1.50

0 0.25

0.50

1.00

1.50

7 28 90 365

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.

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Basın

ç D

ayanımı (

MPa

) %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

Şekil 4.70. 150 mm’lik küp lifli normal beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi


189

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Basın

ç D

ayanımı (

MPa

)%0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

Şekil 4.71. 150 mm’lik küp lifli %15 küllü beton basınç dayanımı-zaman ilişkisi

0

20

40

60

80

100

120

7 28 90 365

Zaman (gün)

Bası

nç D

ayanımı (

MP

a)

%0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

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.


190


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 0.25 102 104 101 103 110 103 103 100 0.50 98 101 98 102 102 101 98 98 1.00 102 100 101 100 98 104 102 94

0

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

15

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

30

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 0.25 102 104 101 103 110 103 103 100 0.50 98 101 98 102 102 101 98 98 1.00 102 100 101 100 98 104 102 94

0

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

15

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

30

1.50 102 101 99 103 105 95 101 100


191

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/m3 dozajla kullanımında basınç dayanımları

arttırırken, 40 kg/m3 dozajla kullanımında basınç dayanımlarında düşüş

görüldüğünü ve bunu da çimento, agrega ve lif pastası arasında karmaşık matrislerin

oluşumuna bağlamıştır.


192

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.

y = 0.98xR2 = 0.95

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120

100 mm'lik Küp Dayanımı (MPa)

150

mm

'lik

Küp

Day

anımı (

MPa

)

Şekil 4.73. 150 mm ile 100 mm’lik küp basınç dayanımları arasındaki ilişki

y = 0.7847xR2 = 0.87

y = 0.7822xR2 = 0.82

0

20

40

60

80

50 60 70 80 90


Sili

ndir

Basın

ç D

ayanımı (

MPa

)

100 150

Şekil 4.74. Silindir ile küp basınç dayanımları arasındaki ilişki


193

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.


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.


Uçucu Kül (%)

Çelik Lif (%)

Basınç Dayanımı(MPa)

Elastisite Modülü (GPa)

0.00 63.4 37.9 0.25 64.9 39.3 0.50 65.2 41.6 1.00 65.3 38.0

0

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

15

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

30

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


194

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.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MPa

)

%0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

Şekil 4.75. Çelik lifli normal betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi

0

10

20

30

40

50

60

70

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MPa

)

%0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

Şekil 4.76. Çelik lifli %15 küllü betonların gerilme-birim deformasyon eğrisi


195

0

10

20

30

40

50

60

0.0000 0.0010 0.0020 0.0030 0.0040 0.0050

Birim Deformasyon

Ger

ime

(MP

a)

%0.00 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

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,


196

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.


197


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).


Eğilme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül

(%) Çelik Lif

(%) 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

0

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

15

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

30

1.50 6.35 8.69 9.48 11.58


198

0

2

4

6

8

10

12

14

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eğilm

e Da

yanı

mı (

MP

a)

0% %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

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.

0

2

4

6

8

10

12

14

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eği

lme

Day

anımı (

MPa

) %0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

Şekil 4.79. Çelik lifli %15 küllü betonların eğilme dayanımı-zaman ilişkisi


199

0

2

4

6

8

10

12

14

7 28 90 365

Zaman (gün)

Eğilm

e Da

yanı

mı (

MP

a)%0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

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.


200



Çelik Lif(%) 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

0

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

15

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

30

1.50 83 111 118 140

Çizelge 4.52. Eğilme dayanımlarının kendi kontrol beton dayanımlarına oranları


Çelik Lif (%) 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

0

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

15

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

30

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


201

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.


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.


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.

y = 0.8269x0.5111

R2 = 0.39y=0.096x

y = 0.6711x0.5605

R2 = 0.37y=0.098x

0

2

4

6

8

10

12

14

0 20 40 60 80 100 120


Eği

lme

Day

anımı (

MPa

)

100 mm 150 mm

Şekil 4.81. Eğilme dayanımı ile basınç dayanımı arasındaki ilişki


202

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 Eğilme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül

(%) Çelik Lif

(%) 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

0

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

15

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

30

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.


