199

Yüksek Performanslı Çimento Esaslı Kompozitlerin Tasarımı, Mekanik Davranışı ve Uygulama Alanları

Giray Arslan, Kadir Serdar Taflan, Sevtap Haberveren İSTON, İstanbul Beton Elemanları ve Hazır Beton Fabrikaları Sanayi ve Ticaret A.Ş.

Tel: (212) 537 82 00 E-Posta: iston@iston.com.tr

Mehmet Ali Taşdemir

İstanbul Teknik Üniversitesi, İnşaat Fakültesi, 34469 İstanbul Tel: (212) 285 38 55

E-Posta: tasdemirm@itu.edu.tr

Öz Bu çalışmada, Yüksek Dayanımlı/Yüksek Performanslı Betonların iç yapılarına yönelik bir değerlendirme verilmekte, çelik tel donatılı betonların sınıflandırılması yapılarak mekanik davranışları incelenmektedir. Geliştirilen karma lif içeren Yüksek Performanslı Lif Donatılı Çimento Esaslı Kompozitler (YPLDÇK)’ler ile yapılan ve kent alt yapısında kullanılan yağmur suyu ızgarası ve rögar kapağı gibi prefabrike elemanlara ait deney sonuçları verilmekte ve uygulamadaki örnekleri açıklanmaktadır. 90oC’lik buhar kürüne kıyasla 200oC’lik yüksek sıcaklıkta kürün basınç dayanımında %50’lik bir artış sağladığı sonucuna varılmaktadır. Ayrıca, dökme demire göre daha ekonomik olan ve yüksek dayanıma erişebilen YPLDÇK ile üretilen yağmur suyu ızgarası ve rögar kapaklarının yapılabileceği gösterilmektedir. Anahtar sözcükler: Yüksek Dayanımlı Beton, Silis Dumanı, Yüksek Performanslı Beton, Çelik Tel, Elastisite Modülü, Basınç Dayanımı, Kırılma enerjisi, Yağmur Suyu Izgarası, Rögar kapağı.

Giriş Yüksek dayanımla birlikte üstün dürabiliteye sahip olan Yüksek Performanslı Betonların (YPB) gerçekleşmesinde iki önemli itici gücün olduğu bilinmektedir. Bunlardan biri yeni kuşak süper akışkanlaştırıcıların diğeri ise ultra incelikteki mineral katkıların kullanımıdır. Bu iki gelişme sayesinde boşluklar azaltılmakta özellikle betonda en zayıf halka olarak bilinen çimento hamuru-agrega arayüzeyleri iyileştirilmektedir. YPB’ler normal betona kıyasla daha gevrek davranış sergilediklerinden tokluğu arttırmak için bunlara çelik teller eklenmektedir. Son yirmi yılda geliştirilen Yüksek Performanslı Lif Donatılı Çimento Esaslı Kompozitler (YPLDÇK) yapıların onarım ve güçlendirilmesine yönelik laboratuvar deneylerinde başarı sağlamakta ve özellikle depreme yönelik uygulama potansiyelinin değerlendirilmesi beklenmektedir. Ayrıca, bazı özel prefabrike elemanların üretilmesinde, zararlı endüstriyel atıkların depolanmasında ve koruyucu stratejik

200

yapılarda da kullanılabileceği beklenmektedir. Sunulan bu çalışmada, yüksek dayanımlı/yüksek performanslı betonların iç yapıları açıklanmakta, çimento esaslı kompozitlerin sınıflandırılması yapılmakta, mekanik davranışları verilmekte, yağmur suyu ızgarası ile rögar kapağı uygulamaları gösterilmekte ve yapılan deney sonuçları tartışılmaktadır.

Yüksek Dayanımlı - Yüksek Performanslı Betonlar (YDB-YPB)

Tanımlar Yüksek Performanslı Beton (YPB) dürabilite koşulunu da sağlayan yüksek dayanımlı betondur (Shah ve Ahmad, 1994). ABD’deki Stratejik Otoyol Araştırma Programına göre Yüksek Performanslı Beton, aşağıdaki gibi tanımlanmıştır (SHRP-C/FR-91-103, 1991): i) YBP aşağıdaki özeliklerden birine sahip olmalıdır:

• 4 saatlik basınç dayanımı ≥ 17,5 MPa ise çok erken dayanımlı beton, • 24 saatlik basınç dayanımı ≥ 35 MPa ise çok yüksek erken dayanımlı beton,

• 28 günlük basınç dayanımı ≥ 70 MPa ise çok yüksek dayanımlı beton,

ii) YBP’ nin dürabilite çarpanı ≥ %80’den büyük olmalıdır (donma-çözülmenin 300 tekrarından sonra),

