BAZALT LİFLİ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLERİN YAPISAL …tez.sdu.edu.tr/Tezler/TF03683.pdf · 2020. 8. 20. · t.c. sÜleyman demİrel Ünİversİtesİ fen bİlİmlerİ enstİtÜsÜ

T.C.

SÜLEYMAN DEMİREL ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

BAZALT LİFLİ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLERİN YAPISAL OLARAK KULLANILABİLİRLİĞİNİN İNCELENMESİ

Şükrü ÖZKAN

Danışman Prof. Dr. Fuat DEMİR

DOKTORA TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ISPARTA- 2017

© 2017 [Şükrü ÖZKAN]

TAAHHÜTNAME

Bu tezin akademik ve etik kurallara uygun olarak yazıldığını ve kullanılan tüm literatür bilgilerinin referans gösterilerek tezde yer aldığını beyan ederim.

Şükrü ÖZKAN

i

İÇİNDEKİLER

Sayfa İÇİNDEKİLER ............................................................................................................ i ÖZET……………… .................................................................................................. iii ABSTRACT……….. ................................................................................................. iv TEŞEKKÜR……… .................................................................................................... v ŞEKİLLER DİZİNİ .................................................................................................... vi ÇİZELGELER DİZİNİ ..............................................................................................viii SİMGELER VE KISALTMALAR DİZİNİ .................................................................... ix 1. GİRİŞ…….. ……………………………………………………………………………….1 2. KAYNAK ÖZETLERİ ............................................................................................. 5

2.1. TÇEK’lerin Mekanik Özellikleri Üzerine Yapılan Daha Önceki Çalışmalar ..... 5

2.2. Bazalt Lif (BL) .............................................................................................. 19

2.3. Bazalt Liflerin (BL) Kullanımı ile Yapılan Çalışmalar .................................... 22

3. TASARLANMIŞ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLER: MALZEME TASARIMI VEÖZELLİKLERİ .................................................................................................... 27 3.1. TÇEK Türleri ............................................................................................... 31

3.2. TÇEK’nin Mikro-Mekanik Tabanlı Tasarım Yaklaşımı .................................. 31

3.3. Bölgesel Malzemeler Kullanarak Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitlerin Üretimi ......................................................................................................... 34

4. MATERYAL VE YÖNTEM .................................................................................. 40 4.1. Materyal ...................................................................................................... 40

4.1.1. Çimento ve puzolanlar ......................................................................... 40

4.1.2. Yüksek oranda su azaltıcı katkı............................................................ 42

4.1.3.1. PVA (Polivinil Alkol) lif ................................................................. 43

4.1.3.2. Bazalt lif....................................................................................... 44

4.1.4. Agregalar ............................................................................................. 45

4.2. Yöntem ........................................................................................................ 46

4.2.1. Farklı oranlarda BL kullanılarak TÇEK deneme karışımlarının üretilmesi ........................................................................................... ..46

4.2.2. Farklı oranlarda PVA lif ve BL kullanılarak hibrit TÇEK karışımlarının üretilmesi ............................................................................................. 48

4.3. TÇEK Karışımlarına Uygulanan Testler ....................................................... 49

4.3.1. TÇEK karışımları üzerinde akış özelliklerinin kontrolü .......................... 51

4.3.2. Basınç dayanımı testi ........................................................................... 55

4.3.3. Eğilmede çekme dayanımı testi ........................................................... 56

4.3.4. Kompozit kırılma tokluğu testi .............................................................. 58

4.3.5. Taramalı elektron mikroskopu (SEM) ve EDS mikro yapı analizi .......... 61

4.3.6. Kuruma rötresi deneyi .......................................................................... 62

4.3.7. Çekme dayanımı deneyi ...................................................................... 63

5. ARAŞTIRMA BULGULARI VE TARTIŞMA ......................................................... 65 5.1. Akış Özellikleri ............................................................................................. 65

5.1.1. Marsh hunisi akma zamanı .................................................................. 65

ii

5.1.2. Mini-slump yayılma çapları .................................................................. 68

5.1.3. Yayılma tablası deneyi yayılma çapları ................................................ 69

5.2. Basınç Dayanımı ......................................................................................... 70

5.3. Eğilme Dayanımı Deneyi ve Sehim Kapasitesi Sonuçları ............................ 74

5.4. Tek Eksenli Çekme Dayanımı Sonuçları ..................................................... 80

5.5. Kompozit Kırılma Tokluğu Deney Sonuçları ................................................ 83

5.6. Kuruma Rötresi Deney Sonuçları ................................................................ 87

5.7. EDS ve SEM Analizleri ................................................................................ 90

6. SONUÇ VE ÖNERİLER...................................................................................... 94 6.1. Farklı Boylarda Bazalt Lif Kullanılarak Üretilen Tasarlanmış Çimento Esaslı

Kompozitlerin (TÇEK) Mekanik Özellikleri ................................................... 94

6.2. Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitlerin (TÇEK) Akış Özellikleri ............ 96

6.3. PVA lif ve BL’in Karma Olarak Kullanılmasının TÇEK’nin Mekanik Özellikleri .Üzerindeki Etkileri……………………………………………………97

KAYNAKLAR .......................................................................................................... 99 ÖZGEÇMİŞ…………. ........................................................................................... 114

iii

ÖZET

Doktora Tezi

BAZALT LİFLİ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLERİN YAPISAL OLARAK KULLANILABİLİRLİĞİNİN İNCELENMESİ

Şükrü ÖZKAN

Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü

İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı

Danışman: Prof. Dr. Fuat DEMİR

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK), lif katkılı ultra düktil çimento esaslı malzemelerdir. TÇEK’ler yüksek çekme düktilitesi ve dar çatlak genişliği kontrolü ile nitelendirilir. Mükemmel performansı sayesinde TÇEK, yükleme kapasitesini ve yapıların dayanıklılığını artırmak için geniş uygulama alanlarında ortaya çıkmaktadır. Fakat diğer taraftan TÇEK boyutsal stabilite, ekonomiklik, sürdürülebilirlik noktalarında bir sınırlama ile karşı karşıyadır.

TÇEK’ler çeşitli polimerik lifler (Polivinil alkol, polietilen, polipropilen vb.) kullanılarak üretilen çimento esaslı yapı malzemeleridir. Bu kompozitlerde uygun lif ve matris seçimi yapılarak ve lif-matris arası aderans etkileşimi optimize edilerek yük gerilmesi altında yüksek birim şekil değiştirme değerlerine ulaşılabilmektedir. Söz konusu şekil değiştirme, kompozitte eğilme gerilmesine dik yönde çok sayıda kararlı çatlak oluşumu (çoklu çatlak davranışı) ile meydana gelmektedir. Lif ve matris seçiminin yanında, liflerin matris bünyesindeki rastgele dağılımı ve kompozitin boşluk yapısı da çoklu çatlak davranışının yüksek şekil değiştirme değerlerine ulaşana dek devam etmesini sağlayacak parametrelerdir. Bu kapsamda çimento esaslı matriste enerji tüketim kapasitesini artırmak üzere mikron altı çatlakların köprülenmesini sağlamak amacı ile bu çalışmada standart TÇEK karışımlarında kullanılan PVA lifleri yerine farklı boylarda bazalt lifler kullanılarak TÇEK numuneleri hazırlanmıştır. Bu sayede üstün fiziksel özellikleri, geniş hammadde tabanı, düşük üretim maliyeti olan bazalt liflerin karışımlarda kullanımı ile TÇEK’lerin PVA liften kaynaklanan maliyetinin azaltılması ve akış, mekanik, dayanıklılık özelliklerinin geliştirilmesi hedeflenmiştir. Ayrıca, önemli ölçüde uçucu kül gibi endüstriyel atıkların mineral katkı olarak kullanımı ile çimento üretimi için kullanılan doğal hammadde ve enerji tüketiminden tasarruf edilmesi amaçlanmıştır. Deneysel sonuçlar, PVA lifli referans TÇEK ile karşılaştırıldığında bazı bazalt lifli TÇEK numunelerde (ağırlıkça %4, 4.5, 5, 5.5, 6 bazalt lifli) referans karışıma yaklaşık eğilme ve basınç dayanımı verileri elde edildiğini göstermiştir. Test sonuçlarından, kullanılan bazalt lif miktarı artırılarak üretilen TÇEK'lerin eğilme, basınç ve çekme dayanımı kapasitelerinin geliştirilebileceği görülmüştür. Ayrıca TÇEK’lerde BL kullanılmasıyla boyutsal stabilite özelliğinde iyileşmeler elde edilmiştir.

Anahtar Kelimeler: Bazalt lif, boyutsal stabilite, endüstriyel atık, mekanik özellik,

tasarlanmış çimento esaslı kompozitler.

2017, 115 sayfa

iv

ABSTRACT

Ph. D. Thesis

INVESTIGATION OF STRUCTURALLY USABILITY OF CEMENT BASED COMPOSITES WITH BASALT FIBER

Sukru OZKAN

Süleyman Demirel University Graduate School of Natural and Applied Sciences

Department of Civil Engineering

Supervisor: Prof. Dr. Fuat DEMIR

Engineered cementitious composites (ECCs) are fiber reinforced ultra ductile cement based materials. They are characterized with high tensile ductility and narrow crack width control. By means of their excellent performance values, ECCs are emerging in a wide range of applications to improve loading capacity and durability of the structures. But, on the other hand, ECCs are faced with a limit on dimensional stability, affordability, and sustainability issues.

ECCs are cement based building materials produced using various polymeric fibers (Polyvinyl alcohol, polyethylene, polypropylene, etc.). In these composites, by making the appropriate choice of fiber and matrix materials and by optimizing the interaction between fiber-matrix adhesions, high strain values can be produced under tensile load. Deformation in the composite occurs with a large number of stable crack formation in the direction perpendicular to the bending stresses (multi- crack behavior). Besides the selection of the fiber and matrix materials, the random distribution of the fibers in the matrix structure and the porous structure of composites are other parameters that will ensure the continuation of multiple cracks formation until it reaches to the high deformation values. In this regard, within the context of this study, ECC samples were prepared by using basalt fibers instead of PVA fibers used in reference ECC mixture, to increase the energy dissipation capacity in the cementitious matrix and to ensure the bridging of submicron cracks. In this respect, basalt fibers are used in mixtures due to its superior physical properties, large raw material base and low production cost, for the purpose of improving the flow, mechanical and durability properties of ECCs and to reduce the cost of ECCs stem from PVA fiber. It is also aimed to save natural raw materials and energy consumption used for cement production by using industrial wastes such as fly ash for mineral additive. Experimental results show that when compared with the reference ECC, approximate flexural strength and compressive strength values were obtained in ECC samples with some basalt fiber (% by weight of 4%, 4.5, 5, 5.5, 6 basalt fiber).

According to the test results, it was concluded that flexural, compressive strength and tensile strength capacities of TÇEKs has been developed by increasing the amount of basalt fiber in the composite mixture. In addition, improvement of dimensional stability property was obtained by using basalt fibers in TÇEKs.

Keywords: Bazalt fiber, engineered cementitious composites, dimensional stability,

industrial waste, mechanical property.

2017, 115 pages

v

TEŞEKKÜR

Bu araştırma için beni yönlendiren, karşılaştığım zorlukları bilgi ve tecrübesi ile aşmamda yardımcı olan değerli Danışman Hocam Prof. Dr. Fuat DEMİR’e teşekkürlerimi sunarım.

Doktora tez jürime katılan, değerli bilgilerini benimle paylaşan ve yardımlarını esirgemeyen sayın Prof. Dr. Şemsettin Kılınçarslan’a, Prof. Dr. Tayfun Uygunoğlu’na, Doç. Dr. Muhammet Yunus Pamukoğlu’na ve Yrd. Doç. Dr. Hüseyin Hakan İnce’ye teşekkür ederim.

Literatür araştırmalarımda ve laboratuvar çalışmalarımda yardımcı olan değerli hocalarım Gazi Üniversitesi Öğretim Üyesi Doç. Dr. Mustafa ŞAHMARAN’a, Doç. Dr. Cengiz ÖZEL’e ve Yrd. Doç. Dr. Gürkan YILDIRIM’a, deneysel çalışmalarımda yardımlarını esirgemeyen öğrenci arkadaşlarım Hassan Hemman TELLA, Said ZUBAIRU, Sedanur AKYAZ, Evren SORAL, Eyüp CAN, Vedat ÇETİNKAYA’ya teşekkür ederim.

Analiz yorumlamadaki katkılarından dolayı Dumlupınar Üniversitesi Öğretim Üyesi Doç. Dr. Yılmaz Koçak’ a teşekkür ederim.

Araştırmanın yürütülmesinde malzeme temini konusunda uçucu kül temini için EKTON İnşaat Genel Müdürü Nuri ÖZCAN’a, kuvars kumu temini için Pomza Export Madencilik Şirketine, Kimyasal katkı temini için Sika Antalya Bölge Sorumlusu Emrah Sayan’a teşekkür ederim.

Tezimin gerçekleşmesinde 214M344 numaralı proje ile maddi destek sağlayan TÜBİTAK’a teşekkür ederim.

Tezimin her aşamasında beni yalnız bırakmayan aileme sonsuz sevgi ve saygılarımı sunarım.

Şükrü ÖZKAN ISPARTA, 2017

vi

ŞEKİLLER DİZİNİ

Sayfa

Şekil 2.1. Bazalt katkılı betonların polipropilen ve cam lif katkılı beton numunelere göre maksimum yük altındaki yük- sehim eğrisi ..................................... 24

Şekil 3.1. TÇEK’nin tipik çekme gerilmesi-birim şekil değiştirme eğrisi ve çatlak genişliği gelişimi .................................................................................... 29

Şekil 3.2. TÇEK’nin eğilme yükleri altındaki davranışı ........................................... 30 Şekil 3.3. Kararlı durum düz çatlak ve Griffith tipi çatlak oluşumu ........................... 32 Şekil 3.4. Şekil değiştirme sertleşmesi gösteren kompozit için tipik çatlak

köprüleme gerilmesi-çatlak açıklığı eğrisi…………………………………..33 Şekil 3.5. (a) Eğilme yüklemesi altında TÇEK numunesinin davranışı, (b) Eğilme

yüklemesinin ardından TÇEK kiriş numunelerinin tipik çatlak dağılımları35 Şekil 3.6. Eksenel çekme yükleri altında çimento bağlayıcılı malzemelerin

davranışları............................................................................................. 36 Şekil 4.1. CEM I 42.5R Portland çimentosunun SEM görüntüsü ............................. 41 Şekil 4.2. Çalışmada kullanılan katı malzemelerin tanecik boyut dağılımları ........... 41 Şekil 4.3. Sugözü uçucu külüne ait taramalı elektron mikroskobundan elde edilmiş

mikroskobik resim ................................................................................... 42 Şekil 4.4. Çalışma kapsamında referans TÇEK üretiminde kullanılan PVA lifleri .... 43 Şekil 4.5. PVA ve bazalt liflerin mikroskop altındaki görüntülerinin karşılaştırılması 44 Şekil 4.6. Çalışma kapsamında TÇEK üretiminde kullanılan BL’ler......................... 45 Şekil 4.7. Çalışmada kullanılan kuvars kumunun taramalı elektron mikroskobu

görüntüleri .............................................................................................. 46 Şekil 4.8. 20 litre kapasiteli planet tipi mikserde TÇEK karışımlarının hazırlanması 48 Şekil 4.9. Deneysel çalışma planı ........................................................................... 50 Şekil 4.10. Çalışma kapsamında yapılan yayılma tablası ile kompozit harç

karışımlarının kıvamlarının belirlenmesi ............................................... 53 Şekil.4.11. a) Çalışmada kullanılan mini slump aleti şekli ve ölçüleri, b) Mini slump

deneyinin yapılışına ait bir görüntü ....................................................... 54 Şekil 4.12. a) Çalışmada kullanılan marsh hunisi aleti ve ölçüleri, b) Marsh hun isi

akma zamanı deneyine ait bir görüntü .................................................. 55 Şekil 4.13. TÇEK numunelerinin üretiminden sonra kirece doygun suda

kürlenmesi ............................................................................................ 56 Şekil 4.14. Basınç dayanımı testi düzeneği ............................................................ 56 Şekil 4.15. Dört noktalı eğilmede çekme testi deney düzeneği ............................... 57 Şekil 4.16. Dört noktalı eğilmede çekme testi ile şekil değişimi ölçümü................... 58 Şekil 4.17. Tipik bir TÇEK numunesinin dört noktalı eğilmede çekme testi

sırasındaki davranışı ............................................................................ 58 Şekil 4.18. Kompozit kırılma tokluğu tayini için kullanılan deney tertibi ................... 60 Şekil 4.19. a) Kompozit kırılma tokluğu deneyi test düzeneği, b) Numune boyutları 61 Şekil 4.20. a) Kuruma büzülmesi prizma deney örnekleri, b) Kuruma büzülmesi

tayini için TÇEK numunelerinde boyutsal değişim ölçümleri ................. 63 Şekil 4.21. a) Çekme dayanımı deneylerinde kullanılan numune ölçüleri, b) Çekme

dayanımı deney düzeneği .................................................................... 64 Şekil 5.1. Farklı boylardaki BL’li numunelerin lif miktarına bağlı marsh hunisi akma

zamanları ............................................................................................... 67 Şekil 5.2. Mini slump yayılma çaplarının lif miktarına bağlı olarak değişimi ............. 69 Şekil 5.3. Yayılma tablası deneyi yayılma çaplarının lif miktarına bağlı olarak

değişimi .................................................................................................. 70 Şekil 5.4. Referans karışım ve BL’li numunelerin basınç dayanımı değerleri .......... 71 Şekil 5.5. Hibrit TÇEK numunelerinin basınç dayanımı değerleri ............................ 73

vii

Şekil 5.6. Ağırlıkça BL (6 mm-12 mm) oranına bağlı kiriş orta nokta sehim değişimleri .............................................................................................. 75