203

y = 1.1201xR2 = 0.89

0

2

4

6

8

10

12

14

4 5 6 7 8 9 10 11

100*100*500 mm

40*4

0*16

0 m

m


4.3.6. Enerji Yutma Kapasitesi (Tokluk) Deney Sonuçları

Amerikan Standardı ASTM C 1018’de tokluk, belirli sehime kadar yük-

sehim 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, Fe) olarak değerlendirilir. Eşdeğer çekme dayanımı betonun çatlama

sırasındaki gerilmesidir. Lifli beton tokluğunun açıklamada; eşdeğer çekme

dayanımı olarak adlandırılan kavram, maksimum çekme dayanımı (Fu) 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. I5, I10 ve I20’e ait 5, 10 ve


204

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, I10/I5 için 2 değeri bu indekslere eşlik

eden eğilmeler arasında mükemmel plastik malzeme hareketini, yani yükte herhangi

bir değişiklik olmaksızın deformasyondaki artışı gösterir. I30/I10 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 Kriteri

Düz Beton

Elastik-Plastik Malzeme

Lifli Beton İçin Aralık

I5 3.0 1.0 5.0 1-6 I10 5.5 1.0 10.0 1-12 I20 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.


205

Çizelge 4.55. Tokluk değerleri

Tokluk İndeksleri Kül (%)

Lif (%)

Pmax (kN)

Fu (Ru) (MPa)

Tokluk (Tb)(kN.mm)

Eşd. Day (Fe)(MPa) I5 I10 I20

R 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

0

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

15

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

30

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 I5, I10, ve I20 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 I5, I10 ve I20 için elastik şekil değiştirme indekslerinin değerlendirme


206

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 I5, I10 ve I30 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.

0

5

10

15

20

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Tokl

uk İn

deks

i

I5 I10 I20

Şekil 4.83. Normal betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri


207

0

5

10

15

20To

kluk

İnde

ksi

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50

I5I10

I20


Şekil 4.84. %15 uçucu küllü betonlarda lif oranı ile değişen tokluk indeksleri

0

5

10

15

20

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Tokl

uk İn

deks

i

I5 I10 I20

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. R10.20 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


208

deneyinden elde edilen yük-sehim eğrisinde ilk çatlak oluştuktan sonra malzemenin

yük sehim eğrisi tam plastik davranış gösterirse R10.20 =100, yumuşama eğilimi

gösterirse R10.20 <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 R10.20 %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 R10.20 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.


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.


209


Yarmada Çekme Dayanımı (MPa) Uçucu Kül (%)

Çelik Lif (%) 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

0

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

15

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

30

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


210

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.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Yarm

a Da

yanı

mı (

MP

a)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.86. Silindir yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi

0

1

2

3

4

5

6

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Yarm

a Da

yanı

mı (

MP

a)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.87. Küp yarma dayanımlarına çelik lif ve uçucu kül etkisi


211

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


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.

y = 0.091x y = 0.053x

0

1

2

3

4

5

6

7

8

30 40 50 60 70 80 90


Yarm

a Da

yanı

mı (

MP

a)

Silindir Küp

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.


212

y = 0.69x y = 0.49x

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 2 4 6 8 10 12


Yar

ma

Day

anımı (

MPa

)

Silindir Küp

Şekil 4.89. Küp ve silindir numunelerin eğilme ile yarma dayanım ilişkileri


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 cm2’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.


213


Uçucu Kül(%)

Çelik Lif (%)

Aşınma Kaybı(cm3/50 cm2)

Kontrol (%)

0.00 5.09 100 0.25 4.75 93 0.50 4.71 93 1.00 3.81 75

0

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

15

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

30

1.50 4.78 73

0

1

2

34

5

6

7

8

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Aşın

ma

Kay

bı (c

m3/

50 c

m2)

%0 UK %15 UK %30 UK

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,


214

%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

Ağırlıkça Aşınma Kaybı Uçucu Kül

(%) Çelik Lif

(%) 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

0

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

15

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

30

1.50 1.6 8.5 80


215

0

2

4

6

8

10

12

Aşın

ma

Kay

bı (%

)

0 15 30

Uçucu Kül (%)

%0 %0.25 %0.50 %1.00 %1.50

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.



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.


216

y = 299.89x-0.8189

R2 = 0.56

y = 114.75x-0.7285

R2 = 0.22

0

2

4

6

8

10

12

50 60 70 80 90 100


Aşı

nma

Kaybı

Böhme Los Angeles


y = 27.425x-0.5932

R2 = 0.67

y = 25.378x-0.8377

R2 = 0.670

2

4

6

8

10

12

3 6 9 12


Aşı

nma

Kaybı

Böhme Los Angeles

Şekil 4.93. Aşınma kaybı-eğilme dayanımı ilişkisi


217


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


218

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


219

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).


220

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (Gün)

Röt

re (%

)

%0.00%0.25%0.50%1.00%1.50

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.

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (Gün)

Röt

re (%

)

%0.00%0.25%0.50%1.00%1.50

Şekil 4.95. Çelik lifli %15 uçucu küllü betonların rötre-zaman ilişkisi


221

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 30 60 90 120 150 180 210

Zaman (Gün)

Rötr

e (%

)

%0.00%0.25%0.50%1.00%1.50

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.


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.


222

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.