iii) YBP’ nin su/bağlayıcı oranı ≤ 0,35’den küçük olmalıdır. Boşlukların azaltılarak yoğun iç yapının elde edilmesi Yüksek inceliğe sahip silis dumanı (SD) içeren çimento hamurunda SD çok etkilidir ve sıkı bir diziliş sağlar (FIP,1988; Hjorth,1983). Hjorth (1983) tarafından belirtildiği gibi, Portland çimentosunun çok ince SD ile yer değiştirilmesi sonucu yüksek dayanımlı betonlarda mükemmel bir diziliş elde edilir. Bu olay şematik olarak Şekil 1’de gösterilmektedir. Silis dumanı içeren betonlar üzerine ilk deneyler 1950’li yılların başlarında Norveç Teknoloji Enstitüsü’nde yapılmıştır. Bir ilk uygulama olarak, silis dumanının betonda kullanımı 1971’de yine Norveç’te gerçekleştirildi. Daha sonra, betonda silis dumanının pratik kullanımında ve araştırmalarda giderek artış görüldü (FIP,1988). Az miktarda silis dumanının yeni tip süperakışkanlaştırıcı katkılarla birlikte kullanımı, betonda işlenebilirlikle beraber basınç dayanımlarının da ciddi olarak artmasına neden oldu. Son 15 yıl boyunca, yüksek dayanımlı beton üzerine çok sayıda araştırma yapıldı. Bu araştırmalara göre, şartnamelerin kapsamının genişlemesine ve basınç dayanım sınıfları C100’ü aşan betonarme yapıların tasarımına izin verilmektedir (Walraven,1999).

201

Şekil 1. Çimento hamurunda silis dumanının doldurma etkisi (Hjorth,1983). Lif içermeyen yüksek dayanımlı ve çok yüksek dayanımlı betonlar yarı-gevrek veya gevrek malzemelerdir (De Larrard ve diğ.,1987; Taşdemir ve diğ., 1999) Bu malzemeler, düşük çekme, elastisite modülüne ve kırılma enerjisine sahiptirler. Elastisite modülü ve kırılma enerjisi, dayanım arttıkça dayanımın artış hızından daha düşük oranda olmak üzere artar. Buradan, dayanımların çimento hamurunun yapısına duyarlı olduğu, fakat elastisite modülünün mikroyapıya duyarlı olmadığı sonucuna varılabilir (Oktar ve diğ., 1996a ve 1996b). Silis dumanı (SD) içeren betonların özeliklerini gözönüne alarak SD’nın iki şekilde kullanıldığını hesaba katmak gerekir: a) dürabilitenin yükseltilmesi ve hidratasyon hızının azaltılması gibi nedenlerde çimento miktarında bir miktar azaltma yaparak, çimento ile yerdeğiştiren bir malzeme olarak kullanılması, b) hem taze ve hem de sertleşmiş halde beton özeliklerini geliştirmek için bir mineral katkı olarak kullanılmasıdır (FIP,1988). Silis dumanı yüksek performanslı beton ve harçların önemli bir bileşeni olup işlenebilmeyi arttırır, kalsiyum hidroksitle reaksiyona girerek çimento hamuru ile agrega taneleri arasındaki aderansı arttırır, sonuçta betonun dayanımı ve dürabilitesi artar. Ancak, SD’nın betonda kullanılmasındaki problem fiyatıdır; fiyatı, çimento fiyatının yaklaşık beş katıdır ve her yerde bulunması güçtür. Diğer taraftan, bazı stratejik yapılarda kullanılacak yüksek performanslı beton ve harçların uzun süreli performanslarında oluşan gelişme de hesaba katılmalıdır (Taşdemir ve diğ., 2004). Mikroyapısal İncelemeler Silis dumanı içermeyen betonların agrega-çimento hamuru temas yüzeylerinde bol miktarda Ca(OH)2=CH kristalleri mevcuttur. CH kristalleri sadece kütlesel olmayıp, yer yer 20 mikron boyutunda, çoğunlukla sıralanmış ve yönlenmiş durumdadırlar. Bu herhangi bir mineral katkı içermeyen betonlar için karakteristik bir durumdur. CH’e başka Şekil 2a’da görüldüğü üzere temas yüzeyi bölgesinde bazı tabakalı monosülfat AFm (3CaO.Al2O3.CaSO4.12H2O) kristalleri de saptandı. Şekil 2b’de EDX spektrumu yardımıyla AFm’nin varlığı görülmektedir.

Çimento SD ile çimento

Silis dumanı

Çimento tanesi Çimento tanesi

202

(a) (b) Şekil 2. (a) Silis dumanı içermeyen betonlarda çimento hamuru-agrega temas yüzeyinde

SEM mikrografı, (b) Monosülfatın varlığını gösteren EDX spektrumu (Taşdemir ve diğ., 1998).

Şekil 3. Silis dumanı içermeyen betonlarda çimento hamurunda SEM mikrografı,

çimento hamurundaki boşlukların CH kristalleriyle dolu olduğu görülmektedir (Taşdemir ve diğ., 1995).

Şekil 3’de görüldüğü üzere silis dumanı içermeyen betonda çimento hamurunda boşluklar tamamen CH kristaller ile doludur. Genel olarak silis dumanı içermeyen betonlarda çimento hamuru C-S-H (Kalsiyum Silikat Hidrate), CH, AFm bazen de etrenjit AFt (3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O)’den oluşur ve boşluklu yapıya sahiptir. Erken yaşlardaki AFt oluşumu ileri yaşlarda AFm’ye dönüşebilir (Sarkar, 1994). Şekil 4a’da görüldüğü üzere, silis dumanı içeren betonlarda agrega-çimento hamuru temas yüzeyi yoğun C-S-H’dan oluşmaktadır. Ayrıca, hava boşlukları ve diğer boşluklar bu temas yüzeyi bölgesinde tamamen boş olup, CH içermedikleri görülmektedir. Şekil 4b’de silis dumanı içeren betonlarda temas yüzeylerin EDX spektrumu görülmektedir. Bu spektrumdan görüldüğü üzere Ca ve Si’dan başka Al, S ve K’da C-S-H’da mevcuttur. Öte yandan, yapılan mikroyapısal incelemeler sonunda, silis dumanı içeren betonların arayüzey mikroyapısının çimento hamuru mikroyapısına

203

özdeş olduğu görülmüştür (Taşdemir ve diğ., 1995, 1998, 1999). Bu betonlarda, çimento hamuru veya agrega-çimento hamuru arayüzeyinde basınç dayanımları 1-2 N/mm2 mertebesinde düşük olan CH, AFm ve AFt kristallerine rastlanmamaktadır. Bundan dolayı yapının daha yoğun ve homojen olduğu, sonuçta dayanımın yüksek çıkacağı beklenir.