Şekil 5.7. 12 mm’lik BL’li TÇEK numunelerinde lif oranına bağlı eğilme dayanımı değişimi .................................................................................................. 76

Şekil 5.8. Hibrit TÇEK örneklerin dört nokta eğilme dayanımı sonucu elde edilen maksimum yük-sehim eğrileri .................................................................. 78

Şekil 5.9. 6mm ve 12 mm boylarındaki BL katkılı TÇEK numunelerinin çekme dayanımları ............................................................................................. 81

Şekil 5.10. 6mm ve 12 mm BL kullanılarak üretilen TÇEK’lerin ağırlıkça lif oranı-kompozit kırılma tokluğu ilişkisi ............................................................. 85

Şekil 5.11. 6 mm boyunda BL’li TÇEK’lerin 90 günlük kuruma rötresi değişimi ....... 87 Şekil 5.12. 12 mm boyunda BL’li TÇEK’lerin 90 günlük kuruma rötresi değişimleri . 88 Şekil 5.13. Rötre ölçümleri sonunda deney numunelerinin rötre değişim miktarları . 89

viii

ÇİZELGELER DİZİNİ

Sayfa

Çizelge 3.1. Ağırlıkça TÇEK malzemesinin tipik karışım tasarımı .......................... 28 Çizelge 3.2. Geleneksel beton ile TÇEK'nin özelliklerinin karşılaştırılması .............. 30 Çizelge 3.3. Geleneksel beton ve TÇEK’nin tipik karışım oranları........................... 39 Çizelge 4.1. Çalışmada kullanılan çimento özellikleri ............................................. 40 Çizelge 4.2. Uçucu kül ve kuvars kumuna ait kimyasal özellikler ........................... 42 Çizelge 4.3. TÇEK üretiminde kullanılan PVA ve BL'lerinin mekanik ve geometrik

Özellikleri .......................................................................................... 43 Çizelge 4.4. Bazalt lif kullanılarak hazırlanan TÇEK karışım miktarları (ağırlıkça) ... 47 Çizelge 4.5. Farklı oranlarda PVA lifi ve BL kullanılarak hazırlanan hibrit TÇEK

karışım miktarları (ağırlıkça) ............................................................... 49 Çizelge 4.6. Akış özellikleri için BL’li TÇEK karışım oranları ................................... 52 Çizelge 4.7. Akış özellikleri için hibrit lifli TÇEK karışım oranları ............................. 52 Çizelge 4.8. ASTM E399 standardına göre kırılma tokluğunun hesaplanmasında

kullanılan geometrik kalibrasyon faktörü değerleri ............................. 60 Çizelge 5.1. Karışımlardaki BL değişiminin akış özelliklerine etkileri ....................... 66 Çizelge 5.2. Hibrit TÇEK karışımlarının akış özellikleri ........................................... 68 Çizelge 5.3. 6 mm ve 12 mm’lik BL kullanılarak hazırlanan TÇEK karışımlarının

basınç dayanımları ............................................................................. 72 Çizelge 5.4. Hibrit TÇEK numunelerine ait basınç dayanımı değerleri .................... 73 Çizelge 5.5. 12 mm’lik BL’li TÇEK karışımlarının eğilmede çekme yükleri altındaki

performansları .................................................................................... 74 Çizelge 5.6. Hibrit TÇEK numunelerinin dört nokta eğilmede çekme dayanımı ve

sehim değerleri .................................................................................. 78 Çizelge 5.7. 6mm ve 12 mm boyunda BL içeren TÇEK ve referans TÇEK

örneklerin çekme gerilmeleri altındaki performansları ………………...80 Çizelge 5.8. Hibrit TÇEK numunelerinin çekme dayanımı değerleri ........................ 83 Çizelge 5.9. 6 mm ve 12 mm BL kullanılarak hazırlanan TÇEK’lerin kompozit

kırılma toklukları ................................................................................. 84 Çizelge 5.10. Hibrit TÇEK numunelerinin kırılma tokluğu değerleri ......................... 86

ix

SİMGELER VE KISALTMALAR DİZİNİ

ASTM Amerikan Malzeme ve Test Derneği ASR Alkali-Silika Reaksiyonları BL Bazalt Lif C3A Trikalsiyum Alüminat CH Kalsiyum Hidroksit C-S-H Kalsiyum-Silika-Hidrat Ç Çimento EDS Enerji Dağılımı X- Işını Spektroskopisi EDX Enerji Dağınımlı X-Işınları Analizi F F Sınıfı Uçucu Kül FRC Lif Katkılı Beton FRP Lif Katkılı Polimer HPFRCC Yüksek Performans Lif Katkılı Beton HA Hiper Akışkanlaştırıcı Katkı K/BM Kum/Bağlayıcı Malzeme LDB Lif Donatılı Beton MPa Megapaskal NMK Nano Meta Kaolin PBI Polibenzimidazole Lif PÇ Portland Çimentosu PE Polietilen Lif PVA Polivinil Alkol Lif S/BM Su/Bağlayıcı Malzeme SEM Taramalı Elektron Mikroskopu SHCC Gerilme Sertleşmeli Çimento Esaslı Kompozit TÇEK Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitler TS-EN Türk Standartları Enstitüsü UK Uçucu Kül µm Mikrometre

1

1. GİRİŞ

Türkiye gibi gelişmekte olan ülkeler için sürdürülebilir kalkınmada inşaat sektörünün

hayati bir önemi bulunmaktadır. Yapı tasarımının ve betonun üretiminin ekonomik

olarak yapılması başlangıç maliyetlerini düşürse de bina tasarım ve uygulama

hatalarından kaynaklanan, deprem yükleri ve şiddetli çevresel etkiler gibi sebeplerle

zamanla onarım/güçlendirmeye ihtiyaç duymakta; zaman, insan gücü, malzeme ve

serviste aksama gibi kayıplarla yapının maliyeti başlangıç aşamasında hesaplanan

maliyetten çok daha yüksek rakamlara ulaşmaktadır. Öte yandan, tasarlanmış

çimento esaslı kompozitlerin (TÇEK) kullanımıyla yapıların daha sünek ve

dayanıklılığı yüksek bir betonla inşa edilmesi, yapı ömrünü uzatıp onarım/güçlendirme

ve yeni inşaatlar için harcanan malzeme ihtiyacını azaltacaktır. Dolayısıyla bu durum

hem doğal kaynakların tüketilmesini hem de çimento ve donatı gibi yapısal

malzemelerin üretiminde harcanan çok büyük miktardaki enerji kullanımını

sınırlayacaktır (Şahmaran vd., 2012). TÇEK’de genellikle yüksek miktarlarda

bağlayıcı malzeme kullanılır, çoğu kez ağırlıkça %70’den fazla, kompozit karışım

içeriğine herhangi bir iri agrega ilave edilmez. TÇEK’deki yüksek hacimdeki bağlayıcı

malzeme, geniş kuruma rötrelerine ve malzemenin çevreci özelliği ile malzemenin

maliyeti üzerine olumsuz etkiye neden olmaktadır (Zhou vd., 2010).

İnşaat malzemeleri açısından bakıldığında maliyetler önemli rol oynamaktadır. Söz

konusu doğrudan maliyetlerin yanısıra enerji, bakım-onarım ve geri dönüşüm

maliyetleri gibi dolaylı maliyetler de hesaba katıldığında maliyetlerin sektör için önemi

artmaktadır.

İnşaat malzemeri alanında yapılması gereken yenilik ve teknolojik değişimin tek

nedeni maliyetler değildir. İnsanların ihtiyaçlarından doğan taleplerin yanı sıra

sürdürülebilir kentleşme ve çevrenin korunması, dolayısıyla kentleşmenin çevreye

verdiği zararların en aza indirgenmesi için dünya çapında alınan önlemler inşaat

malzemeleri alanında ve tüm inşaat sektöründe yenilik yapmayı artık zorunlu hale

getirmektedir. Kentsel gelişimdeki baş aktörler olarak inşaat sektöründe faaliyet

gösteren, projelerin çevreye olan olumsuz etkilerini en aza indirmek durumundadır.

CO2 salınımının, enerji tüketiminin ve atıkların azaltılması gibi pek çok konunun uzun

dönemde inşaat sektöründeki gelişmeleri etkilemesi beklenmektedir. Çevre dostu

yeni binaların inşasının başlıca yollarından biri yenilikçi girişimlerde bulunmak ve yine

çevre dostu malzemeler kullanmaktır.

2

İnşaat sektörü açısından sürdürlebilirlik çevre dostu, daha az enerji tüketen, daha az

CO2 salınımı yapan ya da daha az atık üreten binaların tasarımı ve inşası ile sınırlı

değildir. İnşaat sektöründe kullanılan malzemelerin üretiminde de sürdürülebilirlik göz

önünde bulundurulmalıdır. Örneğin çimento üretimi insan kaynaklı küresel CO2

salınımının yaklaşık %5’ini oluşturmaktadır. Uluslararası Enerji Ajansı (IEA)

ortaklığıyla hayata geçirilen Dünya Sürdürülebilir Kalkınma İşkonseyi-Çimento

Sürdürülebilirliği Girişimi (WBCSD-CSI), çimento üretiminde CO2 salınımını

azaltabilecek teknolojileri ortaya çıkarmak için bir yol haritası çizmiştir. Sözkonusu yol

haritasında, çimento kaynaklı CO2 salınımını azaltmak için dört başlık ortaya çıkmıştır;

1. Çimento üretiminde termal ve elektrik enerjisi verimliliğinin artırılması

2. Çimento üretiminde alternatif yakıtların kullanılması

3. Klinker yerine düşük karbonlu, çimento özelliği gösteren malzemeler

kullanılması

4. Karbon tutumu ve depolanması

Girişim, bu yol haritası aracılığıyla çimento sektöründeki CO2 salınımının 2050 yılında

şu anki seviyesinin yarısına indirilebileceğini tahmin etmektedir. Diğer yandan inşaat

sektörü geleneksel ve maliyet odaklı bir sektör olarak AR-GE ve inovasyon yatırımları

açısından başarılı bir tablo çizmemektedir. Fakat özellikle önümüzdeki dönemlerde

çevresel sürdürülebilirlik, enerji verimliliği, azalan kaynaklar, çevre kirliliği ve artan

üretim maliyetleri gibi kürel sorunların da etkisiyle inşaat sektöründe radikal teknolojik

inovasyona gereksinim artacaktır (Candemir vd., 2012).

Betonarme yapıların yüksek dayanıklılığı, genellikle yoğun beton matrisiyle

ilişkilendirilebilir. Örneğin, yoğun bir mikroyapının geçirgenliği düşürmesi ve zararlı

maddelerin çelik donatıya taşınımını azaltması beklenir. (Beeldens ve Vandewalle,

2001; Oh vd., 2002). Bu durum sürekli granülometrili agrega, uçucu kül ve silis dumanı

kullanımı, ya da düşük su/çimento oranıyla elde edilebilir (Mehta, 1986; Hwang

vd.,1996; Chang vd., 2001). Ancak, bu kavramlar betonarme yapının servis ömrü

boyunca çatlaksız bir şekilde kalmasına ve yoğun mikroyapısı sayesinde su, klor

iyonları ve oksijen gibi materyallerin geçirimliliğine direnç gösterdiği durumda

geçerlidir. Laboratuvar testlerinde, beton varsayılan hasarsız (çatlaksız) durumunda,

çok umut vadeden bir dayanıklılık göstermektedir (Weiss ve Shah, 2002; Mora vd.,

2003). Hâlbuki uygulamada betonarme elemanlar, uygulanan mekanik yükler ve

neredeyse kaçınılmaz olan kısıtlanmış durumlarda beklenen rötre ve termal

deformasyonlar sebebiyle çatlar (Wittmann, 2002; Mihashi ve De Leite, 2004). Bu

3

çatlaklar betonda bozulmaya sebep olan zararlı maddelerin nüfuzu için kolay yollar

sağlar. Klor iyonu, oksijen ve karbonatlaşmaya neden olan maddeler, bu çatlaklar

vasıtasıyla taşınır ve sonuç olarak çelik donatının paslanmasına sebep olurlar. Komşu

çatlaklar arasındaki sağlam betonun çok yoğun ve neredeyse tamamen geçirimsiz

olduğu durumlarda dahi, çatlakların varlığı genel geçirimliliğin artmasına ve zararlı

maddelerin çelik donatıya ulaşmasına sebebiyet verir (Bakker, 1988; Gerard vd.,

1997; Hearn, 1999). Bu sebepten dolayı, dayanıklılık problemlerinin kökünde, beton

malzemelerin gevrek yapısı yer almaktadır. Bu sorunu çözmek için, betonun gevrek

yapısını azaltacak temel bir çözüm gereklidir. Bunun için son zamanlarda lif katklılı

çimento esaslı kompozitler ve bu kompozitlerin özel bir sınınıfı olan tasarlanmış

çimento esaslı kompozitler üzerinde yapılan çalışmalar devam etmektedir.

TÇEK’lerdeki lifler; tipleri, boyutları, narinlik oranları (boy/çap), miktarları, geometrileri,

çekme dayanımları, yüzey özellikleri ve lif-matris aderansı gibi birçok parametreye

bağlı olarak kompozitte dayanımı, çatlak kontrolünü, şekil değiştirme kapasitesini,

darbe dayanımını ve durabiliteyi arttırmaktadır.

Yüksek mukavemet özellikli liflerin çimento esaslı matris içerisine ilave edilip homojen

bir şekilde kompozit yapı içerisinde dağıtılması ve sünek bir yapının oluşturulması,

malzemenin gevrek özelliğin iyileştirilmesi için uygun bir çözümdür. Bu çözüme bağlı

olarak, yapının performansında engel olan bu gevrekliğin iyileştirilmesi, “Tasarlanmış

Çimento Esaslı Kompozitler (Patentli İsmi: Engineered Cementitious Composites –

ECC)” olarak adlandırılan, yeni bir kompozit türünün inşaat malzemesi alanına

girmesi ile giderilmiş oldu.

TÇEK, ilk tasarlandığı haliyle sadece özel bir kum (mikronize kuvars kumu) ile başarılı

bir şekilde üretilebilmekteydi. Ancak, TÇEK’in yerel malzemelerle üretilmesi, kum tane

boyutu dağılımının etkileri, üretimin tekrarlanabilirliği, çok yüksek hacimde endüstriyel

atık mineral katkıların kullanımının mekanik ve dayanıklılık özellikleri üzerine etkileri,

mekanik ve çevresel yüklerin aynı anda uygulanması durumundaki performansı,

boyutsal stabilite özellikleri, lif dağılımının homojen olması için gerekli olan reolojik

özellikler, lif-matris ara yüzeylerinin mineral katkı miktarına bağlı özellikleri,

kendiliğinden iyileşmesi, mikro yapısı gibi konular hala aydınlık bekleyen hususlardır.

Bu tez çalışması kapsamında yukarıda sıralanan konularda kapsamlı deneysel

çalışmalar yapılmış olup elde edilen deney sonuçları literatürde detayları verilmiş

standart TÇEK karışımı ile karşılaştırılmıştır.

4

Bu tez çalışmasında, yaklaşık olarak ağırlıkça %27 düşük hacimli bağlayıcı malzeme

portland çimentosu, uçucu kül, kuvars kumu, değişik oranlarda bazalt lif (BL) ve BL-

PVA (Polivinil Alkol) lif kombinasyonlarının bulunduğu TÇEK’nin yeni bir türü

tasarlanmıştır. Düşük bağlayıcı bağlayıcı malzemeler ve fiber miktarları

düşünüldüğünde yeni geliştirilen TÇEK’in üretim maliyetlerini düşürebileceği ve artan

çevreci malzeme özelliğine sahip olabileceği düşünülmektedir.

Tez çalışması kapsamında, TÇEK’in ülkemizde araştırılması, mekanik özeliklerinin

mevcut girdilerden daha ekonomik bileşenler ile daha da geliştirilmesinin ve

yaygınlaştırılabilmesinin, sürdürülebilir kalkınma için oldukça önemli olduğunu

düşünülmektedir. Kısaca özetlemek gerekirse, yapıların, yüksek oranda uçucu kül gibi

atık malzemeleri içeren ve PVA life alternatif olabilecek değişik lif türlerinin

kullanımıyla üretilen yüksek sünekliğe sahip TÇEK ile üretilmesi/tamir edilmesi,

yapıların dayanıklılığını ve servis ömrünü uzatıp tamirat ihtiyacını azaltacaktır. Bu

durum ise hem inşaat maliyet girdilerinin azalmasını hem doğal kaynakların

korunmasını hem de doğada atık olarak bulunan malzemelerin değerlendirilmesini ve

böylece çevrenin daha az kirlenmesini sağlayacaktır. Tamamlanmış olan bu çalışma

ile birlikte çok üstün özelliklere sahip TÇEK malzemesini ülkemizde altyapıların

güvenliğini, kullanışlılığını ve sürekliliğini artırmada tercih edilebilir bir malzeme

yapacaktır.