Uçucu Kül(%)

Çelik Lif (%)

Boşluk (%)

Su Emme (%)

0.00 7.09 2.86 0.25 7.25 2.91 0.50 7.26 2.91 1.00 7.74 3.08

0

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

15

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

30

1.50 10.54 4.28

6

7

8

9

10

11

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Boş

luk

Ora

nı (%

)

%0 UK %15 UK %30 UK

Şekil 4.97. Boşluk oranı–çelik lif oranı ilişkisi


223

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

0.00 0.25 0.50 1.00 1.50


Su

Emm

e O

ranı

(%)

%0 UK %15 UK %30 UK

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.

y = 2.47xR2 = 0.99

0

2

4

6

8

10

12

2.50 3.00 3.50 4.00 4.50

Su Emme Oranı (%)

Boş

luk

Ora

nı (%

)

Şekil 4.99. Boşluk oranı–su emme oranı arasındaki ilişki


224

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.

y = -0.1187x + 17.204R2 = 0.49

y = -0.118x + 17.125R2 = 0.53

y = -0.1109x + 17.559R2 = 0.59

0

2

4

6

8

10

12

40 50 60 70 80 90 100


Boşl

uk O

ranı

(%)

100 mm 150 mm 71 mm

Şekil 4.100. Boşluk oranı–basınç dayanımları arasındaki ilişki


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.


225


Uçucu Kül (%)

Çelik Lif (%)

Eğilme Dayanımı

(MPa)


(×10-3 cm/sn1/2) 0.00 7.66 0.21 0.25 7.83 0.24 0.50 8.70 0.37 1.00 9.54 0.41

0

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

15

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

30

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.


226

y = 2.5735x + 2.3199R2 = 0.69

0

1

2

3

4

5

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80


Su E

mm

e O

ranı

(%)


y = 6.2546x + 5.785R2 = 0.71

0

2

4

6

8

10

12

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80


Boşl

uk O

ranı

(%)



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.


227



Çelik Lif (%)

Dayanım (MPa)

Hız (km/sn)

Dayanım (MPa)

Hız (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

0

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

15

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

30

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


228

dağılım göstermesine bağlamıştır. Yıldırım (1994) ise çelik lif kullanımının

betonların ultrases hızlarını değiştirmediğini belirtmiştir.


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.



Çelik Lif (%)

Ağırlık (gr)

Dayanım(MPa)

Ağırlık (gr)

Dayanım(MPa)

Ağırlık (%)

Dayanım(%)

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

0

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

15

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

30

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


229

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).

5. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Okan KARAHAN

230

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.


231

• Sertleşmiş beton birim ağırlıklarının, taze beton birim ağırlıklarından daha az


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.


232

• 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


233

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


234

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


• 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.


235

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 I5, I10, ve I20 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 I5, I10 ve I20 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 R10.20, 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


236

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.


237

• 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


• 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


• Sugözü uçucu külünün kuruma rötresini azalttığı görülmüştür. Mevcut uçucu

külün rötre istenmeyen yapılarda kullanılması uygun olacağı düşünülmektedir.


238

• 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


• 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


239

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.


240

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.


241

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.

242

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.

243

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.

244

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.

245

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.

246

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

247

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.

248

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.

249

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.

250

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.

251

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


252

TS 3526, 1980. Beton Agregalarında Özgül Ağırlık ve Su Emme Oranı Tayini. Türk


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


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


TS 639, 1998. Uçucu Küller. Türk Standardları Enstitüsü, Ankara.

TS 699, 2000. Tabii Yapı Taşları-Muayene ve Deney Metotları. Türk Standardları


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


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


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


253

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


TS EN 1097-2, 2000. Agregaların Mekanik ve Fiziksel Özellikleri İçin Deneyler

Bölüm 2: Parçalanma Direncinin Tayini İçin Metotlar. Türk Standardları


TS EN 1097-6, 2002. Agregaların Mekanik ve Fiziksel Özellikleri İçin Deneyler -

Bölüm 6: Tane Yoğunluğu ve Su Emme Oranının Tayini. Türk Standardları


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


TS EN 12390-1, 2002. Beton-Sertleşmiş Beton Deneyleri-Bölüm 1:Deney Numunesi

ve Kalıplarının Şekil, Boyut ve Diğer Özellikleri. Türk Standardları


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.

254


Numunelerinin Eğilme Dayanımının Tayini. Türk Standardları Enstitüsü,

Ankara.


Numunelerinin Yarmada Çekme Dayanımının Tayini. Türk Standardları


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.

255

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

256

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.

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ …sertleşmiş betonun birtakım özelliklerini iyi...

Documents

Transcript of ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ …sertleşmiş betonun birtakım özelliklerini iyi...