(a) (b) Şekil 4. (a) Silis dumanı içeren betonlarda agrega-çimento hamuru temas yüzeyinde

SEM mikrografı, (b) Temas yüzeyindeki Si’nin yükselmesi bu geçiş bölgesinde C-S-H’nın daha yoğun olduğunu kanıtlar (Taşdemir ve diğ., 1998). Ca ve Si’dan başka az da olsa Al, S ve K’da C-S-H’da vardır (Taşdemir ve diğ., 1999).

Elde edilen bu mikroyapısal incelemeler başka araştırmacıların elde ettikleri sonuçlarla da uyum halindedir (Skalny, 1989; Bentur, 1991; Mindess and Shah, 1988; Maso, 1992; Larbi, 1993). Silis dumanının betonda kullanılmasıyla sadece arayüzeyler değil, çimento hamuru matrisi de daha yoğun ve homojen yapıya sahip olmaktadır. Silis dumanı gibi ultra incelikte bir malzemenin sadece puzolanik etkisinin değil, boşlukları doldurma (mikrofiller etki) etkisinin de önemli olacağı bilinmektedir (Goldman ve Bentur, 1993, 1994; Detwiller ve Mehta, 1989). Böylece, silis dumanı ve süperakışkanlaştırıcı içeren YDB’lerin daha yoğun, daha az heterojen yapıya sahip olmalarından dolayı tek eksenli basınç, eğilme-çekme, tek eksenli çekme ve burulma hallerinde daha az mikro çatlama oluşur (Taşdemir ve diğ., 1998).

Çimento Esaslı Kompozitlerin Sınıflandırılması

Günümüzde çimento esaslı kompozitlerin sınıflandırılması Şekil 5’deki gibi yapılabilir ( JCI-DFRCC Committee, 2003). LDÇSK çekme ve basınç altında belirgin süneklikle birlikte şekil değiştirme sertleşmesi ve eğilmede karmaşık çatlak yapısı gösterir. LDÇSK, Lif Donatılı Çimento Esaslı Kompozitlerin (LDÇK) karmaşık çatlama gösteren bir alt sınıfıdır. Karmaşık çatlama süneklik, tokluk, kırılma enerjisi, şekil değiştirme kapasitesi, çekme, basınç ve eğilme altındaki şekil değiştirme kapasitesi gibi özeliklerin gelişmesine yol açmaktadır.

204

Şekil 5. Çimento esaslı kompozitlerin sınıflandırılması (JCI-DFRCC Committee, 2003) LDÇSK: Lif Donatılı Çimento Esaslı Sünek Kompozitler, YPLDÇK: Yüksek Performanslı Çimento Esaslı Kompozitler, RPB: Reaktif Pudra Betonu, YKLÇHB:Yüksek Oranda Çelik Lif İçeren Çimento Harç Bulamacı, YALÇHB: Yüksek Oranda Ağ Şeklinde Lif İçeren Harç Bulamacı, MTK :Mühendislik Özelikleri Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozit, LDÇK: Lif Donatılı Çimento Esaslı Kompozit, LDB: Lif Donatılı Beton ve LDH:Lif Donatılı Harç Şekil 5’de görüldüğü gibi, LDÇSK, YPLDÇK sınıfının bir üst sınıfıdır. LDÇK alt sınıf olarak lif donatılı beton (LDB) ve lif takviyeli harç (LDH) gibi tüm LDÇK sınıflarını kapsar. Mühendislik Özelikleri Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitler (MTK), bileşimi mikromekanik esasına göre optimize edilmiş özel bir YPLDÇK tipidir. MTK tipik olarak % 3’den daha fazla bir çekme şekil değiştirme kapasitesine sahiptir. Mikroyapı optimizasyonu sonucunda MTK’deki lif içeriği %2-3’den daha az olacak şekilde sınırlandırılmıştır.

Çelik Tel Donatılı Betonlar (ÇTDB) Mekanik davranış açısından, ÇTDB’lar performanslarına göre iki kısma ayrılırlar: i) geleneksel ÇTDB’lar, ve ii) Reaktif Pudra Betonları (RPB) gibi Yüksek Performanslı Lif Donatılı Kompozitler (YPLDÇK). Geleneksel ÇTDB’lar, gevrek matrisle kıyaslandığında sünek davranış göstermektedir, ancak eğilme ve çekme dayanımları çok yüksek değildir ve özellikle bu malzemelerin basınç dayanımları pratik olarak çelik lif hacmiyle değişkenlik göstermez. Ancak YPLDÇK’lar büyük şekil değiştirme sertleşme kapasitesine sahiptirler ve çekme ile basınç dayanımları geleneksel ÇTDB’lara kıyasla oldukça yüksektir ( Alee, 2002).