Günümüzde BL’le ilgili çalışmalar sınırlı sayıdadır. Bu çalışma kapsamında BL katkılı

çimento esaslı kompozit malzemenin taze, mekanik ve boyutsal stabilite özellikleri

daha önceki çalışmalarda da kullanılan ve lif olarak sadece PVA lif kullanılarak

üretilen normal TÇEK malzemesi ile kıyaslanarak literatüre katkı sağlayacağı

düşünülmektedir.

5

2. KAYNAK ÖZETLERİ

2.1. TÇEK’lerin Mekanik Özellikleri Üzerine Yapılan Daha Önceki Çalışmalar

Literatürde TÇEK’lerin başta basınç dayanımı, eğilme dayanımı, doğrudan çekme

dayanımı ve yarmada çekme dayanımı ile ilgili çalışmalar bulunmakta olup son

yıllardaki çalışmalar güncel bir şekilde takip edilerek bu bölümde yapılan çalışmaların

kısa özetlerine yer verilmiştir.

TÇEK’in ilk deneysel çalışmlarının yapıldığı yer olan Michigan Üniversitesi’nde

yapılmış olan çalışmalarda TÇEK gibi şekil değiştirme sertleşmesi davranışı

sergileyen çimento esaslı kompozitlerin dört noktalı eğilmede çekme testi sonucu

numunelerin orta noktasında ölçülen şekil değiştirme (sehim) ile eksenel çekme

yüklemesi altında birim şekil değiştirme kapasitesi arasında doğrudan bir bağıntı

tespit edilmiştir. Elde edilen bağıntı doğrultusunda ve deney esnasında kullanılan

numunelerin geometrik özelikleri de dikkate alınarak modelleme yapılmıştır (Qian ve

Li, 2007; Zhou vd., 2008). Yapılmış olan bu modellemeler kullanılarak Şahmaran

vd.’nin 2012 yılında yaptıkları çalışmada dört noktalı eğilmede çekme testi sonucu

numunenin orta noktasında ölçülen 5 mm’lik bir sehim değeri yaklaşık %3 civarı birim

çekme şekil değiştirmeye denk geldiği belirlenmiştir. Bu değer, normal betonun ve lif

donatılı betonun çekme şekil değiştirme kapasitesinin yaklaşık 300 ile 500 katı

kadardır. ECC ilk çatlaktan sonra şekil değiştirme sertleşmesi sergilemekte ve bu

özelliği ile ECC ’ nin betondan öte sünek bir metal gibi davranış sergilemesini

sağlamaktadır (şekil değiştirme kapasitesi birçok sünek malzeme için, örneğin

alüminyum bileşeni, %6 ile 8 arasında değişmektedir) (Şahmaran vd., 2012).

TÇEK’ler lif katkılı ultra düktil çimento esaslı malzemelerdir. TÇEK’ler yüksek çekme

düktilitesi ve dar çatlak genişliği kontrolü ile nitelendirilir. Mükemmel performansı

sayesinde TÇEK, yükleme kapasitesini ve yapıların dayanıklılığını artırmak için köprü,

otoyol, gökdelenler gibi farklı uygulama alanlarında ortaya çıkmaktadır. Fakat diğer

yandan TÇEK boyutsal stabilite, ekonomiklik, sürdürülebilirlik konularında bir

sınırlama ile karşı karşıyadır. TÇEK’de genelde büyük miktarlarda bağlayıcı malzeme

kullanılır, genel olarak ağırlıkça %70’den fazla, karışım içeriğine herhangi bir iri

agrega ilave edilmez. TÇEK’deki yüksek hacimdeki bağlayıcı malzeme, geniş kuruma

rötrelerine ve malzemenin çevreci özelliği ile malzemenin maliyeti üzerine olumsuz

etkiye neden olmaktadır (Zhou vd., 2010).

6

Zhou vd. (2010), düşük hacim bağlayıcı malzeme içeren tasarlanmış çimento esaslı

kompozitler üzerine yapmış oldukları deneysel incelemelerde, yaklaşık olarak

ağırlıkça %25 düşük hacimli bağlayıcı malzeme portland çimentosu, yüksek fırın

cürufu, silis dumanı içeren ve karışımında büyük miktarda filler, agrega, kireçtaşı tozu

ve nehir kumu bulunan TÇEK’nin yeni bir türü tasarlamışlardır. Bu karışımda hacimce

sadece %1.2 oranında lifler karışıma dâhil edilmiştir. Deneysel çalışmalar %2 çekme

düktülitesi ve nispeten düşük rötre özelliği gösteren yeni geliştirilmiş TÇEK’yi ortaya

çıkarmıştır. Düşük bağlayıcı malzemeler ve fiber miktarları düşünüldüğünde yeni

geliştirilen TÇEK’nin üretim maliyetlerini düşürebileceği ve artan çevreci malzeme

özelliğine sahip olabileceği beklenmektedir.

Toutanji vd., (2010), yaptıkları çalışmada polivinilalkol (PVA) lif ve tek agraga olarak

olarak polivinil butiral (PVB) katkılı hafif yüksek performans çimento esaslı kompozitin

geliştirilmesi için araştırmalar yapmışlardır. Basınç ve eğilme dayanımı, darbe direnci

ve kırılma tokluğu gibi mekanik özellikler değerlendirildiği deneysel çalışmalarda, PVB

katkılı kompozit ile 1548 kg/m3 ortalama yoğunluk ve yaklaşık 40 MPa basınç

dayanımı değerleri elde edilmiştir. PVA liflerin eklenmesinin düktiliteyi, kırılma

tokluğunu ve darbe direncini hacim fraksiyonları nedeniyle geliştirdiği tespit edilmiştir.

Genellikle kırılma tokluğundaki artış lif hacim fraksiyonlarındaki artışla doğrusal

olmakla birlikte darbe direnci ile bağlantılı artış doğrusal bir seyir izlememiştir.

Karışımların oranlaması ve lif köprüleme mekaniğine dayalı bir yöntem kırılma

tokluğunu karakterize etmek için geliştirilmiştir. Karşılaştırmalar, eşit yoğunluğa sahip

olan hafif beton ve normal ağırlıklı beton ile yapılmıştır. Geliştirilen model ile test

edilen malzemeler için önceden tahmin edilen sonuçlarla deneysel sonuçlar

karşılaştırıldığında iyi bir korelasyon elde edilmiştir.

Sakulich ve Li (2011), tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin (TÇEK) nano

ölçekteki özelliklerinin belirlenmesi amacıyla yaptıkları deneysel çalışmalarda, üç

farklı TÇEK formülünün (bir standart formül ve iki nano malzeme katkılar içeren) nano

ölçek kimyasal ve mekanik özelliklerini nanoiz, elektron mikroskobu ve enerji dağılımlı

izgeölçümü kullanılarak çalışmışlardır. Nanaoiz sonuçları, matris ve reaksiyona

girmemiş uçucu kül arasındaki farkın yanı sıra (~20 GPa), kütle matrisi (~30 GPa) ve

matris/fiber arayüz geçiş bölgesi arasındaki katsayıdaki farkı da vurgulamaktadır.

Karbon siyahı ve karbon nanotüplerin ilavesi, standart M45 ile karşılaştırıldığında

katsayıda çok az değişim oluşturmuştur. Elektron mikroskobu ile girintiler gözlenmiş;

karbon siyahı parçacıklarına ait hiçbir ize rastlanmamış fakat nananotüpler ve

nanotüp yan yana bağlanan çatlaklar dâhil, PVA liflere yakın ultra ince çatlaklarda

7

kolaylıkla tespit edilebildiğini belirtmişlerdir. Element analizinin, ana kompozisyondan

mekanik özellikler üzerine bir etkiden daha fazlasına sahip olan porozite gibi faktörleri

içeren katsayı ve kimyasal kompozisyon arasındaki ilişkiyi göstermekte başarısız

olduğu görülmüştür.

Metaxa vd. (2012), çimento esaslı malzemelerde etkili bir şekilde dağıtılmış çok

çeperli karbon nanotüp (MWCNT)/sulu yüzey etkinleştirici süspansiyonların etkili bir

şekilde kullanımının, malzemelerin mekanik özelliklerini önemli ölçüde geliştirdiğini

bildirmişlerdir. Üretilen MWCNT süspansiyonlar, karışım suyuna karşılık gelen yüksek

bir su içeriğine sahiptir. Mevcut çalışmada, oldukça yüksek yoğunlukta MWCNT

süspansiyonları hazırlama metodu sunulmuştur, bundan dolayı çimento esaslı

malzemelerde gerekli olan karışım hacmi azaltılabilmiştir. İki farklı yüksek hızdaki

merkezkaç döneci (çark) kullanan bir merkezkaç işlemi, süspansiyonlardaki suyun

miktarını azaltmak için kullanılmıştır. Işık soğurum görünge gösterimi,

ultrasantrifügasyon işleminin MWCNT süspansiyonlarının yoğunluğunu 5 kat arttırdığı

görülmüştür. Eriyiklerin ardından oldukça yoğun MWCNT süspansiyonlarının

kullanımı, yoğun olmayan süspansiyonları kullanarak hazırlanan örneklerin

performansına benzer mekanik özellikli nano kompozitler ile sonuçlanmıştır. Bu

sonuçlar doğrultusunda araştırmacılar, ultrasantrifügasyon yoğunlaşma metodunun

karışımların güçlendirici özelliklerini etkilemeksizin başarılı bir şekilde MWCNT

süspansiyonlarının çözünürlüğünü muhafaza ettiğini, böylelikle ultrasantrifügasyon

yoğunlaşma metodunu, MWCNT karışımlarının geniş ölçekte uygulanması için etkin

bir hazırlık aşamasını oluşturabileceğini ileri sürmüşlerdir.

Pereira vd. (2012), yapmış oldukları çalışmada, farklı lif katkılı çimento esaslı

kompozit malzemelerin tepkisinin değerlendirilmesini, doğrudan çekme gerimesi-

çatlak açıklığı davranışı belirlenerek yapmışlardır. Gerilme yüklemesinden

kaynaklanan köprü çatlaklarına farklı liflerin etkisinin altında yatan faktörlerden mikro

mekanizmin yanı sıra hibrit lif katkılarının etkinliği ve çatlama sürecinin çok ölçekli

yapısı, elde edilen deneysel sonuçlara bağlı olarak tartışılmıştır. Araştırmacılar,

çimento esaslı kompozit matrislerinde donatı olarak farklı lif türlerinin birlikte

kullanımının (hibrit), genel olarak lif katkılı çimento esaslı kompozitlerdeki çatlama

sürecinin çok ölçekli doğasının temel esası tarafından harekete geçirildiğini ifade

etmişlerdir. Farklı geometrik ve mekanik özellikli liflerin kompozitte gerilme şekil

değiştirmesine maruz kalırken, çatlakların mikro boyuttan makro boyuta doğru

gelişiminin ve yayılmasının sınırlandığı varsaymışlardır. Çalışma sonucunda, lif katkılı

sistemlerin optimize edilmiş tasarımının, genel gerilme tepkisine her bir lif türünün

8

katkısının objektif değerlendirmesini gerektirdiğini tespit edilmiştir. Ayrıca belirli lif

kombinasyonlarından meydana gelen olası sinerjistik etkilerin açık bir şekilde

tanımlanması gerektiği araştırmacılar tarafından belirtilmiştir.

Li ve Zhang (2012), dinamik yükleme altında donatısız beton için yaygın olarak

kullanılan malzeme modellerinden özellikle Beton Hasar modeli ve Elastik –Plastik

Hidrodinamik modelleri, dinamik yükleme altındaki tasarlanmış çimento esaslı

kompozit malzemeler (TÇEK) için uygun bir malzeme modeli belirlemek üzere

değerlendirmişlerdir. Boyut etkisinin, gerilme oranı etkisinin ve dinamik malzeme

davranışı üzerine özel durum denkleminin etkileri, sayısal modelleme yöntemi

kullanılarak araştırılmıştır. TÇEK malzemelerin dinamik davranışının benzerini

oluşturmak için uygun bir malzeme modeli Beton Hasar modeline bağlı olarak

oluşturulmuştur. Hibrit lifli TÇEK malzemelerin deneysel verilerine göre ayarlanan

parametreler vasıtasıyla geliştirilen Beton Hasar modeli, TÇEK malzemelerin

benzersiz çekme gerinimi sertleşmesi özelliğini gösterebilmekle beraber bu model

gerinim hızı etkilerini ve boyut etkilerini de başarılı bir şekilde sunabilmiştir.

Araştırmacılar, yüksek hızdaki mermilerin çarptığı TÇEK panellerin darbe sürecinin

sayısal modellemesinin, TÇEK malzemelerin ve yapıların dinamik davranışını

modellemede etkin bir rol oynadığını belirtmişlerdir.

Shoukry vd. (2013), yapı yüzey sıvası için, fiber katkılı çimento esaslı kompozitlerin

(FRCCs) eğilme dayanımlarını geliştirme ve kılcal su emmelerini azaltmada nano

metakaolinin rolünün araştırılması amaçladıkları çalışmalarında, kısa doğal lifleri

beyaz portland çimentoya (WPC) çimentonun ağırlıkça %0.5, %1, %1.5, %2 ve %2.5

miktarlarında ilave etmişlerdir. Çalışma sonucunda, lif miktarının eğilme dayanımını

yaklaşık %2’den %82’ye kadar artırdığını, sonrasında ise eğilme dayanımı

değerlerinde bir düşüş görüldüğünü bulmuşlardır. Kılcal su emme ise lif yüzdesinin

artması ile birlikte artış göstermiştir. Çalışmanın ikinci kısmında, lif katkılı nano

çimento esaslı kompozitleri geliştirmek için %2-%14 aralığında değişen farklı

yüzdelerde NMK (Nano Meta Kaolin), fiber miktarını %2’lik sabit tutarak çimentonun

yer değiştirmesi ile kullanılmıştır. Deneysel çalışmalarda eğilme dayanımındaki

yaklaşık %67’ye kadar ilave artış, %10’luk NMK miktarında elde edilmiştir. Kılcal su

emme değerleri ise genellikle NMK’nın çimento ile yer değiştirme miktarına bağlı

olarak düşüş göstermiştir. Araştırmacılar kılcal su emme değerlerindeki yaklaşık

%50’lik düşüşün, %10 NMK içeriğinde görüldüğünü rapor etmişlerdir.

9

Soe vd. (2013), %1.75 PVA lif ve % 0.58 çelik lifli yeni bir hibrit tasarlanmış çimento

esaslı kompozitin (TÇEK) deneysel olarak darbe direnci araştırmışlardır. Çalışmada,

TÇEK paneller 300 m/s’den 657 m/s aralığında başlangıç vurma hızına sahip

taşınabilir gaz tüfeğinden ateşlenen küçük bir çelik mermiden gelen çarpma etkisine

maruz bırakılmıştır. Bilgisayar ile kontrol edilen yüksek hızlı bir kamera, çarpma

işlemini kaydetmekte, çarpma boyunca merminin izini ve delinmeden sonra mermiden

geriye kalan hızı kaydetmekte kullanılmıştır. Panellere çarpma hızının büyüklüğü;

çarpma deneyinden sonra ölçülen oyuk çapı, girme derinliği ve kabuk çapı gibi hasar

parametreleri yoluyla değerlendirilmiştir. Üretilen bu yeni TÇEK’nin darbe dayanım

yeteneğini değerlendirmek için düz beton panellerin darbe tepkisi, yüksek dayanım

beton paneller ve gelecek vadeden darbe dirençli malzemelerden olması tavsiye

edilen TÇEK karışımlarından imal edilen hibrit lif TÇEK paneller kullanılmıştır.

Çalışma sonuçları, yeni hibrit lif TÇEK malzemenin, bir mermiden gelen darbe

enerjisinin emilimi, yüksek lif köprüleme yeteneği ve çoklu darbeler altında daha iyi

dayanıklılık gibi birtakım parametreler vasıtasıyla iyi derecede darbe direncine sahip

olduğunu göstermiştir.

Soe vd. (2013), yeni geliştirdikleri TÇEK ile daha iyi bir darbe dayanımını elde etmeyi

hedefledikleri çalışmalarında, %1.75 PVA lif ve %0.58 çelik lif ile takviye edilmiş yeni

bir hibrit tasarlanmış çimento esaslı kompozitin (TÇEK) mekanik özelliklerini deneysel

olarak araştırmışlardır. Bir dizi deney, yeni malzemenin basınç dayanımı, young

modülü, kopma modülü ve çekme özelliklerini belirlemek amacıyla yapılmıştır.

Referans karışım olarak belirtilen ve darbe direncinden dolayı çok umut verici olduğu

iddia edilen %1.5 PVA lif ve 0.5 çelik lif lif ile üretilmiş TÇEK’lerin malzeme özellikleri

bu çalışmada, malzeme özellikleri üzerine lif hacim fraksiyonunun etkisini belirlemek

ve karşılaştırmak amacıyla test edilmiştir. Darbe direncini geliştirmek için her ikisinin

de önemli olduğu %1.75 PVA lif ve % 0.58 çelik lif ile üretilen yeni TÇEK’in, referans

TÇEK’den daha gelişmiş dayanım ve gerilme yeteneği sergilediği sonucuna

varılmıştır.

Yapı malzemesine nanoboyut biliminin uygulanışı çok önceden başlamıştır. Son

zamanlarda çeşitli nanofiberlere, harici mekanik özellikleri ve çimento matrisi

içerisinde donatı olarak kullanabilmek için yüksek potansiyele sahip olmasından

dolayı araştırmacıların ilgisi artmış durumdadır. Karbon nanotüp (CNT), nanoteknoloji

alanındaki çok önemli araştırma alanlarından birisidir. CNT’lerin boyutları ve üstün

mekanik özellikleri, yüksek performans gelecek nesil çimento esaslı kompozitleri

üretmekte kullanılabilmesi için yüksek potansiyele sahip olduğunu göstermektedir.