RPB

YALÇHB

LDÇSK

YPLDÇK

MTK YKLÇHB

LDÇK

LDB, LDH

Çimen Esaslı Kompozitler

Beton, Harç,

Çimento hamuru

Çimento Esaslı Kompozitler

205

Reaktif Pudra Betonları (RPB) RPB’leri üstün mekanik ve fiziksel özeliklere, mükemmel sünekliğe ve oldukça düşük geçirimliliğe sahip ultra yüksek dayanımlı çimento esaslı kompozitlerdir (Walraven,1999; Alee, 2002). Bu malzemeler, ilk kez 1990’lı yılların başlarında Paris’te Bouygues’in laboratuarlarındaki araştırmacılar tarafından geliştirildi. Reaktif Pudra Betonları küp basınç dayanımları 200 ve 800 MPa arasında, çekme dayanımları 25 ve 150 MPa arasında ve kırılma enerjileri yaklaşık 30000 J/m2 ve birim ağırlıkları 2500-3000 kg/m3 aralığında değişen yeni kuşak betonları temsil etmektedir (Richard ve Cheyrezy, 1994) Reaktif Pudra Betonunun iç yapısı daha sıkı tane dizilişine sahip olup, mikro yapısı yüksek performanslı betonlara kıyasla en kuvvetli çimentolu hidrate ürünlerin varlığıyla güçlendirilmektedir. Bu dikkate değer performansa aşağıdaki aşamalarla erişilmektedir:

• Optimum yoğunluktaki matrise varmak için karışımdaki bütün tanelerin dağılımının hassas biçimde ayarlanması,

• Betonun homojenliği için agrega tanelerinin en büyük boyutunun azaltılması, • Betondaki su içeriğinin azaltılması, • Yüksek inceliğe sahip silis dumanının hem puzolanik özeliklerinden hem de

doldurma etkisinden yararlanılması, • Bütün bileşenlerin optimum bileşimi, • Süneklik için kısa kesilmiş çelik tellerin kullanımı, • Çok yüksek dayanımlara erişmek için basınç altında ve yükseltilmiş sıcaklık

koşullarında sertleştirme (Walraven,1999; Richard ve Cheyrezy, 1994) Reaktif pudra betonlarında kullanılan agregaların boyutları çimentonunkine yakındır. Bu, hidrate olmamış çimento tanelerinin de tane iskeletine uygun olması ve malzemenin dayanımına katkıda bulunması demektir. Bu betonlarda su/çimento oranı çok düşük olup 0,15 mertebesindedir. İşlenebilme fazla miktarda kullanılan yeni kuşak bir süperakışkanlaştırıcı ile sağlanmaktadır. Şekil 6’da görüldüğü gibi, gereken taneli karışımı karakterize eden bağıl yoğunluk parametresini (do/ds) kullanarak optimum su içeriği elde edilmiştir; burada do kalıp alınması aşamasındaki beton yoğunluğunu göstermektedir. ds ise sıkıştırılmış olduğu varsayılan taneli karışımın katı yoğunluğunu ifade etmektedir. A noktasında, minimum su-bağlayıcı (S/B) oranında bağıl yoğunluk elde edilmektedir. S/B oranı arttıkça, hapsolmuş hava ilave suyla yer değiştirmektedir. B noktasında, karışımda hapsolmuş hava kalmamaktadır. S/B oranı tekrar arttırıldığında do/ds azalmaktadır (C noktası). İki optimum nokta bulunmaktadır; E noktasında, D noktasına kıyasla daha iyi bir mekanik performans elde edilmektedir; çünkü E noktasında, numune daha az hava, ancak hidratasyon sonrası kısmen katı fazla entegre olacak olan daha fazla su içermektedir ( Richard ve Cheyrezy, 1995)

206

Şekil 6. Bağıl yoğunluk-su/bağlayıcı (S/B) ilişkisi ( Richard ve Cheyrezy, 1995)

RPB 200 ve RPB 800 için bileşimler ve mekanik özelikleri (Richard ve Cheyrezy, 1994) tarafından verilmektedir. İstenilen dayanımlara erişmek için, hem bileşen malzemelerin özelikleri hem de bunları mikserde karıştırma sırasının ve süresinin önemli olduğunu akılda tutmak gerekir. Normal dayanımlı, yüksek dayanımlı ve reaktif pudra betonlarına ait bir karşılaştırma Tablo 1’da yapılmaktadır. Tablo 1. Normal dayanımlı beton (NDB), Yüksek dayanımlı beton (YDB) ve RPB’lerin

karşılaştırılması

Mekanik Özelikler NDB YDB RPB

Basınç dayanımı (MPa) 20-60 60-100 200-800

Eğilme dayanımı (MPa) 4-8 6-10 50-140

Kırılma enerjisi (J/m2) 100-120 100-130 10000-40000

Elastisite modülü (GPa) 20-30 35-40 60-75

Bu tabloda görüldüğü gibi çelik tellerin eklenmesiyle eğilme dayanımlarında 50-140 MPa arasında değişen değerler elde edilmektedir. Bu betonların kırılma enerjileri ise 10000 J/m2’den 40000 J/m2’ye kadar değişmektedir. Eğilme dayanımlarında ve kırılma enerjilerindeki değişme eklenen çelik tellerin yüzdeleriyle orantılıdır. RPB 200’ün üç noktalı eğilme halinde, maksimum eğilme gerilmesi ilk çatlaktaki gerilmenin iki katına kadar ulaşmaktadır. Böylece, reaktif pudra betonunun büyük bir şekil değiştirme sertleşmesi sergilediği görülmektedir. Maksimum gerilmedeki sehim ilk çatlaktaki sehimin yaklaşık on katıdır (Richard ve Cheyrezy, 1994).

Minimum Optimum 0,11 0,16

0,86

0,88

0,84 W/B

A

D

B

E

C

do/ds

207

Kırılma enerjisi, “gerilme-açıklığın ortasındaki sehim” eğrisi altında kalan alanın hesaplanmasına dayanmaktadır. Ölçülen kırılma enerjisi RPC 200 için 30000 J/m2 ve normal harç için 110 J/m2’dir Böylece, üretilen bir reaktif pudra betonunun kırılma enerjisinin normal harcınkinin yaklaşık 300 katı kadar olduğu sonucuna varılabilir (Richard, 1994). Karma Lifli Betonlar (KLB) KLB’ler çelik tel donatılı betonlarda tek tip ve boyutta lif kullanımı yerine birden fazla tip ve boyutta lif kullanılarak üretilen yeni tür çimento esaslı kompozitlerdir. Betonda hamur (veya ince harç) ve harç fazları ile beton kompozitinin çatlamasına karşı sırasıyla mikro, mezo ve makro lifler kullanılmaktadır. Böylece, hem dayanımı hem de kırılma enerjisi yüksek betonlar elde edilmektedir (Taşdemir ve diğ., 1994). Yüksek Oranda Çelik Lif İçeren Çimento Harç Bulamacı (YKLÇHB) YKLÇHB (Yüksek oranda kısa kesilmiş çelik lif içeren çimento harç bulamacı (veya SIFCON) lif hacmi %5’ ten %20’ ye kadar değişen özel bir lif donatılı kompozittir. Ancak, geleneksel lif donatılı kompozitlerde lif hacmi genellikle %2 ile sınırlıdır. Bu uygulamada matris, kaba agrega içermemektedir. Karışım; çimento, çimento-uçucu kül, çimento silis dumanı, çimento-kum-uçucu kül veya çimento-kum-silis dumanı içerebilir (Balaguru ve Shah, 1992). YKLÇHB’nin çekme davranışı Fritz (1991) tarafından incelenmiştir; değişkenler i) %5-%13.5 aralığında lif hacmi, ii) 0,35-0,45 arasında su-çimento oranı’nı içermektedir. Çalışmada kanca uçlu teller kullanılmıştır. Tablo 2’de görüldüğü gibi betonun kırılma enerjisi SIFCON’unkine yakın olan 100 J/m2 değeri alınırsa (Tablo 2), geleneksel betondan 1340 kat daha fazla enerji yuttuğu görülebilir. YKLÇHB (Slurry Infiltrated Mat Concrete=SIMCON) yüksek oranda ağ şeklinde çelik tel içeren çimento harcı bulamacı) üretiminde ise, çelik lif yerine önceden kalıba yerleştirilmiş ağ şeklindeki çelik tel kullanılmaktadır.

Tablo. 2 YKLÇHB’nin mekanik özelikleri (Fritz, 1991) Su-çimento oranı

(s/ç) Lif hacmi (%) Çekme dayanımı (N/mm2) Uzama (mm) Kırılma enerjisi

(J/m2)

0,45 8,5 9,2 19 30500

0,35 8,5 12,5 14,1 57100

0,45 13,5 14,1 34,9 134100

YDB ve YPLDÇK Mekanik Davranış Bakımından Arasındaki Fark Yüksek dayanımlı çentikli prizmatik yalın beton kirişler üzerinde yapılan kısa süreli tekrarlı yükleme altında elde edilen tipik yük-sehim eğrisi Şekil 7’de verilmektedir. Tepe noktası aşıldıktan sonra, en büyük yükün yaklaşık %40’ı civarında ilk üç yükleme boşaltma çevrimi aynı bir F odak noktasında kesişmektedir. Aynı anda, yük-çatlak ağzı açılma deplasmanı için de benzer bir odak noktası elde edilmiştir. Böyle bir odak

208

noktası orjine ne kadar yakınsa malzeme o kadar gevrektir. Sonuçta odak noktasının orijine yakınlığı gevrekliğin uzak oluşu ise daha az gevrekliğin veya sürekliliğin bir ölçüsü olarak göz önüne alınabilir (Taşdemir ve diğ., 1999).

Şekil 7. Yüksek dayanımlı yalın betonun kısa süreli tekrarlı yükleme altındaki davranışı (Taşdemir ve diğ., 1999) Tipik bir YPLDÇK üretiminde nominal çimento dozajı 1000 kg/m3, silis dumanı: 254 kg/m3, en büyük boyutu 2 mm olan kum: 575 kg/m3, süperakışkanlaştırıcı: 99 kg/m3, su: 228 kg/m3, dayanımı 2200 MPa olan kısa kesilmiş düz çelik telden (narinliği 40, çapı 0,15 mm) ve kancalı uçlu çelik telden 609 kg/m3 kullanılmıştır. Üretilen çentikli kirişin eğilme halinde ve kısa süreli tekrarlı yükleme altındaki davranışı Şekil 8’de görülmektedir. Bu şekilde görüldüğü üzere kompozitin çatlak oluştuktan sonra büyük şekil değiştirme sertleşmesi sergilediği anlaşılmaktadır. Ayrıca, yükleme boşaltma sırasında elde edilen lupların eğimi yük-sehim eğrisinin başlangıçtaki yükselen kısmının eğimine paraleledir. Sonuçta, Şekil 8’deki gibi tepe noktası aşıldıktan sonra kalan dayanım azalsa da başlangıçtaki eğim aynı kalmaktadır. Bu da YPLDÇK’nin tipik davranışının sergilendiğini göstermektedir (Güvensoy ve diğ., 2005). Şekil 8’in içinde görüldüğü ÇTDB’nin kısa süreli tekrarlı yükleme altındaki davranışı da Şekil 7’de verilen yüksek dayanımlı betonlarınkine benzememekte, yani bir odak nokta meydana gelmemekte olup ve YPLDÇK’ne daha yakın sonuç elde edilmektedir. Sonuçta, ilk çatlak yükü ile tepe yükü arasındaki büyük şekil değiştirme sertleşmesi bölgesinin olması yüksek performansın göstergesidir (Bayramov ve diğ., 2004).