10

Manzur vd. (2014), CNT katkılı çimento esaslı kompozitlerin basınç dayanımları

üzerine CNT’nin boyut etkisini araştırmak için bir deneme çalışması yapmıştır. Yedi

farklı çok çeperli nanotüpler (MWNTs), çimento esaslı kompozitler üretmek için

kullanılmıştır. Birçok durumda kompozitlerin basınç dayanımı üzerine nanotüp

boyutunun etkisiyle ilgili bir ilişki gözlenmiştir. Dış çapı 20 mm veya daha az olan

MWNT’ler nispeten daha iyi performans sergilemiştir. Daha küçük boyutlu MWNT’ler

genellikle ince ölçekte dağıtılabilmiş ve sonuç olarak çimento matrisinde daha etkili

olarak daha çok nano boşluk alanı doldurulabilmiştir. Bu durumun neticesi olarak da

yazarlarca daha güçlü kompozitlerin meydana getirilebileceği kanısına varılmıştır.

Sbia vd. (2014), üretimini gerçekleştirdikleri ultra yüksek performans betonun (UHPC)

belirgin bir biçimde yüksek mekanik, geçirimsizlik ve durabilite özelliklerini; kılcal

boşlukların miktarını ve boyutlarını azaltarak, çimento hidratların mikro yapısını

iyileştirerek ve fiber katkısını etkin bir şekilde kullanarak gerçekleştirmişlerdir.

UHPC’lerin yoğun ve ince mikroyapısı, UHPC’deki fiberlerin güçlendirici etkisini

tamamlayabilen nano malzemelerin kompozit matrisinde etkili bir şekilde dağılmasını

ve etkileşime girmesini kolaylaştırmıştır. Deneysel bir optimizasyon programı,

UHPC’deki çelik lif ve nispeten düşük maliyetli karbon nano liflerin optimum

kombinasyonu belirlemek için uygulanmıştır. Araştırmacılar, UHPC’nin eğilme

dayanımının, düktilitesinin, enerji tutuma kapasitesinin, darbe ve aşınma direncinin

dengeli bir şekilde gelişimi için çelik lifler ve karbon nano liflerin optimum hacimsel

oranlarını sırasıyla %1.1 ve %0.04 olarak belirlemişlerdir. Çalışma sonucunda,

UHPC’deki karbon nano liflerin ve çelik liflerin arzu edilen tamamlayıcı etkisine

erişilmiştir. Bu tamamlayıcı etkinin, farklı ölçeklerde bu liflerin destekleyici etkisine

katkıda bulunduğu ve UHPC’deki liflerin çekme davranışına ve nanoliflerin arayüz

bağına faydalı olmaları gibi olumlu özellikleri belirlenmiştir.

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK) normal beton ve lif katklılı betona

göre çoğu yönlerden avantajlar sunmasına rağmen günümüzde bütün bir yapıyı

TÇEK ile inşa etmek çok da ekonomik olmamaktadır. Bundan dolayı TÇEK potansiyel

olarak onarım-güçlendirme sistemlerinde veya boyutsal olarak rijit bir malzeme ile

beraber kullanılmasını gerektiren ikili sistemlerde uygulanabilmektedir (Keskin vd.,

2014). Kısıtlayıcı etkisi ile birlikte yüksek rötre, TÇEK için kritik bir olay olan çatlamaya

sebebiyet vermektedir. TÇEK’nin mekanik özellikleri ile birlikte TÇEK’nin çatlama

potansiyelini hesaplamakta kullanılan otojen rötre, kuruma rötresi ve çekme sünmesi

gibi vizkoelastik özelliklerini araştırdıkları çalışmalarında Keskin vd., aynı zamanda

kısıtlanmış rötre koşulları altında TÇEK karışımlarının çatlama eğilimi de kısıtlanmış

11

rötre döngülerini kullanılarak incelemişlerdir. Çalışma sonucunda araştırmacılar hem

mikro çatlakların hem de viskoz kesme teorilerinin TÇEK’nin şekil değiştirmesiyle

bağlantılı olduğunu, mineral karışımın türü ve miktarının boyutsal ve mekanik

özellikler üzerinde önemli bir etkiye sahip olduğunu ve diğer bir çıkarım olarak da

sünme, elastik özellikler ve rötre verilerinin boyutsal uyumluluğu değerlendirmekte

birlikte kullanılması gerektiği sonucuna varmışlardır (Keskin vd., 2014).

Zamanla ömrünü dolduran beton altyapıları güçlendirme ve tamir etme ihtiyacı

artmaktadır. Normal beton tamir malzemeleri kırılgan yapıdadır ve onarım ve

güçlendirme döngülerinden dolayı durabilite yetersizliğiyle sonuçlanan çatlama

eğilimindedir. Bu sorunun üstesinden gelmek için, Maa vd., araştırmalarında orta-

erken dayanımlı tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (MES-TÇEK) geliştirmiş ve

bu kompozitlerin kendiliğinden iyileşme davranışları araştırmışlardır. Hızlı geçirgenlik

deneyi ve dört nokta eğilme deneylerini MES-TÇEK’lerin kendiliğinden iyileşmenin

etkisini değerlendirmekte kullandıkları çalışma sonucunda, MES TÇEK’lerin üç günlük

basınç dayanımı 24 MPa dayanım değerlerine ulaşmış ve 50 µm’dan daha düşük

genişlikte çatlak genişlikli yüksek çekme düktilitesine sahip olmuştur. Ayrıca,

kendiliğinden iyileşme test sonuçlarından, kompozitin bağıl su geçirgenliğinin, 10

iyileşme döngüsünden sonra sıfıra düştüğü görülmüştür. Buna ek olarak, eğilme

sertliği, eğilme mukavemeti ve deformasyon gibi mekanik özellikler, 10 iyileşme

döngüsünden sonra belli bir iyileşme göstermiştir. Kendiliğinden iyileşme süreci genel

olarak ilk 3 döngüde oluşmuş ve kendiliğinden iyileşme ürünü olarak, ana bileşenin

CaCO3 olduğu karma bir Ca(OH)2 / CaCO3 sistemi ortaya çıkmıştır (Maa vd., 2014).

Zhu vd. (2014), bağlayıcı malzemelerin (uçucu kül, curuf, silis dumanı ve çimento) İkili

ve üçlü sistemleri ile üretilen tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK) için

düktilite ile basınç dayanımının korelasyonu ve ölçümünü yaptıkları çalışmalarını, 12

farklı TÇEK karışımının yük-sehim eğrilerinde elde edilen parametreler ile basınç

dayanımı arasındaki ilişkiyi kurma üzerine oluşturulmuştur. Sonuçlar, basınç

dayanımının sırasıyla sehim, tokluk indeksi ve kırılma enerjisiyle ters orantılı bir

ilişkiye sahip olmakla birlikte eğilme dayanımını, ilk çatlama yükü ve nihai yük ile

doğru orantılı bir ilişkiye sahip olduğunu göstermiştir. Bunlara ek olarak bağlayıcı

malzemelerin ikili sisteminde TÇEK’nin sünekliği, sırasıyla çimentonun yer değiştirdiği

yüksek hacimli uçucu kül ve cüruf karışıma katıldığında açık bir şekilde gelişirken

uçucu kül ve cüruflu TÇEK’in basınç dayanımları sırasıyla %40 ve %14 azalma

göstermiştir. Çimentonun %70’nin yer değiştirmesi ile oluşturulan bağlayıcı

malzemelerin üçlü sistemi için uçucu kül ve cüruf kombinasyonu sadece TÇEK’nin

12

üstün bir süneklik kazanmasını yardımcı olmakla kalmayıp aynı zamanda yeterli

sağlamlıkta bir matris dayanımı sağlamıştır. Bunlardan başka uçucu kül ve silis

dumanı kombinasyonu basınç dayanımını artırırken TÇEK’lerin tokluklarını zayıflatıcı

bir etki yapmıştır.

Çimento esaslı kompozitlerin eğilme davranışı üzerine polipropilen (PP) ve

polivinilalkol (PVA) liflerin tek başına ve birlikte ilave edilmesinin etkisi (PP/PVA fiber

oranları: 3/0%, 2/1%, 1.5/1.5%, 1/2% ve 0/3%) Felekoğlu ve Felekoğlu (2015),

tarafından araştırılmıştır. Bu amaçla farklı dayanım sınıflarındaki matrisler

kullanılmıştır. Yüksek dayanım matrisinin (MI) bağlayıcı bileşimi sadece çimentodan

oluşturulmuş ve çimentonun %50’si, nispeten düşük bir dayanım matrisi (MII)

hazırlamak için uçucu kül ile yer değiştirilmiştir. İlk çatlak ile eğilme dayanımı ve sehim

ile bağıl tokluk değerleri bütün örnekleri için belirlenmiştir. Sonuçlar, çimento esaslı

kompozitlerin yük-sehim eğrileri üzerine PP ve PVA liflerin etkilerinin önemli bir

şekilde farklılık arz ettiğini göstermiştir. Matris dayanımı fiber katkılı kompozitlerin

eğilme performansı belirlemede baskın etken olarak bulunmuştur. PP ve PVA

fiberlerin hibrit kullanımlarının, kompoizitlerin çoklu çatlak performansı, bağıl tokluk

değerleri ve eğilme dayanımları üzerinde önemli bir gelişmeye sebep olmadığı

görülmüştür.

Shwan vd. (2015), tasarlanmış çimento esaslı kompozit (TÇEK) küp ve levhaların

tokluk, basınç ve eğilme dayanımları üzerinde PVA liflerin etkisini araştırdıkları

çalışmalarında, farklı içerikteki PVA lifli TÇEK’lerin gerinim sertleşmesi davranışını

değerlendirmek için deneyler doğrudan gerilmede yapılmıştır. Ayrıca eğilme dayanımı

ASTM C1018 standardı ve son-çatlama dayanımı tekniği (PCSm)’ye göre

değerlendirilmiştir. Sonuçlar, takviye (güçlendirici) bileşenlerin, doğrusal olmayan bir

eğilimde artmasından dolayı basınç dayanımının azaldığını göstermiştir. Takviye

içeriğin artışı ile ilk çatlama direnci düşmüş ve nihai dayanım biraz artmıştır. Lineer

olarak takviye içeriğinin artmasından dolayı, nihai yüklemedeki eğilmede ve

kopmadaki eğilmede (sehim) önemli bir artış olmuştur. Yumuşama davranışı daha az

değerlerde gözlenirken, gerinme sertleşmesi ve çoklu çatlak davranışı 316’dan daha

yüksek takviye indeks’li plakalarda gözlenmiştir. TÇEK PVA levhalarda, PVA liflerin

kopmasından dolayı istenen düktilitenin elde edilemediği görülmüştür. PVA

levhalarda, PVA liflerdeki kopmadan dolayı istenen düktiliteye ulaşılamamıştır.

Said ve Abdul Razak (2015), yaptıkları deneysel çalışmada tasarlanmış çimento

esaslı kompozit küp ve levhaların tokluk, basınç ve eğilme dayanımları üzerine

polietilen (PE) liflerin etkilerini araştırmışlardır. Deneyler farklı lif içerikli TÇEK’lerin

13

gerilme sertleşme davranışını değerlendirmek için doğrudan gerilmelerde

yürütülmüştür. Eğilme tokluğu ASTM C1018 standardı ve çatlak sonrası dayanım

tekniği (PCSm) esas alınarak belirlenmiştir. Sonuçlar, basınç dayanımının, ilk çatlak

yükünün düşmeye başladığı takviye indeksinin artması ile doğrusal olarak düştüğünü,

basınç dayanımının levhaların nihai dayanımını, kırılma anındaki sehimini ve nihai

yükününü önemli oranda arttığını göstermiştir.

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK) belirgin bir çekme düktilitesi, tokluğu

ve ince çoklu çatlak özelliği sergilemektedir. TÇEK ayrıca gelişmekte olan

sürdürülebilir alt yapılarda yüksek durabilite ve güvenlik ihtiyaçlarını

karşılayabilmektedir. Günümüzde TÇEK’de kullanılan yüzeyi özel itici bir yağ ile kaplı

olan PVA liflerin maliyeti oldukça yüksektir. Yüzeyi yağlanmamış normal PVA liflerin

maliyeti ise nispeten daha düşüktür fakat bu lifler ile üretilen TÇEK’lerin çekme

sünekliği sınırlı kalabilmektedir (Pan vd., 2015).

Pan vd. (2015), uygun maliyetli tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin (PVA-TÇEK)

mekanik özellikleri üzerine bir çalışma isimli araştırmalarında, mikro mekanik tasarım

modeline göre TÇEK’lerdeki yüzeyi yağlanmamış PVA lifler ve hibrit PVA liflerin

kullanım olanakları araştırılmış ve karışım oranları parametrik analizler yoluyla

yeniden tasarlanmıştır. Çalışma kapsamında farklı maliyetli ve performanslı üç tür

PVA-TÇEK’lerin karışımı tasarlanarak deney örnekleri üzerinde dört nokta eğilme

deneyi, tek eksenli çekme ve basınç dayanımı deneyleri uygulanmıştır.

Deneysel çalışmalar sonucunda, yüzeyi yağsız PVA lifli çimento esaslı kompozitlerin

çekme gerilmesi kapasitesinin önemli oranda normal betondakinden daha büyük

olduğu görülmüş fakat çimento esaslı kompozitlerin bu türünün kararlı hal çoklu çatlak

özelliği sergilemesinin zor olduğu araştırmacılar tarafından belirtilmiştir. Dört nokta

eğilme deneyi sonuçları ve tek eksenli basınç dayanımı sonuçları, su-çimento oranı

artışı ve uçucu külün çimentoyla yer değiştirmesinin gerilme sertleşmesi ve çoklu

çatlak oluşumuna katkı yaptığını göstermekle beraber bu durum çimento esaslı

kompozitlerin basınç ve eğilme dayanımlarını düşürücü bir etki yapmıştır. Bundan

başka TÇEK’lerin çekme sünekliğini artırmak için, yağlanmamış PVA fiberler hibrit

PVA-TÇEK’yi geliştirmek için uygun bir oranda yağlanmış PVA ile karıştırılmıştır. Elde

edilen hibrit PVA-TÇEK ile kesitin maksimum köprüleme basıncını sürdürmenin yanı

sıra, TÇEK’nin tamamlayıcı enerjisi azaltabilmiş ve gerilme sertleşmesi ile kararlı hal

çoklu çatlak oluşumu elde edilebilmiştir. Tasarlanan TÇEK karışımındaki kum-

çimento oranının azaltılması, eğilme sünekliliğini artırabilmekle beraber basınç

14

dayanımını düşürebileceği görülmüştür. Bunlardan başka TÇEK içerisinde hiç iri

agreganın olmaması TÇEK’nin elastik modülünün genellikle geleneksel betondan

düşük olmasına sebebiyet vermiştir.

Hibrit lifli TÇEK’ler, yüksek kırılma enerjisinden dolayı beton kaplamanın dağılmasını

ortadan kaldırmaktadır. Maalej vd. (2015), bir takım potansiyel yapısal uygulamalarda

hibrit lifli tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin (TÇEK) performansını

değerlendirme üzerine odaklanan son zamanlardaki bazı araştırma çalışmalarını

incelemişlerdir. İncelenen uygulamalar; tasarlama etkisine yönelik olarak hibrit lifli

TÇEK’lerin kullanımını ve patlamaya (yanma, darbe) dirençli koruyucu panelleri,

donatısız kâgir duvarların güçlendirmesini, betonarme kirişlerin güçlendirilmesini ve

betonarme kirişlerin korozyon dayanıklılığının geliştirilmesini kapsamıştır. Araştırma

bulguları, hibrit lifli TÇEK’lerin uygulandıkları yapıların performansını önemli oranda

geliştirebileceğini göstermiştir. Araştırmacılar buna bağlı olarak hibrit lifli TÇEK’lerin

yapısal tepkilere önemli iyileştirmeler sunduğunu, darbe enerjisi emiliminde önemli

oranda gelişme sağladığını, ince çatlak genişlikli çoklu çatlaklar vasıtasıyla korozyon

aktivitelerinde azalma sağlandığını belirtmişlerdir. Ayrıca kompozit yapıda oluşan

çoklu çatlakların FRP (Lif katkılı polimer) levhaların sıyrılmasını geciktirdiğini

bulmuşlardır.

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK), gerilme altında gerinim-sertleşmesi

davranışıyla bilinir ve mühendislik uygulamalarında artarak uygulanmaktadır. Fakat

yüksek sıcaklıklara maruz bırakılan TÇEK’nin performansı hakkında yeterli çalışma

olmaması, bazı özel alanlarda uygulanmasını sınırlandırmıştır (Yu vd., 2015). Bundan

dolayı yüksek hacim uçucu kül (UK/Ç=4.4) ve polivinilalkol lif (PVA) içeren TÇEK’nin

kalıcı mekanik performansı, PVA liflerin erime sıcaklığı olan yaklaşık 230 oC dikkate

alındığında deney örnekleri 20 oC, 50 oC, 100 oC ve 200 oC sıcaklık derecelerine

maruz bırakılarak araştırılmıştır. Sonuçlar, bu aralıklar arasında sıcaklığa maruz

bırakıldıktan sonra HVFA-TÇEK’li (yüksek hacim uçucu kül içeren TÇEK) örneklerin

özgün çoklu çatlak yapısını ve gerinim sertleşmesi özelliklerini koruduğunu

göstermiştir.

Örneklerin nihai çekme dayanımı ve çekme gerilme kapasitesinin olduğu çekme

değerleri, 50 oC ve 100 oC’deki işlemlerin ardından artmış fakat 200 oC’ye maruz

bırakıldıktan sonra azalışa geçmiştir. Termal koşullara maruz bırakılmanın etkilerini

daha iyi anlamak için deneyler, lif çekme dayanımı, fiber/ matris ara yüz bağı ve matris

kırılma tokluğu dikkate alınarak yapılmıştır. Liflerin çekme dayanımı 100 oC kadar

15

maruz bırakıldığında oda sıcaklığı değerini korumuş, fakat 200 oC geçtikten sonra

önemli ölçüde düşmüştür. Deney sonuçları, HVFA-TÇEK’nin yüksek sıcaklık

(≤200 oC) etkisine direnç gösterebileceğini ve orta dereceli sıcaklık işleminin

(≤100 oC) gerçekte TÇEK’lerin çekme özelliklerini geliştirebileceğini göstermiştir (Yu

vd., 2015).

Sürdürülebilir altyapılarda kalıcı malzemelere yönelik ihtiyaç, lifler ile gevrek yapılı

çimentolu esaslı matrisleri bir araya getiren çok fonksiyonlu gerinim sertleşmeli

çimento esaslı kompozit malzeme ortaya çıkarma çabalarını devam ettirmektedir.

Geleneksel betondan farklı olarak böyle malzemeler, genellikle çekme yüklemesi

altında gerinim sertleşmesi tepkisi ile beraber çoklu çatlak davranışını

göstermektedirler. Dar genişlikleri olmasına rağmen çatlak oluşumu, yapıların

mekanik performansını azaltan ve su ile agresif maddelerin girişini malzemeye girişini

hızlandıran kritik bir sorun teşkil etmektedir. Bu bağlamda Yıldırım vd. (2015),

yaptıkları çalışmada, kendiliğinden iyileşme etkisini belirleyen parametreler ile

çimento esaslı kompozitlerin geçiş özellikleri ve kalıcı mekanik özellikleri üzerine

kendiliğinden iyileşmenin etkisi hakkında bilgi vermişlerdir. Ayrıca kendiliğinden

iyileşme etkisi üzerine bu parametrelerin etkinliğini ölçen deney metotları da

anlatılmıştır. Araştırmacılar, gerilme sertleştirme tepkisi sergileyen çimento esaslı

kompozit malzemelerin bir sınıfı olarak, tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin

(TÇEKs), orjinal mekanik ve durabilite özelliklerini kendiliğinden iyileşme yoluyla geri

kazanarak ve ortaya çıkan çatlakları kapatarak suların ve zararlı kimyasalların nüfuz

etmesini önleme olanağına sahip olacağını ifade etmişlerdir. Ayrıca bu şekildeki b ir

yeniliğin oldukça dayanıklı, yeni nesil, hasara dayanıklı yapıların gelişimine katkı

yapacağını da ifade etmişlerdir. TÇEK’lerin, dar çatlak genişlikleri ve karışım

oranlarındaki yüksek miktardaki tamamlayıcı çimento esaslı malzemelerden dolayı

içsel kendiliğinden iyileşme özelliği açısından potansiyel olarak çok iyi bir malzeme

olduğu araştırmacılar tarafından belirtilmiştir.

Çevresel faktörler, normal portland çimentosunun yerine katkılı çimentoların

kullanılması yönünde küresel bir eğilime yol açmıştır. Kireç taşı tozu içeren çimentolar

son zamanlarda pazara girmeye başlayan bir çimento türüdür. Siad vd. (2015),

araştırmalarında, yüksek hacimde uçucu kül içeren tasarlanmış çimento esaslı

kompozitlerin (TÇEK) performansı üzerine çimento esaslı malzeme ile kireç taşı

tozunun yer değiştirmesinin etkileri üzerine durmuşlardır. Bu amaçla çimento ve

uçucu külün kireç taşı tozunun kısmen %5, %10 ve %20’si ile yer değiştirmesi ile

üretilen ve kireç taşı tozu olmaksızın kontrol numunesi olarak üretilen TÇEK

16

karışımları tasarlanmıştır. Numuneler 28 günlük yaşta ön çatlamaya ve özelliklerinin

iyileşmesi için sürekli su kürüne tabi tutulmuştur. Çalışmada basınç dayanımı, kopma

modülü, açıklık ortası kiriş deformasyon kapasitesi, hızlı klorür geçirimliliği deneyi ve

özgül direnç deneyleri TÇEK karışımlarının mekanik, fiziksel ve kendiliğinden iyileşme

yeteneğini belirlemekte kullanılmıştır. Deneysel sonuçlar, bütün karışımların çok az

farklarla kendiliğinden iyileşme davranışı sergilediğini ortaya koymuştur. TÇEK

numunelerin mikro yapıları, SEM-EDS ve XRD analizleri kullanarak

değerlendirilmiştir. Kireç taşı tozu katkılı TÇEK örneklerdeki iyileşmiş çatlakların mikro

yapısal analizleri, uçucu kül ve kireç taşı tozu arasındaki olası bir reaksiyonu

destekleyen monokarboalüminatın yanı sıra kalsit, portlandit ve C-S-H jellerinin

varlığını ortaya çıkarmıştır.

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler (TÇEK), %2’lik düşük bir lif hacmi içeriği ile

yüksek performans fiber katkılı çimento esaslı kompozitlerin (HPFRCC) özel bir

sınıfıdır. Benzersiz çekme gerinimi davranışı özellikleri ve dar çoklu çatlaklar ile

TÇEK, altyapıların esneklik ve durabilite gereksinimlerini karşılayabilecek özelliktedir.

Çin'de TÇEK’nin yaygınlaşması için güçlü girişimler olmakla birlikte, daha geniş

uygulamalar malzeme bileşenlerin yerel hale getirilmesini gerektirecektir (Maa vd.,

2015).

Maa vd. (2015), PVA lif, uçucu kül ve parça kauçukları kapsayan yerel bileşenli

TÇEK’leri, TÇEK’ye uygun mikromekanik modelin rehberliğinde geliştirebilmişlerdir.

Yerel TÇEK’nin tasarlanarak düzenlenmesi amacıyla lif/matris ara yüz parametreleri

ve matris parametreleri sırasıyla, tek lifli çekme deneylerinden ve kırılma tokluğu

deneylerinden elde edilmiştir. Deney sonuçları, uygun maliyetli düktil yapıdaki

TÇEK’lerin yerel malzeme bileşenleri kullanılarak başarılı bir şekilde

tasarlanabileceğini göstermiştir. Bu kompozitler yapılan deneylerde 4-5 MPa nihai

çekme dayanımı ile %3-6 çekme gerinimi kapasitesi sergilemişlerdir. Bunlardan

başka Ca içeriğinin ve parçacık boyutunun TÇEK’lerin geliştirilmesinde önemli bir rol

oynadığı ve karışımlarda kullanılan parça kauçuğun eklenmesinin TÇEK'nin çekme

sünekliğini artırmada etkili olabileceği çalışmanın önemli hususları olarak belirtilmiştir.

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitler gibi gerilme sertleşmeli çimento esaslı

kompozitler (SHCCs), ultra düktil özelliklerinden dolayı iyi bilinen bir kompozit türüdür.

SHCC’lerin eşsiz gerinim serleşmesi özelliği temel olarak bu malzemelerin

kompozisyonuna bağlanılabilir. Polibenzimidazol kısa lifler (PBI), PVA’nın kritik erime

sıcaklığının ötesinde daha yüksek bir erime noktasına ve etkili bir kimyasal dirence

17

sahip yanma dirençli ve metalik olmayan liflerdir. Fares vd. (2015), SHCC’nin mikro

yapısal ve gerinim sertleşmesi özellikleri üzerine PBI ve PVA hibrit kombinasyonunun

etkilerini, normal şartlar ve 400 oC’lik kritik bir yanma sıcaklığı altında araştırmışlardır.

Deneysel çalışmalar sonucunda, 400 oC’de PBI (polybenzimidazole) lifler ile üretilen

kompozit malzemelerin çekme kapasitesinin, PVA lif ile üretilenlerinkinin yaklaşık

dokuz katına ulaşması ile PVA ve PBI liflerin sinerjistik (diğerinin etkisini artıran)

kombinasyonunun umut verici sonuçlar verdiği görülmüştür.

Kim vd. (2015), lif donatılı çimento esaslı kompozitlerin eğilme direncini iki farklı çift

eksenli eğilme deneyi (çift eksenli eğilme deneyi (BLT) ve merkezi yüklü daire panel

deneyi(RPT)) kullanarak araştırılmışlardır. Çift eksenli koşullardaki FRCC’lerin (Lif

katkılı çimento esaslı kompozitler) eğilme tepkisi, tek eksenli koşullardaki diğer bir

ifadeyle 4 nokta eğilme deneylerindeki FRCC’ler ile karşılaştırılmıştır. RPT’nin (Round

Panel Test) normalize enerji emme kapasitesini ve eşdeğer çift eksenli dayanımını

kapsayan deney sonuçları, tek eksenli koşullardakinden daha yüksek bulunmuş ve iki

çift eksenli deney metotları arasında tamamen farklı çatlama davranışı gözlenmiştir.

BLT (Biaxial Flexural Test) örneklerin alt kısmında gelişigüzel dağılmış birçok mikro

çatlak ortaya çıkarırken, RPT (Round Panel Test) genellikle ufak dairesel çatlaklı üç

ana çatlak oluşumu göstermiştir. Bunlara ek olarak çift eksenli koşullarda FRCC’lerin

eşdeğer eğilmede çekme dayanımı ve normalize enerji emme kapasitesi, tek eksenli

koşullardaki FRRC’lerinkinden daha yüksek bulunmuştur.

Tian vd. (2015), çok yüksek hacimde uçucu kül içeren, şeker kamışı ve çelik lifli yeni

nesil yeşil bir çimento esaslı kompozit geliştirmişlerdir. Şeker kamışı liflerinin çekme

dayanımı, Young modülü ve gerilme-deformasyon ilişkisi gibi mekanik özellikleri tek

lif çekme deneyi yapılarak belirlenmiştir. Basınç dayanımını, Young modülünü ve tek

eksenli çekme davranışından oluşan yeni kompozitlerin mekanik davranışları üzerine

şeker kamışı lifleri ve uçucu kül miktarının etkisi deneysel olarak değerlendirilmiştir.

Elde edilen sonuçlar, kompozitlerin basınç dayanımının, Young modülünün, kopma

modülünün ve çekme dayanımlarının şeker kamışı lifi ve uçucu kül miktarının

azaltılması ile düştüğünü fakat malzemenin eğilme tokluğu ve çekme sünekliğinin,

uçucu kül miktarı ve uçucu kül/çimento oranının 2.0’a ulaşması ile arttığını

göstermiştir. Üretilen bu kompozitlerin mekanik özelliklerinin, geleneksel betonla

karşılaştırıldığında çok gelecek vadeden yeşil ve sürdürülebilir bir yapı malzemesi ve

mühendislik uygulamalarında kullanımında çok güçlü bir potansiyele sahip olabileceği

araştırmacılar tarafından belirtilmiştir.

18

Chidambaram ve Agarwal (2015), tekrarlı yükleme altında, dış ortamdaki altı farklı

kompozitli kolon-kiriş bağlantı noktasının deneysel çalışmalarını ortaya koydukları

çalışmalarında, polipropilen lifli tasarlanmış çimento esaslı kompozitler ve üç farklı lif

türü (çelik lif, pirinç kaplı çelik lif ve polipropilen lif) kullanılarak üretilen hibrit çimento

esaslı kompozitlerin (HCC) zamana bağlı uzun süreli etki davranışını, süneklik

tepkisini, sönümleme özellikleri ile enerji dağılımını, çatlak şekillerini ve bütün test

edilen örneklerin hasar indeksini analiz etmiş ve geleneksel beton örneklerin döngüsel

tepkisi ile karşılaştırmışlardır. Test sonuçları, HCC’lerin (hibrit çimento esaslı

kompozitler), numunelerin yükleme taşıma kapasitesini artırdığını ve geleneksel

örneklere nazaran artan sertlik muhafazası ile beraber enerji dağılımında gelişme

sağladığını göstermiştir. Daha yüksek devirde, HCC’li bağlantı örnekleri, geleneksel

örneklerden çok daha iyi hasar toleransı ortaya koymuşlardır. Araştırmacılar bu

çalışmanın, bağlantı bölgelerinde HCC’nin kullanımının kesme kapasitesini, hasar

tolerans kapasitesini ve yapı elemanlarının sünekliğini önemli ölçüde artırmada

alternatif bir çözüm olabileceğini belirtmişlerdir. Çalışmanın önemli noktaları olarak;

hibrit lif katkılı çimento esaslı kompozitlerin daha yüksek çekme dayanımına ve çekme

gerinimine sahip olduğu, artan enerji sönümlemesinin kolon veriminin azalmasından

kaynaklandığını, liflerin çatlak kapatma etkisinin dayanımda ani bir azalma olmaksızın

sünekliği artırdığını ve hibrit kompozit kullanımının hasar tolerans kapasitesini

artırdığı belirtilmiştir.

Yıldırım ve arkadaşlarının yaptığı çalışmada, farklı mineral katkılar içeren 180 gün kür

edilmiş mikro çatlaklı tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin kendiliğinden iyileşme

davranışı üzerine aşamalı olarak artan uzun süreli yüklemenin etkileri araştırılmıştır.

Şiddetli ön yükleme sonrası örneklerde mikro çatlaklar oluştuktan sonra, bazıları

aşamalı olarak sürekli artan yüklemeye maruz bırakılmaya devam edilmiştir.

Örneklerin tamamı daha sonra kendiliğinden iyileşme performansını değerlendirmek

için 150 gün boyunca sürekli nem kürüne bırakılmıştır. Mekanik özellikler (kopma

modülü ve açıklık ortası kiriş sehimi) ve ultrasonik geçiş hızı ölçümleri, kendiliğinden

iyileşme yeteneğini belirlemekte kullanılmıştır. Deneysel sonuçlar, aşamalı olarak

artan sürekli mekanik yüklemeler altında bile, mineral karışım seçimine bağlı olarak

orjinal değerlerden daha büyük kopma modülü sonuçları elde edilebileceğini

göstermiştir. Sehim miktarı sonuçları, kopma modülü sonuçlarına kıyasla aşamalı

olarak artan yükleme tarafından olumsuz olarak etkilenmesine rağmen, farklı

TÇEK’lerden elde edilen en düşük sehim değerlerinde elde edilen veriler, iyileşmeden

sonra geleneksel betonunkinden 100 kat daha fazla olmuştur. Sürekli nem kürü

altında, aşamalı olarak artan sürekli yükleme maruz bırakılan bütün TÇEK’lerin

19

ultrasonik geçiş hızı sonuçlarında ise küçük değişiklikler oluştuğu deneysel çalışmalar

neticesine görülmüştür (Yıldırım vd., 2015).

2.2. Bazalt Lif (BL)

Antik çağda bazalt, barınma amaçlı yapıların inşaasında (kırma taş, v.b.)

kullanılmakla beraber, Romalılar döneminde ise dayanım ve dayanıklılığını keşfetmek

sureti ile yol inşaatlarında kaplama tabakası olarak da kullanılmıştır. Bazalt kayaçları

yaklaşık olarak 1500-1700 oC arasında eritilebilmektedir (Militky vd., 2007; Militky vd.,

2002). II. Dünya savaşı sonrası, BL’lerin kompozit yapılarda donatı malzemesi olarak

kullanımları fikri ortaya çıkmış olup, eski USSR’nin savunma ve uzay uygulamaları

araştırma programlarının konusu haline gelmiştir (Fahmy ve Wu, 2010). Ayrıca,

günümüzde BL’ler, ABD, Çin ile Rusya ve Ukrayna gibi Doğu Avrupa ülkelerinde

yoğun bir şekilde üretilmekte ve kullanılmaktadır (Wei vd., 2011). Sonsuz uzunluktaki

BL’ler, lifleri oluşturmak için bazaltın eritilmesi ve platin/rodyum pota yatakları

boyunca sıkıştırılması ile elde edilmektedir (Park vd., 1999). Bu teknoloji (liflerden iplik

yapma), tekstil alanındaki üretim sürecinde kullanılan ve kompozit malzeme

uygulamalarında büyük bir potansiyele sahip olan sonsuz uzunluktaki veya kesikli lif

formundaki donatı malzemelerinin üretiminde önerilmektedir (Militky vd.,2007;

Morozov vd., 2001).

BL literatürde çevreci endüstriyel bir malzeme ve "21. yüzyılın çevreyi kirletmeyen

malzemesi" olarak nitelendirilmiştir. Bazalt, donmuş haldeki lavlardan oluşan volkanik

kayaçlarda bulunan ve erime sıcaklığı 1500 °C ve 1700 °C arasında olan doğal bir

maddedir. BL’ler %100 doğal ve inert bir malzeme olup, hava veya su ile etkileşime

girdiklerinde toksik bileşikler oluşturmamakta ve lif haline getirme işlemi cam elyaftan

daha çevre dostu olmaktadır. Diğer kimyasallarla temasta bulunduklarında, sağlığa

veya çevreye zarar verebilecek hiçbir kimyasal reaksiyon üretmemektedirler.