Sehim (δ), mm

Yük

(P),

kN

0.5 1.0 0

F[-δ0,-P0]

1.0

0.5

Sehim, δ

Yük

, P

F [-δ0, -P0]

y

209

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 2 4 6 8 10

Sehim, mm

Yük

kn

Şekil 8. YPLDÇK ile üretilen betonun eğilme halinde ve kısa süreli tekrarlı yükleme altındaki davranışı (Güvensoy ve diğ., 2004)

YPLDÇK ile Yapılan Bazı Prefabrike Elemanlar YPLDÇK kullanılarak dökme demire alternatif olarak İSTON’da üretilen yağmur suyu ızgarası ve rögar kapağı örnekleri aşağıda sunulmaktadır. Üretilen 9 adet kompozit karışımın bileşimindeki ilk altı bileşenin çimentoya oranları: Çimento:Kum (0-0.5 mm):Kum(0.5-2mm):Silisdumanı:Süperakışkanlaştırıcı:Su=1:0,340:0,227:0,250:0,120: 0,120, kullanılan çelik tellerin çimentoya oranları ise aşağıdaki tabloda verilmektedir.

Tablo 3. YPLDÇK kompozitlerinde kullanılan çelik tellerin çimentoya oranları.

Karışım Kodu

Düz Çelik Tel l /d=40, d=0,15 mm

Kancalı Uçlu Çelik Tel

l /d=55, d=0,55 mm

Kancalı Uçlu Çelik Tel l /d=80, d=0,75 mm

M1 0,500 0,240 0,097 M2 0,500 0,143 0,050 M3 0,500 0,070 - M4 0,400 0,240 0,050 M5 0,400 0,143 - M6 0,400 0,070 0,097 M7 0,300 0,240 - M8 0,300 0,143 0,097 M9 0,300 0,070 0,050

SFRC [14]

0

2

4

6

8

0 2 4 6 8 10

(Bayramov ve diğ., 2004) Y

ük, k

N Yük

, kN

Sehim, mm

Sehim, mm

210

l /d = narinlik, d = çelik tel çapı, düz çelik telin çekme dayanımı 2200 MPa, kancalı uçlu çelik tellerin çekme dayanımı ise 1100 MPa’dır. Bu YPÇDÇK’in mekanik özelikleri ise şöyledir: Basınç dayanımı: 220 MPa, Net eğilme dayanımı: 37 MPa, Yarılma-çekme dayanımı: 38 MPa ve Kırılma enerjisi: 17220 J/m2’dir. Normal çimento harcının kırılma enerjisi yaklaşık 60 J/m2 olarak gözönüne alınırsa incelenen YPLDÇK’nin kırılma enerjisi yaklaşık 300 kat artmaktadır.

(a) Yağmur suyu ızgaraları (b) Rögar kapağı

Şekil 9. YPLDÇK kullanılarak üretilmiş prefabrik elemanlar Şekil 9’da YPLDK ile üretilen yağmur suyu ızgara ve rögar kapağı takımlarının yerinde uygulamaları görülmektedir. İSTON’da üretilen ve YPLDÇK ile yapılan prefabrike ürünler üzerinde numunelerin çevresi boyunca serbestçe oturtularak zımbalama deneyleri yapılmıştır. Tablo 4’de verilen zımbalama yüklerinin ortalaması 522 kN olup TS 1478 EN124’deki Grup 4, D400 sınıfına karşı gelmektedir. Bu prefabrike elemanların matrisi olarak üretilen YPLDÇK’lerden alınan bir kenarı 10 cm olan küp basınç dayanımları da yine Tablo 4’te verilmektedir. Beton küp numunelere iki farklı kür rejimi uygulanmıştır: i) Buhar kürü rejimi: numuneler üretildikten sonra bir gün kalıplarında tutulmuş ve iki gün 20oC’de kirece doygun kür havuzunda bekletildikten sonra 3 gün süreyle 90oC sıcaklıkta buhar kürü uygulanmış, daha sonra tekrar 20oC’de kirece doygun su içine alınarak 22 gün daha bu ortamda bırakılmıştır. ii) İkinci kür rejiminde ise birincideki buhar kürü yerine 200oC’lik sıcak kür işlemi uygulanmıştır. Bunun için kalıbından alınan numuneler iki gün süreyle birincideki gibi kür havuzunda tutulmuşlar, daha sonra iki kat sıcağa dayanıklı polimer ile kaplanmış, bunun üzerine yine iki kat alüminyum folyo ile sarılarak saatte 30oC arttırılarak 200oC’ye getirilmiş, bu sıcaklıkta 72 saat tutulmuş ve yine 6 saatte sıcaklık 20oC’ye düşürülmüştür. İkinci rejimden sonra numuneler 28. güne kadar 20oC’de kirece doygun su içinde tutulmuştur. Bu iki kür rejimine göre elde edilen basınç dayanımı sonuçları da Tabloda verilmektedir. Tablo 4’de görüldüğü gibi 200oC’lik sıcak kür etkisi buhar kürü görmüş numunelere kıyasla basınç dayanımında yaklaşık 1,5 kata varan artış kaydedilmiştir. Yüksek sıcaklığın normal çimento hidratasyonu sırasında açığa çıkan kalsiyum hidroksit ile karışımdaki silis dumanı arasındaki reaksiyonu hızlandırdığı bilinmektedir (Alee, 2002).