Kanserojen ve toksik etkisi olmadığı test edilmiş ve kanıtlanmıştır. BL sürdürülebilir

bir malzeme olarak sınıflandırılmaktadır, çünkü BL doğal malzemeden üretilmekte ve

üretim sırasında hiç kimyasal katkı maddesi, herhangi bir solvent, pigment veya diğer

zararlı maddeler eklenmemektedir. BL ve kumaşlar hem ABD hem de Avrupa iş

güvenliği kurallarına göre de güvenli olarak nitelendirilmiştir (Jamshaid, 2017).

BL’ler mekanik ve fiziksel özellikler açısından yüksek elastik modül, yüksek dayanım,

korozyon direnci, yüksek sıcaklık direnci ve hafifliği nedeniyle son zamanlarda

dikkatleri üzerine çekmektedir. BL’ler katkı maddesi gerektirmeden tek bir hammadde

20

(bazalt kayacı) ile doğrudan imal edilebilir, böylece üretim işlemi cam elyaftan daha

basit hale gelmektedir (Singha, 2012). Son yıllarda BL’lerin beton takviye malzeme

olarak kullanılmasına yönelik araştırmalar, cam elyafın yerini alma potansiyeli

nedeniyle önem kazanmaya devam etmektedir. BL’lerin genellikle daha iyi mekanik

özellikler ve daha ekonomik, çevre dostu bir imalat süreci sunduğu bildirilmektedir

(Jamshaid ve Mishra, 2015; Jamshaid, 2017). Sonuç olarak BL’ler geleneksel

işlemlerle, ekipmanlarla ve daha az enerji ile imal edilebilmekte bu da ekonomik

avantaj sağlamaktadır (Fiore vd., 2015).

BL, yeni bir yüksek teknoloji inorganik lif yapısına sahip olan fonksiyonel bir

malzemedir. BL aynı zamanda enerji tasarrufu sağlayan çevreyle dost doğal bir lif

türüdür. BL’ler çevresel olarak dost olması kadar biyolojik olarak da inert bir

malzemedir böylece BL’ler agresif ortamlarda da kullanılabilmektedirler. BL'ler doğal

olarak ultraviyole ışınlarına karşı da dirençlidir (Zhishen vd., 2009).

BL’lerin üretim teknolojisi cam lifine benzemekle birlikte daha az enerji

gerektirmektedir. BL aynı zamanda sürdürülebilir bir malzemedir (Quattrociocchi vd.,

2015). Üretim döngüsünün daha düşük birincil enerji kullanımı gerektirmesinden

dolayı çelik miktarı yerine kullanılan eşdeğer BL için kilogram başına 9 kWh'den fazla

birincil enerji tasarrufu sağlanabilmektedir. BL, biyolojik olarak uyumlu bir malzemedir:

imha edildiğinde geri dönüşüm problemi yoktur, çünkü sargı ağırlığını azaltan doğal

bir elementtir ve normal olarak çelik için kullanılana kıyasla işleme için daha az enerji

gerektirir (Di Ruocco, 2016).

Bu malzemenin çevreyle uyumlu olması, beton ile birlikte tamamen geri

dönüştürülmesini sağlayabilmektedir. BL’in kullanılması ile elde edilecek enerji

tasarrufu ve buna bağlı olarak CO2 emisyonu daha önceden araştırılmış ve aşağıdaki

bulgularla desteklenmiştir. Buna göre; BL bir yılda hâlihazırda kullanılan çeliğin

sadece % 5’inin yerine (25 milyon tona eşdeğer) bile kullanılacak olsaydı yılda aktif

olarak 8000 saat çalışan ve üretim için 500 MW enerji ihtiyacı olan bir çelik üretim

tesisinde kullanılan enerji kadar (yaklaşık tasarruf 4 000 000 MWh / yıl) tasarruf

edilebilecektir. Buna ek olarak, toplam enerji tüketimindeki bu azalma, yılda 700 000

tona eşdeğer bir CO2 emisyonunun azalmasına karşılık gelmekte ve bu değer de

AB’nin küresel iklim değişikliği için karbon azaltım hedeflerine yaklaştırabilecektir (De

Fazio, 2011; Di Ruocco, 2016).

21

İskandinavya'daki en büyük bağımsız araştırma kuruluşlarında birisi olan SINTEF

(Norveç Bilimsel ve Endüstriyel Araştırma Şirketi) araştırma sonuçlarına göre, diğer

alternatif liflerle karşılaştırıldığında BL’lerin çok daha çevreci olduğu özellikle de

yenilenebilir bir enerji ile üretilirse daha çevreci bir özelliğe sahip olduğu belirtilmiştir.

Ayrıca İzlanda'da hidroelektrik gücüyle üretilen BL’lerin muhtemelen dünyadaki en

düşük karbon ayak izine sahip olma özelliğini gösterdiği ifade edilmiştir. İzlanda'da BL

üreten bir fabrika için hazırlanmış bir iş modeline göre, yeşil enerji temelli neredeyse

tamamen karbon ayak izi içermeyen BL üretimi için uygun malzeme bileşimi bulma

çabaları devam etmekte ve İzlanda'da volkanik kökenli bir BL fabrikasının kurulması

için hazırlıklar bu proje temelinde yeni bir aşamaya gelmiş bulunmaktadır

(Johannesson vd., 2016).

Yüksek elastikiyet katsayısı (100~110GPa), ısı dayanımı, ısı ve ses yalıtım özellikleri,

kimyasallara ve deniz suyu ortamına (Wei vd.,2011), karşı dayanım gibi avantajları

BL’lerin cam liflere alternatif olarak birçok uygulama alanında kullanımlarını gündeme

getirmektedir; örneğin, deniz ile ilgili araç ve gereçler (Fiore vd., 2011), otomotiv ve

sporla ilgili kullanımlar (Carmisciano vd., 2011). İnşaat alanında bazalt kullanımı,

beton teknolojisinde yer bulan lif katkılı polimer (FRP) donatılar için katkı malzemeleri

(Brik vd., 2003), kâgir yapılar (Papanicolaou vd., 2011) ve yapıların onarımı ve

restorasyonundaki katkı malzemeleri şeklinde yer almakta olup, yalıtım malzemeleri

içinse kısa lif şeklindeki (bazalt yünü) lif türleri önerilmektedir (Sim vd., 2005). Bazaltın

aynı zamanda yangından korunma amaçlı uygulamaları önemli kullanım

amaçlarındandır (Landucci vd., 2009). BCF’ler havaya, alkali ve asitlere maruz

kaldığında iyi bir dayanıma sahiptir; BL’ler 200 oC’den 600-800 oC’ye kadarki

sıcaklıklarda kullanılabilmektedir (Scheffler vd., 2009). Kogan ve Nikitina (1992),

asbest ve BL’lerin, benzer kompozisyonda bulunsalar dahi, bazaltın farklı morfolojisi

nedeniyle daha güvenli olduğu ve yüzey özelliklerinin, asbestin sebebiyet verdiği

herhangi bir kanserojen veya toksik etkiyi engellediğini belirtilmektedir. Tüm bu

nedenlerden dolayı, BL ürünlerinin kullanımlarının, sivil yapılar ve binalar gibi birçok

endüstriyel alanda cazip hale gelmesi muhtemeldir.

Bazalt filament (tel) katkılı tek yönlü çubuklar hidrolik mühendislikte beton plak katkısı

ve deprem açısından riskli bölgelerdeki inşaatlarda beton güçlendirmesi olarak

kullanılmıştır. Bazalt kumaşlardaki BL’ler çoğunlukla termo-reaktif reçineler olan

organik katkı maddeleri aracılığıyla çapraz bağlanacakları düzenli bir yapı

oluştururlar. Bazalt kumaş gözenekli bir materyal olup emprenyeye olanak sağlar

dahası yüksek seviyede kimyasal stabilite, sızdırmazlık, korozyon önleme ve yangına

22

karşı güvenilirlik özellikleri gösterir. Bazalt kumaş ayrıca güçlendirmede, katmanları

stabilize etmede ve ayırmada, yüzey pürüzlülüğünde ve ses yalıtımında kullanılabilir.

Aşınmayan, manyetik olmayan ve yalıtkan yeni donatı malzemelerin tasarlanması ile

çelik donatının yerine kullanılabilecek daha uzun ömürlü malzemeler elde

edilebilecektir. (Deshmukh, 2007; Novitskii ve Sudakov, 2004).

2.3. Bazalt Liflerin (BL) Kullanımı ile Yapılan Çalışmalar

BL’lerin inşaat alanında kullanımları, iyi bir çekme dayanımına sahip olmaları, pahalı

olan karbon ve cam liflere benzer özellikleri ve karbon liflerden daha düşük maliyetli

oluşu nedeniyle tercih edilmektedir. Fakat PVA lif literatürde daha fazla yer almakta

ve son zamanlarda tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerde kullanılmakta ve bu lifler

daha iyi özelliklere sahiptirler. BL’lerin yapı malzemesi üretiminde kullanımlarına

yönelik bazı araştırmalar aşağıda sunulmuştur.

Ayub vd. (2014), yüksek performans lif katkılı betonun mekanik özellikleri ve mikro

yapısı üzerine kesik BL’nin etkisi isimli araştırmalarında %3 hacim fraksiyonuna kadar

kesik BL içeren yüksek performans lif katkılı betonun (HPFRC) mikro yapısı ve

mekanik özelliklerini incelemişlerdir. Çalışmada birincisi %100 çimento içeriği

kullanılarak hazırlanan, diğer ikisi silis dumanı ve yerel olarak üretilen metakaolinin

çimento içeriğinin %10’u ile yerdeğiştirmesi ile hazırlanan üç tür beton hazırlanmıştır.

Hazırlanan karışımlardan üretilen yirmi beton türünün her biri HPFRC’nin mekanik

özelliklerini belirlemek amacıyla basınç dayanımı (küp ve silindir), yarmada çekme

dayanımı ve eğilme dayanımı deneylerine tabi tutulmuşlardır. Sonuçlar, BL ilavesi

HPFRC’lerin basınç dayanımlarında çok az miktarda artış sağlarken yarmada çekme

dayanımı ve eğilme dayanımlarında önemli oranda artışa neden olmuştur. BL ilavesi,

HPFRC’lerin gerilme kapasitesini geliştirmiştir. Basınç gerinimi; BL, beton

karışımlarına hacimce %1, %2 ve %3 olarak ilave edildiğinde sırasıyla %4.76, %9.99

ve %12.20 olarak bulunmuştur. Üç HPFRC karışımının her birinin yarmada çekme

dayanımları, BL hacminin artması ile önemli ölçüde artmıştır. Kontrol örneğe (lifsiz)

göre %1, %2 ve %3 lif hacimli bütün beton karışımların yarmada çekme

dayanımındaki ortalama artış %1.64, %5.27 ve %23.95 daha yüksek bulunmuştur.

Yarmada çekme dayanımı sonuçlarına benzer olarak BL ilavesi HPFRC’lerin eğilme

dayanımını oldukça artırmıştır. BL’lerin kullanımı betonun eğilme dayanımını lifsiz

betonunkinden %18.15, %36.12 ve %27.17 daha fazla artırmıştır.

23

Ayub vd. (2014), PVA lif ve BL içeren yüksek dayanımlı beton numunelerin mekanik

özellikler olarak basınç dayanımını, yarmada çekme dayanımını ve elastikiyet

modüllerini inceledikleri çalışmalarında, beton hacminin %1, 2 ve 3’ü PVA lif içeren

üç karışım ve PVA lifte olduğu gibi benzer oran ve dozajda diğer üç karışımda BL

kullanarak yüksek dayanımlı beton karışımları hazırlamışlardır. Deney sonuçları,

bazalt ve PVA lifin optimum dozajı olan %1’lik hacim fraksiyonunda basınç dayanımını

sırasıyla %9 ve %17’ye kadar artırdığını göstermiştir. Genel olarak PVA lifli yüksek

dayanımlı betonun basınç dayanımı, betonda karıştırdıktan sonra bile lif şeklini

koruyan PVA lifin sert ve katı yapısından dolayı benzer hacim fraksiyonlarında BL ile

üretilenlerden yüksek bulunmuştur. PVA liflerin karışıma ilave edilmesi yarmada

çekme direncini geliştirmiştir. Ek olarak yarmada çekme dayanımı, BL katkılı yüksek

dayanımlı betonda görülmeyen PVA lif hacminin artması ile artış göstermiştir. Bir diğer

mekanik özellik olan elastikiyet modüllerinde genel olarak yüksek dayanımlı betonun

elastikiyet modülü %1-3 aralığındaki lif hacminin ilavesi ile etkilenmemiştir. BL katkılı

betonlarda PVA lif katkılı beton ve kontrol karışımına nazaran daha yüksek elastikiyet

modülü değerleri elde edilmiştir. PVA lif katkılı yüksek dayanımlı betonların daha iyi

lif köprüleme kabiliyeti ve betonda optimum işlenebilirlik özelliklerinden dolayı, BL

katkılı yüksek dayanımlı betonlara kıyasla çok daha yüksek mekanik özellikler

sergilediğini ortaya koymuştur.

Lif katkılı betonlar (FRC) yüksek düktilite ve yeterli durabilite özelllikleinden dolayı

yaygın olarak kullanılmaktadır. Jiang vd. (2014), çalışmalarında FRC’lerin mekanik

özellikleri üzerine BL uzunluğunun ve hacim fraksiyonunun etkisini analiz etmişlerdir.

Sonuçlar BL ilavesinin önemli oranda çekme dayanımını, eğilme dayanımı ve tokluk

indeksini geliştirmesine rağmen basınç dayanımında bir artış sağlamadığını

göstermiştir. Ayrıca BL’lerin lif uzunluğunun mekanik özellikler üzerine etkileri

belirlenmiştir. Normal betonla karşılaştırıldığında 12 mm uzunluğunda BL katkılı

betonunu basınç, yarmada çekme ve eğilme dayanımları sırasıyla %0.18-24.34,

%14.08-24.34 ve %6.30-9.58 artış göstermiştir. BL uzunluğunun 22 mm’ye

çıkarıldığında ilgili dayanım artışları %0.55-5.72, %14.96-25.51 ve %7.35-10.37

şeklinde oluşmuştur. Erken yaşlarda BL ile matris ara yüzü arasında iyi bir aderans

mikroyapı incelemeleri neticesinde gözlenmiştir. Fakat bu aderansta 28 gün sonunda

belirli bir derecede düşüş görülmüştür. Ayrıca araştırmacılar mikroskop görüntüleri

sonuçlarından BL içeren betonun yüksek gözenekli bir yapı gösterdiğini

belirtmişlerdir. Jiang vd. (2014), yaptığı çalışma kapsamında yük-sehim ilişkisini

incelediğinde Şekil 2.1’i elde etmiştir. Bu grafiğe göre bazalt katkılı betonların

24

maksimumu yük altında şekil değişiminin polipropilen ve cam lif katkılı beton

numunelere göre daha çok olduğu görülmektedir.

Şekil 2.1. Bazalt katkılı betonların polipropilen ve cam lif katkılı beton numunelere

göre maksimum yük altındaki yük- sehim eğrisi (Jiang vd., 2014)

Kabay, (2014) tarafından yapılan deneysel çalışmada farklı su/çimento (0,45-0,60)

oranlarına sahip yüksek ve normal dayanımlı betonlarda hacimce %0,07 ve %0,14

oranlarında, 12 ve 24 mm olmak üzere farklı uzunluklarda BL kullanımının betonun

mekanik ve fiziksel özelliklerine etkileri araştırmıştır. Elde edilen sonuçlar BL’nin,

betonun aşınma direncini, çekme dayanımını ve enerji yutma kapasitesini arttırdığı

göstermiştir.

High vd. (2015), çalışmalarında beton elemanlar için eğilme donatısı olarak BL

donatıların ve betonun mekanik özelliklerini geliştirmek için ilave bir katkı olarak

BL’lerin kullanımı araştırılmışlardır. Çalışmada malzeme özellikleri ve iki farklı

uzunluktaki BL donatıların gelişimi değerlendirilmiştir. Deney sonuçları BL donatılı

beton elemanların eğilme tasarımının işe yararlılık gereksinimlerini ve basınçta

kırılmayı karşılayabileceğini göstermiştir. ACI 440.R-06, (Lif donatılı polimer donatılar

ile güçlendirilmiş betonun tasarım ve üretimi için standart) BL takviyeli elemanların

eğilme kapasitesi doğru olarak fakat servis yükü seviyelerinde sehimi eksik tahmin

etmiştir. Ayrıca, araştırmacılar BL’in kullanımı betonun basınç dayanımı üzerinde çok

az bir etkiye sahip olduğunu fakat eğilme modülünü önemli oranda geliştirdiğini

bununla birlikte BL’nin, düşük s/ç ve uçucu kül içeren betonun eğilme dayanımını ve

basınç dayanımını artırdığını rapor etmişlerdir.