211

Öte yandan, yüksek sıcaklıkta çok ince öğütülmüş silisli kum ve kalsiyum hidroksit arasında da reaksiyon gerçekleşebilir (Massaza ve Costa, 1986). Tablo 4. Deneye tabi tutulan yağmur suyu ızgarası ve rögar kapağı takımları üzerinde elde edilen zımbalama yükleri ve üretim sırasında alınan YPLDÇK ların küp basınç dayanımları

Küp basınç dayanımı (MPa) Karışım Kodu

Dairesel kapakların zımbalama dayanımı (kN) 90˚ C buhar kürü 200˚ C etüv kürü

M1 575 187 280 M2 515 192 306 M3 455 160 259 M4 565 199 311 M5 495 210 299 M6 595 186 309 M7 545 196 303 M8 525 222 305 M9 425 200 270

Ortalama 522 195 294 Yağmur suyu ızgaralarında ise elde edilen ortalama zımbalama yükü 460 kN ve küp basınç dayanımları ise 90oC sıcaklıkta buhar kürü uygulamalarında 250 MPa’a ve 200oC etüvde yüksek sıcaklık kürüne tabi tutulanlarda ise 350 MPa’a varmaktadır. Böylece, yağmur suyu ızgaralarının kalitesi de TS 1475 EN 124’deki D400 sınıfını sağlamaktadır.

Sonuçlar 1. Üretilen Yüksek Performanslı Lif Çimento Esaslı Kompozitler kırılma sırasında

normal çimento harcına kıyasla yaklaşık 300 kat daha fazla enerji yutmaktadır. Basınç dayanımları da oldukça yüksek olup özellikle sıcak kür etkisinde iken 270-311 MPa arasında değişen değerler elde edilebilmektedir.

2. Uygulanan 200oC yüksek sıcaklık kürünün 90oC’lik buhar kürüne kıyasla incelenen

çimento esaslı kompozitlerin basınç dayanımında yaklaşık %50 kadar bir artış sağladığı görülmektedir.

3. Yüksek performanslı çelik donatılı çimento esaslı kompozitlerin eğilme halinde

yük-sehim eğrisinde elde edilen en büyük ilk çatlak yükünü belirgin biçimde aşmakta ve ilk çatlak yükü ile tepe yükü arasında belirgin şekil değiştirme sertleşmesi sergilemektedir. Böyle bir davranış yüksek performansın tipik göstergesi sayılmaktadır.

4. Yüksek performanslı çelik tel donatılı çimento esaslı kompozitlere eğilme halinde

kısa süreli tekrarlı yük uygulandığında yükleme-boşaltma eğrilerinin eğimlerinin başlangıçtaki yükselen kısmının eğimine paralel kaldıkları, yüksek dayanımlı/yüksek performanslı betonlardaki gibi orijine yakın bir odak noktasının oluşmadığı, dolayısıyla bu kompozitlerin sünek davranış sergiledikleri anlaşılmaktadır.

212

5. Mevcut uygulamadaki dökme demir ile yapılmış yağmur suyu ızgarası ve rögar kapağı ürünlerine alternatif olarak üretilen kompozitlerle yüksek kalitede ürünlerin yapılabileceği kanıtlanmaktadır.

Teşekkür Bu çalışma, TÜBİTAK Kamu Kurumları Araştırma ve Geliştirme Projeleri Destekleme Programı(1007) kapsamındaki 105G097 nolu projede elde edilen bazı sonuçlara dayanmaktadır.

Kaynaklar

Alaee, F.J., “Retrofitting of Concrete Structures using High Performance Fiber Reinforced Cementitious Composite (HPFRCC)”, Ph.D. Thesis, University of Wales, Cardiff, 220 pp. Balaguru, P.N. and Shah, S.P., “Fiber-Reinforced Cement Composites”, McGraw-Hill, Inc., 1992, 530pp. Bayramov, F., Taşdemir, C. and Taşdemir, M.A. “Optimisation of Steel Fibre Reinforced Concrete by Means of Statistical Response Surface Method”, Cement and Concrete Composites, Vol. 26, 2004, pp. 665-675. Bentur, A., “Microstructure of High Strength Concrete, Darmstadter Massivbau-Seminar, THD, Darmstadt, 6, 1991, pp. 1-16. De Larrard, F., Boulay, C. and Rossi, P., “Fracture Toughness of High-strength Concretes”, Proc. Symp. Utilisation of High Strength Concretes, Stavanger, Norway, 15-18 June 1987, pp. 215-223. Detwiller, R.J. and Mehta, P.K., “Chemical and Physical Effects of Silica Fume on the Mechanical Behaviour of Concrete, ACI Materials Journal, 86, 1989, pp. 609-614. FIP, “Condensed Silica Fume in Concrete”, The State of the Art Report, Thomas Telford, London, 1988, 37p. Fritz, C., “Tensile Testing of SIFCON”, In First International Workshop on HPFRCCs, 23-26 June 1991, Mainz, RILEM, Eds. H.W.Reinhardt and A.E. Naaman, pp. 518-528. Goldman, A. and Bentur, A., “The Influence of Microfillers on Enhancement of Concrete Strength”, Cement and Concrete Research, Vol. 23, 1993, pp. 962-972. Goldman, A. and Bentur, A., “Properties of Cementitious Systems Containing Silica Fume or Non-Reactive Microfillers, Advances in Cement Based Materials, 1., 1994, pp. 209-215. Güvensoy, G., İlki A., Bayramov, F., Sengül, C., Taşdemir, M.A., Kocatürk, N., and Yerlikaya, M., “Mechanical Behaviour of Ultra High Performance Steel Fibre Reinforced Concretes under Cyclic Loading Condition”, International Symposium on Ultra-High Performance Concrete, 13-15 September 2004, Kassel, pp. 649-660.

213

Hijorth, L., “Development and Application of High-Density Cement-Based Materials”, Phil. Trans. Roy. Soc., London, A310, 1983, pp.167-173. JCI-DFRCC Committee, “DFRCC Terminology and Application Concepts”, Journal of Advanced Concrete Technology, Vol. 1, No.3, Nov. 2003, pp.335-340. Larbi, I.A., Microstructure of the interfacial zone around aggregate particles in concrete, Heron, Delft, 38, 1, 1993. Maso, M. (Ed.), Interfaces in cementitious composites, Proc. RILEM International Conference, Touluse, E. and F.N. Spon, London, 1992. Massaza, F., and Costa, U., “Bond: Paste-Aggregate, Paste-Reinforcement and Paste-Fibers”, 8th International Congress on the Chemistry of Cement, Rio de Janerio, Brasil, 1986, pp.158-180. Mindess, S. and Shah, S.P. (Eds.), “Bonding in Cementitious Composites, Proc. Sym., MRS, Pittsburgh, 1998. Oktar, O.N., Moral, H. and Tasdemir, M.A., “Sensitivity of Concrete Properties to the Pore Structure of Hardened Cement Paste”, Cement and Concrete Research, Vol.26, No.11, 1996, pp.1619-1627. Oktar, O.N., Moral, H. and Tasdemir, M.A., “Factors Determining the Correlations between Concrete Properties”, Cement and Concrete Research, Vol.26, No.11, 1996, pp.1629-1637. Richard, P. and Cheyrezy, M.H., “Reactive Powder Concretes with High Ductility and 200-800 MPa Compressive Strength”, Bouygues, Internal Report, 1994. 15p. Richard, P. and Cheyrezy, M., “Composition of Reactive Powder Concrete”, Cement and Concrete Research, Vol.25, No.7, 1995, pp.1501-1511. Sarkar, S.L., “The Importance of Microstructure in Evaluating Concrete, In Adavances in Concrete Techonology, ed. V.M. Malhotra, Second Edition, CANMET, Ottawa, 1994, pp. 125-160. Shah, S.P. and Ahmad, S.H. (Editors), “High Performance Concretes and Applications”, Edward Arnold, London, 1994, 403pp. SHRP-C/FR-91-103, “High Performance Concretes, a State of the Art Report”, Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington DC, 1991. Skalny, J.P. (Ed.), “Materials Science of Concrete, 1., The American Society, Westerville, OH, 1989. Taşdemir, M.A., Karihaloo, B.L., Bayramov, F., Yerlikaya, M., and Sönmez, R., “HS/HPC, HPFRCC, and SCC for Repair and Retrofitting of Concrete Structures”, The

214

14th ERMCO, European Ready Mixed Concrete Organization Congress, 12-18 June 2004, Helsinki, 34 pp. Taşdemir, M.A., Taşdemir, C., Akyüz, S., Jefferson, A. D., Lydon, F.D. and Barr, B.I.G., “Evaluation of Strains at Peak Stresses in Concrete: A Three-Phase Composite Model Approach”, Cement and Conrete Composites, 20, 1998, pp.310-318 Taşdemir, C., Taşdemir, M.A., Mills, N., Barr, B.I.G. and Lydon, F.D., “Combined Effects of Silica Fume, Aggregate Type, and Size on the Post-Peak Response of Concrete in Bending”, ACI Materials Journal, Vol.96, No.I, January-February 1999, pp.1-10. Taşdemir, C., Sarkar, S.L., Taşdemir, M.A., Akyüz, S. and Koca, C., “Effect of Silica Fume on the Brittleness of High Strength Concretes under Compression”, Proceedings of 11th European Ready Mixed Concrete Congress, 1995, pp. 444-452. Taşdemir, C., Taşdemir, M.A., Grimm, R. and König, G., “Microstructural Effects on the Brittleness of High Strength Concretes”, FRAMCOS-2: 2nd International Conference on Fracture Mechanics of Concrete Structures, Vol. 1, Ed. F.H. Wittmann, Aedificatio Publishers, 1995, pp. 125-134. Walraven, J., “Structural Concrete”, Journal of fib, Vol.P1, No.1, March 1999, pp.3-11.