25

Timakul vd. (2016), yaptıkları deneysel çalışmalarında metal alkali ile aktive edilmiş

alümüno-silika kaynağı olarak ASTM C sınıfı uçucu kül kullanmış ve düşük sıcaklıkta

kürlemişlerdir. Mükemmel fiziksel ve mekanik özelliklere sahip olan BL’ler katkı

malzemesi olarak uçucu kül esaslı geopolimerlere %10-30 oranlarda katı bileşen

olarak ilave edilmiş ve liflerin geopolimer kompozitlerin basınç dayanımı üzerine etkisi

araştırılmıştır. Mikro yapı çalışmaları uçucu kül parçacıkları ve BL’lerin yoğun

alümino-silikat matrsisinde yerleşmiş olduğunu ve bundan dolayı oluşmuş olan bazı

reakte olmamış kısımların bulunduğunu göstermiştir. 28 gün sonunda BL’siz uçucu

kül esaslı geopolimer matrisinin basınç dayanımının lif oranı %10 iken %37 oranında

artarak 35 MPa olmuştur. BL’ler %10-30 oranlarında ilave edildiğinde basınç

dayanımlarında önemli bir gelişme kaydedilmemiştir. Araştırmacılar basınç dayanımı

ile Ca/Si oranı ve geopolimer matrisindeki C-S-H fazı arasında güçlü bir ilişkinin

olduğu belirlemiştir. Çünkü yüksek basınç dayanımının yüksek Ca/Si oranına sahip

örneklerden elde edildiği araştırmacılar tarafından ifade edilmiştir. Buna ek olarak

araştırmacılar BL’lerin geopolimer kompozitlerin geliştirilmesinde potansiyel

malzemelerden birisi olduğunu ifade etmişlerdir.

Kesik BL’ler, üretim sürecinin çevre dostu olması ve üstün mekanik özellikleri

nedeniyle son zamanlarda beton güçlendirme uygulamalarında kullanımı giderek

artmaktadır. Branston vd. (2016), araştırmalarının amacı olarak betonların mekanik

özelliklerini geliştirmekte her iki BL türünün (bazalt kesik lif (BL) ve bazalt mini donatı

(MB) göreceli etkisini değerlendirmek olarak belirlemiş ve bu kapsamda beton

örnekleri her bir liften üç farklı miktarda hazırlamışlardır. Daha sonra BL katkılı

betonların (BLRC) mekanik davranışları eğilme ve darbe deneyleri ile

değerlendirilmiştir. Ara yüz özelliklerini taramalı elektron mikroskobu (SEM) ile

incelemişlerdir. Sonuçlar, her iki lif türü ön çatlak dayanımını artırdığını fakat sadece

mini donatıların ön çatlak davranışını geliştirdiğini göstermiştir. Araştırmacılar bunun

sebebinin muhtemelen polimer koruması olduğu konusunda görüş bildirmişlerdir.

Çalışma kapsamında, BL ve MB’nin sırasıyla 12 kg/m3 ve 40 kg/m3’ün üstündeki lif

dozajlarının lif topaklanmasından dolayı taze betonda taşıma, dökme ve yerleştirme

gibi karışım problemlerine sebep olduğu belirlenmiştir. BL ilavesinin eğilme yüküne

bırakılan betonun ilk çatlak dayanımını artırdığı fakat çarpma yüküne maruz

bırakıldığında önemli bir şekilde etkili olmadığı görülmüştür. Eğilme yükü halinde, ilk

çatlak dayanımı lif dozajı ile artış göstermiştir. Dayanım gelişmesi 36 mm boyunda BL

kullanımına göre 50 mm boyunda BL kullanımında daha büyük olmuştur. 50 mm

boyundaki BL’nin 12 kg/m3’lük dozajda kullanılması, çelik lifin 40 kg/m3’lük dozajıyla

kullanıldığındakine benzer ilk çatlak dayanımıyla sonuçlanmıştır.

26

Arslan (2016), beton örneklerin üretiminde 24 mm uzunluğunda kesik BL ve Cam lif

(GF) kullanmıştır. Üç nokta eğilme deneyi ve kırılma enerjisi değerlerini belirlemek

için %0.5, %1, %2 ve %3 lif içerikli BL ve GF kullanılarak üretilen çentikli kirişler

kullanılmıştır. Çalışmada çentikli numunelerin kırılma enerjileri, RILEM şartnamesi

yardımıyla çatlak ağzı açılımı kayması (CMOD) eğrilerine karşılık gelen yük analiz

ederek hesaplanmıştır. Ek olarak çimento pastası, BL ve GF olarak üç farklı

kompozitin mikro yapısal analizleri SEM ve enerji dağınımlı x-ışınları görünge gözlemi

muayenelerine dayalı olarak gerçekleştirilmiş ve analizler tartışılmıştır. Sonuçlar

kırılma enerjisi üzerine lif içeriğinin etkilerinin çok önemli olduğunu göstermiştir. BL ve

GF katkılı betonların yarmada çekme ve eğilme dayanımları lif içeriği ile artarken

yüksek hacimli lif içeriğinde eğilme dayanımlarında çok az bir düşüş görülmüştür. En

yüksek eğilme dayanımları BL ve GF katkılı beton numunelerde sırasıyla 6.85 MPa

ve 6.82 MPa olarak bulunmuştur. Yarmada çekme dayanımlarında referans

numuneye göre en yüksek artış %2 BL katkılı örneklerde %10 olarak gerçekleşmiştir.

Diğer yandan, karışımların basınç dayanımı ve elastisite modülleri üzerine lif

ilavesinin etkisi önemsiz bulunmakla birlikte örneklerin elastisite modülleri 31,500–

37,300 MPa civarında bulunmuştur. Araştırmacı, elastisite modüülünün en yüksek

%3 BL katkılı örneklerden elde edildiğini ve en fazla düşüşün de yine BL katkılı

örneklerden elde edildiğini belirtmiştir.

27

3. TASARLANMIŞ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLER: MALZEME TASARIMI VE

ÖZELLİKLERİ

Çatlama, beton yapıların herhangi bir evresinde önemli hasar ve zararlardan birisidir.

Çatlaklar yüksek sıcaklıklar, sünme, plastik oturma, rötre veya alkali silika reaksiyonu

ve donma/çözünme döngüleri gibi bozunma mekanizmalarından dolayı yükleme ve

hacimsel değişiklikden kaynaklanabilir (Jacobsen vd., 1998).

Betonun durabilitesi, potansiyel olarak zararlı maddeler içeren agresif sıvıların ve

gazların penetrasyonuna yönelik olarak bu çatlaklar vasıtasıyla kılcal yollar

oluştuğundan dolayı olumsuz anlamda etkilenebilir. Eğer mikro çatlaklar büyür ve

donatıya ulaşırsa sadece betonun kendisi hücuma uğramaz aynı zamanda donatı, su,

oksijen/olası karbon dioksit ve klorüre maruz kaldığında korozyona uğrayacaktır.

Mikro çatlaklar aynı zamanda yapılardaki yıkımsal bir arızaya yönelik başlangıç

belirtisi olabilir (DeBelie ve DeMuynck, 2008). Bu nedenle kendiliğinden iyileşmenin

dış müdahale olmaksızın çatlamış yerlerde otomatik olarak oluştuğu yeni bir çimento

esaslı kompozit türünün gelişimi, oldukça arzu edilen bir durumdur.

Beton çatlakları ile birlikte donatılı Portland çimentolu betonunun dayanıklılığındaki

zayıflık, beton altyapıların kısa kullanım ömrünün temel sebeplerinden biridir

(Mindess, 2003). Çatlaklar genellikle beton ve çevresel koşullar arasındaki çeşitli

fiziksel, kimyasal ve mekanik etkileşimlerin sonucu olup yapının kullanım süresi

boyunca farklı aşamalarda oluşabilir. Çatlak genişliği kontrolü olmayan, gevrek

karakterdeki geleneksel betonlarda çatlakların yapısı, öncelikle iki olağanüstü

hasardan sorumludur. Bu hasarlar, betonun mukavemeti ve rijitliğinin düşmesi ve

korozyon, alkali-silika reaksiyonları, donma-çözülme hasarları ve sülfat hücumu gibi

diğer beton bozulma tiplerini başlatan zararlı kimyasalların girişinin hızlanmasıdır

(Mindess, 2003; Li ve Li, 2007). Bu nedenle, dayanıklılık bütün beton yapılar için son

derece önemli olup bu özellik, büyük oranda betonun gevrek doğasıyla ilgilidir.

Yüksek basınç dayanımına sahip betonlar geçmiş yıllardan bu yana yapısal amaçlarla

kullanılmaktadır. Fakat yüksek dayanıma sahip betonlar normal dayanımlı betonlara

oranla daha gevrek bir davranış sergilemektedir. Ayrıca, betonun gevrekliği basınç

dayanımı yükseldikçe daha da artmaktadır. Bu durum ise yapısal uygulamalarda olası

tehlikeler meydana getirmektedir. Günümüzde sık sık karşılaşılan dayanıklılık

problemlerinin ve beton ömrünün az olmasının en önemli sebeplerinden birisi de

betonun bu gevrek davranışıdır. Oysaki yüksek sünekliğe sahip betonların kullanımı

28

ile beton yapıların deprem yüküne vereceği tepkilerde ve çevresel koşullar altındaki

dayanıklılığında kayda değer bir biçimde iyileşmeler olacaktır.

Bu nedenlerden dolayı yapısal uygulamalarda çimento esaslı yüksek sünekliliğe sahip

bir kompozit malzemenin geliştirilmesine ihtiyaç duyulmuştur. Yüksek performanslı lif

donatılı çimento esaslı kompozitlerin yeni bir türü olan, şekil değiştirme sertleşmesi

gösteren, yüksek performanslı lif donatılı çimento esaslı kompozitler (patentli ismi ile

Engineered Cementitious Composites – TÇEK), ağır yüklemeler altında yüksek hasar

toleransı ve normal servis şartlarında yüksek dayanıklılık göstermesi için

mikromekanik olarak tasarlanmış, sünek yapı malzemeleridir (Mehta, 1994; Emmons

ve Vaysburd, 1995; Mather ve Warner, 2003). TÇEK’yi geleneksel ve lif donatılı

betonlardan (LDB) ayıran en önemli özelliği, karışımına göre %3 ile %5 arasında

değişen eksenel çekme şekil değiştirme kapasitesine sahip olmasıdır. Bu kapasite

normal betonun 300 katından daha fazla şekil değiştirme kapasitesine izin veren çok

sıkı aralıklı mikroçatlakların oluşumuyla ilgilidir. Çatlakların oluşumundan sonra daha

büyük yükleri taşıyabilen bu çatlaklar, malzemenin sünek metallere benzer bir şekilde

şekil değiştirme sertleşmesi göstermesini sağlamaktadır.

TÇEK’nin bileşenleri LDB’a benzer olmasına rağmen, TÇEK’de mikroçatlaklar

aracılığıyla göstermiş olduğu şekil değiştirme sertleşmesi özelliği, bileşenleri

(çimento, kum ve lif) arasındaki arayüz özelliklerinin kontrolü ve mikromekanik

uyarlamalardan kaynaklandığı belirtilmektedir (Mehta, 1994; Emmons ve Vaysburd,

1995; Morgan, 1996; Mather ve Warner, 2003). Çimento esaslı matrisin kırılma

özellikleri karışım oranları vasıtasıyla kontrol edilmektedir. Bileşenlerden biri olan

liflerdeki, dayanım, elastisite modülü ve en-boy oranı gibi özellikleri tipik TÇEK’de

kullanım amacıyla isteğe göre uyarlanmıştır. Ayrıca, lif ve matris arasındaki arayüz

özellikleri de bu malzemede kullanılmak üzere üreticiyle iş birliği yapılarak optimize

edilmiştir. Poli-vinil-alkol (PVA) lifler kullanılarak üretilen tipik TÇEK’nin karışım

oranları ağırlıkça Çizelge 3.1’de verilmiştir.

Çizelge 3.1. Ağırlıkça TÇEK malzemesinin tipik karışım tasarımı (Yıldırım, 2016)

Çimento Su Kum Uçucu Kül *SA Lif

1.00 0.58 0.80 1.20 0.013 0.045

*SA: Süperakışkanlaştırıcı; lif hariç tüm bileşenlerin ağırlıkça oranları.

29

Birçok lif donatılı çimento esaslı kompozit malzemelerde yüksek performans elde

edebilmek için yüksek hacimde life ihtiyaç bulunmasına rağmen, TÇEK üretiminde

hacimce %2 oranında, kısa süreksiz lifler yeterli olmaktadır. TÇEK üretiminde düşük

hacimde lif kullanımı ile beraber yaygın bileşenlerin kullanımı ile inşaat

uygulamalarında esnekliğe olanak sağlamaktadır. Bugüne kadar, TÇEK

malzemelerin, kendiliğinden yerleşen dökümler, ekstrüzyon, püskürtme ve geleneksel

karıştırıcı ya da hazır beton kamyonu yöntemleri ile seri üretimleri gerçekleştirilmiştir

(Emmons vd., 1993; Li ve Stang, 2004; Vaysburd ve Emmons, 2004; Li ve Li, 2009).

Üretiminde %2 oranında PVA lif içeren TÇEK’nin tipik bir eksenel çekme gerilmesi –

birim şekil değiştirme eğrisi Şekil 3.1’de gösterilmektedir (Heiman ve Koerstz, 1991).

Şekilden görüleceği üzere ilk çatlaktan sonra karakteristik şekil değiştirme sertleşmesi

özelliği çoklu mikroçatlak özelliği ile birlikte meydana gelmiştir. Plastik deformasyon

sırasında meydana gelen çatlakların gelişimi de Şekil 3.1’de gösterilmiştir. Şekil

3.1’den görüleceği üzere çatlak genişliği azami yük taşıma kapasitesinde dahi 100

µm seviyesinin çok altında kalmıştır. TÇEK geleneksel donatıyla birlikte

kullanılmasına bağlı olmaksızın, meydana gelen dar çatlak genişliği kendiliğinden

kontrollü olup çelik donatı oranından bağımsızdır. Çok aşırı eğilme yüklemelerinde,

TÇEK kiriş numunesi plastik deformasyon göstererek sünek bir metal gibi

deformasyon göstermektedir (Şekil 3.2).

Şekil 3.1. TÇEK’nin tipik çekme gerilmesi-birim şekil değiştirme eğrisi ve çatlak

genişliği gelişimi (Şahmaran vd., 2012)

30

Şekil 3.2. TÇEK’nin eğilme yükleri altındaki davranışı (Yang ve Lİ, 2010)

Basınç yüklemeleri altında ise TÇEK malzemesi normal veya yüksek dayanımlı

betona benzer basınç dayanımı göstermektedir (Vaysburd ve Emmons, 2004).

TÇEK'nin geleneksel betona kıyasla diğer avantajları Çizelge 3.2'de özetlenmiştir.

Çizelge 3.2. Geleneksel beton ile TÇEK'nin özelliklerinin karşılaştırılması (Yıldırım, 2016)

Özellikler Geleneksel Beton TÇEK

Boyutsal uyumluluk Zayıf Geleneksel betonla çok uyumlu

Şekil değiştirmesi kapasitesi 0.01% - 0.02% ~ 2-5% (yaklaşık 200-500 kat daha sünek)

Eğilmede çekme dayanımı (MPa)

5-8 10-14 (yaklaşık iki kat daha yüksek)

Basınç Dayanımı (MPa) 30-60 40-150 (üç kata kadar daha yüksek)

Kısıtlanmış rötre çatlak genişliği

1 mm 0.03 mm

Geçirimlilik (m/s) 1.7 x 10-5 2.5 x10-10 (çok düşük geçirimlilik)

Dona karşı dayanım Hava sürüklenmişse iyi

En az hava sürüklenmiş beton kadar dayanıklı

Yorulma mukavemeti Zayıf Geleneksel betona oranla onlarca kat daha iyi

Çatlama/Tabakalanma Korozyona dayanım Darbe dayanımı

Gevrek Zayıf Zayıf

Sünek Üst Düzey Üst Düzey

31

3.1. TÇEK Türleri

TÇEK aynı zamanda, yüksek çekme düktilitesi ve çoklu ince çatlaklar gibi genel

özelliklere ilaveten farklı fonsiyonelliklerdeki bir malzeme türünü temsil eder.

Kendiliğinden yerleşen TÇEK (örneğin M45 ve onun değişik biçimleri) geniş ölçekte

yerinde yapı uygulamaları için tasarlanır (Kong vd., 2003; Lepech ve Li, 2008).

Yüksek-erken dayanımlı TÇEK (HES TÇEK), genel sürücü kullanımına hızlı bir

şekilde açılmasının gerekli olduğu ulaştırma altyapıları gibi hızlı dayanım kazanmanın

gerekli olduğu uygulamalar için tasarlanmıştır (Wang ve Li, 2005). Hafif TÇEK, yapısal

elemanların ölü yükünün azaltılmasının gerekli olduğu uygulamalar için tasarlanır

(Wang ve Li, 2003). Çevreci TÇEK (G-TÇEK), altyapısal sürdürülebilirlik ve çevreci

malzeme özelliklerini artırmak için geliştirilmiştir (Lepech vd., 2007; Li et al., 2004).

Kendi kendini onaran TÇEK (SHTÇEK), oluşan hasardan sonra iyileşen malzeme

özelliklerini ve iyileşen ulaşımın işlevselliğini belirtir (Li ve Yang, 2007; Yang vd.,

2005).

3.2. TÇEK’nin Mikro-Mekanik Tabanlı Tasarım Yaklaşımı

TÇEK tasarımında birinci öncelik yük altında kompozitin çoklu mikro çatlak oluşumu

ve şekil değiştirme sertleşmesi davranışı sağlamasıdır. Bu durum büyük

deformasyonların çoklu mikro-çatlakların üzerine yayılmasına izin verir. TÇEK'de

şekil değiştirme sertleşmesinin ve çoklu çatlamanın dayanağı olan kararlı durum düz

çatlak yayılması ilk kez Marshall ve Cox (1988) tarafından nitelendirilmiş, ardından Li

ve Leung (1992) tarafından lif donatılı çimento esaslı kompozitlere uyarlanmıştır.

Griffith tipi çatlak oluşumundan (şekil değiştirme yumuşaması sergileyen lif donatılı

betonlarda olduğu gibi çatlak yayılırken aynı anda genişliği artmakta) farklı olarak

kararlı durum düz çatlak (çatlak yayılırken genişliği sabit kalmakta) oluşumu

sayesinde TÇEK aşırı çekme deformasyonları altında şekil değiştirme sertleşmesi

davranışı sergilerken tüm numuneye yayılmış çoklu mikro çatlak davranışı

sergilemektedir (Şekil 3.3). Çoklu kararlı durum çatlak oluşumu matris kırılma tokluğu

ile birlikte "Çatlak Köprüleme Dayanımı-Çatlak Açıklığı" ilişkisi ile yönetilmektedir. Bu

durumun elde edilebilmesi için aşağıda sunulan eşitsizlik denkleminin sağlanması

gerekmektedir.

(3.1)

32

Bu denklemde J’b tamamlayıcı enerji (bkz. şekil 3.4), σ0 ve 0 maksimum çatlak

köprüleme gerilmesi ve bu gerilmede meydana gelen çatlak açıklığı, Jtip harç matrisin

kırılma enerjisi, Km harç matrisin kırılma tokluğu ve Em ise harç matrisin elastik

modülüdür. Kırılma enerji kriterine ilaveten, aşağıdaki denklemde açıklanan dayanım

kriterinin de sağlanması gerekmektedir.

(3.2)

Bu denklemde σ0 maksimum çatlak köprüleme gerilmesi, σfc ise harç matrisinde ilk

çatlak oluşum dayanımıdır. Yayılı çoklu çatlakların oluşabilmesi için, Wang ve Li,

(2004) dayanım kriterinin herbir çatlak düzleminde sağlanması gerektiğini

bulmuşlardır.

Şekil 3.3. Kararlı durum düz çatlak ve Griffith tipi çatlak oluşumu (Li ve Leung, 1992)

Normal Lif

Donatılı Beton

ECC

Griffith Tipi Çatlak

Kırılmış

veya

Yumuşamış

“Yaylar” Kararlı Durum

Düz Çatlak

Gerçek Çatlak

20

mm

Hasar

Şekil Değiştirme Yumuşaması

Şekil Değiştirme Sertleşmesi

σss

33

Şekil 3.4. Şekil değiştirme sertleşmesi gösteren kompozit için tipik çatlak köprüleme gerilmesi-çatlak açıklığı eğrisi: Taralı alan tamamlayıcı enerjiyi (J’b); gölgeli alan ise çatlak ucu tokluğunu (Jtip) ifade etmektedir (Wang ve Li 2004).

Yukarıda detayları verilen enerji ve dayanım kriterlerinin her ikisini de sağlayan TÇEK

karışımlar seçildiğinde çoklu kararlı durum düz çatlak oluşumu ve şekil değiştirme

sertleşmesi davranışı gerçekleştirilebilecektir. Ancak çoklu kararlı durum düz

çatlakların oluşumuna ilaveten, kompozitte oluşacak çatlakların genişlikleri sınır

değeri olan 100 µm mertebesinin altında olması gerekmektedir. Bu durum yukarıda

Denklem 3.1'de verilen Çatlak Köprüleme Dayanımı-Çatlak Açıklığı İlişkisinin uygun

hale getirilmesi ile elde edilebilir. Şekil 3.4'de gösterildiği üzere TÇEK'nin çoklu çatlak

davranışı esnasında sergileyeceği maksimum kararlı durum çatlak genişliğinin δ0 ve

bu çatlak açıklığına karşılık gelecek maksimum çatlak köprüleme gerilmesinin σ0

olduğunu zaman çatlak genişliği δ0 değerini aşınca, çatlak köprüleme gerilmesi

düşmeye başlayıp, bu durumda çatlak lokalleşip çoklu çatlak oluşumu meydana

gelemeyecektir. Maksimum kararlı durum çatlak genişliğinin δ0 'ı sınır değeri olan 100

µm mertebesinin altında tutarak, TÇEK malzemesi çoklu çatlama davranışı

sergilerken aynı anda dayanıklılık özellikleri için önemli olan dar çatlak genişliği

özelliği de elde edilmiş olmaktadır.

Yukarıda bahsedilen temel mikro-mekanik modeller kullanılarak TÇEK'nin çekme

yükleri altında çoklu mikro çatlak oluşumu ile şekil değiştirme sertleşmesi davranışı

sergilemesi sağlanmaktadır. Özetle, mikro-mekanik tabanlı malzeme tasarım

yöntemlerinin uygulanması ile malzeme mühendislerine yüksek birim şekil değiştirme

kapasitesi ve yüksek dayanıklılık gibi özel yapısal talepleri karşılamaya olanak

sağlayacak imkanlar yaratılacaktır. Literatürde TÇEK'nin mikro-mekanik tabanlı

tasarım yaklaşımı ile ilgili çok daha kapsamlı bilgiler bulunabilir (Wang ve Li, 2004).

34

3.3. Bölgesel Malzemeler Kullanarak Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitlerin

Üretimi

İçeriğinde yerel malzeme bileşenleri kullanılan TÇEK’ler, Japonya (Kanda vd., 2006),

Avrupa (Mechtcherine ve Schulze, 2006), Güney Afrika (Boshoff ve Van Zijl, 2007) ve

Amerika’da başarılı bir şekilde üretilmektedir. TÇEK’nin yerel versiyonlarını başarılı

bir şekilde geliştirilmesine temel tasarım yaklaşımının iyi anlaşılması yardımcı

olacaktır (Kanda ve Li, 1999; Li, 1993).

TÇEK’ler, plastik şekil değiştirme esnasında birçok küçük çatlak oluşması ile tek bir

çatlağın genişlemesi kontrol edilmiş olur. İlk çatlak oluşumundan sonra yük taşıma

kapasitesi şekil değiştirmenin devam etmesine rağmen hâlâ artmaktadır (Ersoy,

2001). Donatısız betonun kırılma mekanizması ilk çatlağın oluşmasıyla

tamamlanmaktadır. Donatı olarak kısa ve rastgele dağıtılmış liflerle oluşturulan

betonda ise kırılma mekanizması birçok paralel çatlağın oluşması ile tamamlanır.

Beton içinde, gerek priz anında oluşan mikro çatlaklar gerek içsel gerilmelerden

oluşan çatlaklar, eleman; çalışmaya ve yük almaya başladıktan sonra büyümeye

başlayacaktır. Çatlak, beton içinde ilerlerken liflerle karşılaştığında, çatlağın

ilerlemesini sağlayan enerji liflere aktarılacak ve lifler tarafından karşılanmaya

başlayacak, lif bu enerjiyi karşılayamadığı anda ya kopacak ya da betondan

sıyrılacaktır. Lif koptuktan ya da sıyrıldıktan sonra gerilme enerjisi tekrar betona

aktarılacak, çatlak bir sonraki lifle karşılaşıncaya kadar ilerlemeye devam edecektir.

Bu döngü, yük arttıkça tekrarlanacak ve elemanda paralel çatlaklar oluşacaktır. Nihai

kırılma gerçekleşinceye kadar oluşan paralel çatlaklar elemanın sünekleştiğinin

göstergesidir. Normal beton ile lifli betonların yük deplasman eğrisine bakıldığında, ilk

çatlak oluştuktan sonra normal betonun hemen kırıldığı, ancak lifli betonun yük

almaya devam ettiği, hatta eğilme dayanımının arttığı görülecektir (Arısoy, 2005).

Şekil 3.5’de kesikli PVA lif donatılı numune üzerinde yukarıda izah edilen paralel

çatlaklar gösterilmiştir.

35

(a) (b) Şekil 3.5. (a) Eğilme yüklemesi altında TÇEK numunesinin davranışı, (b) Eğilme

yüklemesinin ardından TÇEK kiriş numunelerinin tipik çatlak dağılımları (Şahmaran vd., 2012)

Daha önceki bölümlerde bahsedildiği üzere son on yıl boyunca beton teknolojisi hızlı

bir gelişme göstermiştir. Geleneksel lif donatılı betonda ise matristeki çatlamayı şekil

değiştirme yumuşaması olarak bilinen yük taşıma kapasitesindeki düşüş eğrisi takip

eder (Şekil 3.6’da daha aşağıda bulunan eğri). Geleneksel beton bilindiği üzere son

derece gevrek bir malzeme olup, dış etkiler altında şekil değiştirme kapasitesi kısıtlı

bir malzemedir. Özellikle eğilme ve çekme gerilmeleri altında, ilk çatlak oluşumundan

sonraki aşamada beton, çatlamış kesitindeki zorlanmalar nedeniyle basınç

dayanımında sergilediği tam kapasitesini kullanamadan yük taşıma potansiyelini

aniden kaybetmektedir. Bu nedenle donatı ve lif benzeri malzemelerin ilavesi ile bir

kompozite dönüştürülerek, kırılma ve çatlak ilerlemesi aşamalarında yük taşımaya

devam etmesi sağlanmaktadır (Felekoğlu ve Felekoğlu, 2013).

Geleneksel beton eksenel çekme yükleri altında ilk çatlak oluşumundan hemen sonra

aniden gevrek bir biçimde kırılmaktadır (Şekil 3.6). Betonun bu kırılgan (gevrek)

yapısını iyileştirmek için yapılan çalışmalar, eksenel çekme yüklemeleri altında sünek

davranış gösteren yüksek performanslı lif donatılı çimento esaslı kompozitlerin

(YPLDÇK) ortaya çıkmasına sebep olmuştur. YPLDÇK’de, ilk çatlak oluşumundan

sonra, lifler fazladan yük taşıyabilmektedir. Yüklemedeki artış ile birlikte, 100 μm’dan

daha dar çatlak genişliğine sahip çoklu mikro-çatlaklar oluşmakta ve betonun şekil

değiştirme kapasitesi önemli ölçüde artmaktadır. Bu sebeple, çekme gerilmesi-şekil

değiştirme eğrisi metallerde olduğu gibi sünek malzemelere benzer şekilde çatlak

sonrası şekil değiştirme sertleşmesi göstermektedir (Şekil 3.6’da üst bölümdeki

eğriler). TÇEK üretiminde kompoziti oluşturan matris ve lif fazlarının seçimi ile lif-

matris arası aderans etkileşiminin optimizasyonu, kompozitin çoklu çatlak

36

potansiyeline sahip olmasını sağlayacak şekilde yapılmalıdır (Şahmaran vd., 2012;

Felekoğlu ve Felekoğlu, 2013). Lif olarak genellikle polivinil alkol (PVA) ve polietilen

(PE) tercih edilmektedir. Matris dayanımı, lif dayanımı, boyutu ve geometrisi ile matris-

lif arasındaki aderansı etkileyen lif yüzey özellikleri gibi parametreler, TÇEK

tasarımında dikkate alınmaktadır (Li ve Maalej, 1996; Felekoğlu ve Felekoğlu, 2013).

Parametrelerin uygun olarak seçilmesiyle, lif oranı 1.5% ile %5 arasında değişen farklı

dayanımlara sahip sünek kompozitler üretilebilmektedir. YPLDÇK’nın maksimum

eksenel çekme gerilmesindeki şekil değiştirmesi olarak tanımlanan sünekliliği,

matrisin tokluğu ve liflerin gerilmeyi matrise etkin bir şekilde aktarmasıyla

(mikroyapısal parametrelere bağlı) ilişkilidir (Li, 1997). Normalde belirli bir lif

yüzdesinde, yüksek matris tokluğu, daha düşük sünekliliğin elde edilmesine sebep

olur. Uygulamaya bağlı olarak, dayanım ve süneklik ihtiyaçlarını karşılayan en uygun

çekme gerilmesi-şekil değiştirme ilişkisi çeşitlilik gösterebilir. Literatürde, YPLDÇK’ler

araştırmacılar tarafından farklı isimlerle adlandırılmıştır. Mühendislik özellikleri

geliştirilmiş çimento esaslı kompozitler (TÇEK)- çekme gerilmesi altında deformasyon

davranışı gösteren YPLDÇK’lerin kapsadığı bir malzeme sınıfı olup yukarıda

açıklanan potansiyel kısıtlarını gidermeye yönelik olarak geliştirilmiştir. Bu konuda en

kapsamlı çalışmalar Michigan Üniversitesi’nde Dr. Victor Li öncülüğünde

gerçekleştirilmektedir (Li, 2003; Felekoğlu ve Felkeoğlu, 2013). TÇEK, çekme ve

eğilme gerilmeleri altında geleneksel betona kıyasla çok daha yüksek deformasyon

kapasitesi olan bir malzemedir. Literatürde çekme birim deformasyon kapasitesi %2-

4’e kadar çıkan TÇEK’ler rapor edilmiştir (Li, 2002; Felekoğlu ve Felekoğlu, 2013).

Şekil 3.6. Eksenel çekme yükleri altında çimento bağlayıcılı malzemelerin

davranışları (Yıldırım, 2016)

37

Japonya Beton Enstitüsü (2002) ve Kunieda ve Rokugo (2006) tarafından özetlendiği

üzere, TÇEK çok çeşitli inşaat mühendisliği uygulamalarında kullanılabilmektedir. Bu

malzemenin en umut verici uygulama alanlarından biri beton yapıların onarımı ile

birlikte güçlendirilmesidir. TÇEK ile onarılmış yapıların avantajları üzerine çeşitli

araştırmalar yapılmıştır. Lim ve Li (1997), TÇEK donatılı beton arayüz çatlak

yakalama mekanizmalarının mekanik avantajları hakkında kapsamlı çalışmalar

yapmışlardır. Li ve Li (2009), onarım malzemesinde oluşan yüzey çatlamasını ve

TÇEK mevcut onarılacak beton arayüz tabakalanmasını önleyebilmek için onarım

malzemesinin rötre deformasyonlarını karşılayabilmesi ve bu sayede kısıtlanmış rötre

durumlarında oluşan gerilme yığılmalarını elastik olmayan şekil değiştirme yani

çekme sünekliliği yoluyla azaltması gerektiğini göstermişlerdir. Bu yollarla, yüzey

çatlak genişliği ve arayüz tabakalanması en aza indirgenmiştir. Mikro-çatlak oluşumu

şeklinde görülen elastik olmayan şekil değiştirme TÇEK’nin onarım malzemesi olarak

kullanılması durumunda da elde edilmiştir (Li ve Li, 2009). Ayrıca, çatlak genişliğinin

çok dar olduğu durumlarda çatlakların kendiliğinden iyileşebilme olasılığı ortaya

çıkmaktadır. Eğer asıl amaç dayanıklılık ve sonuç olarak sürdürülebilir kalkınma ise,

yüksek dayanıma tercihen dar açıklığa sahip çatlaklı ya da tamamen çatlaksız beton

yapıların elde edilmesi için var olan uygulamalar ve tavsiye edilen standartların

yaklaşımında değişime gidilmesi yerinde olacaktır. Gevrek betondaki çatlak kontrolü

eksikliği sebebiyle çatlak oluşumu yük arttıkça katlanmakta ve bu çatlaklar betonun

uzun vadede dayanım ve dayanıklılık performansını önemli ölçüde azaltan tehlikelerin

oluşmasından sorumlu tutulmaktadır. Betondaki çatlamanın tamamen

sonlandırılabileceğinin düşünülmesi gerçekçi değilken, kendiliğinden iyileşme

özelliğinin dar açıklıklı çatlakların bulunduğu malzemelerde otomatik bir mekanizma

olarak kullanılabilmesi, tamamen çatlaksız betonların üretilebilmesi fikrini doğurabilir.

2002’de Beton Araştırma ve Eğitim Kurumu bu tarz kendiliğinden iyileşebilen

betonları, beton endüstrisi için ‘en önemli araştırma konuları’ içerisinde ikinci sıraya

koymuştur (Concrete Research and Education Foundation Strategic Development

Council, 2002). Kendiliğinden iyileşme genellikle hidrate olmamış bağlayıcı

malzemelerin hidrate olması, kalsit oluşumu, betonun çatlak kenarlarında kristallerin

oluşmasını sağlaması ve sudaki katı maddelerin çatlakları kapatmasıyla

ilişkilendirilmektedir (Ramm, 1998). Çatlakların kendiliğinden iyileşmesi sadece çatlak

açıklığının genel olarak 150 µm’dan daha dar olduğu durumlarda dikkate

alınabilmektedir.

TÇEK’nin sünek davranışı ve kendiliğinden iyileşme özelliği, onarım ve güçlendirme

uygulamaları için gerekli ve istenen birçok özellikle doğrudan ilişkilidir. Bunlar, (i)

38

yüksek enerji kapasitesi, darbe dayanımı ve çekme sünekliliği (yüksek elastik

olmayan şekil değiştirme), (ii) bölgesel gerilmeleri düzenli bir biçimde yayabilmeleri

ve bu sayede malzemenin gerilme yığılması hassasiyetinin düşürülmesi, (iii) yüksek

işlenebilirlik: dar aralıklardan geçebilme, kalıbın en dar kesitini bile mükemmel bir

biçimde doldurabilme, segregasyona karşı yüksek direnç, püskürtme ve kendiliğinden

yerleşme gibi üretim kolaylıkları, (iv) yüksek kayma dayanımı, (v) çelik donatısına ve

eski beton yüzeylere yüksek bağ dayanımı (yüksek tabakalanma direnci) ve (vi) düşük

geçirimlilik özellikleri sayılabilir.

Ancak, TÇEK’nin yapı uygulamalarında kullanılabilmesinin önünde üç ana engel

bulunmaktadır: yüksek maliyet, çevresel konular ve malzemenin yüksek rötre

kapasitesidir. Üretimde kullanılan lifler, geleneksel beton malzemelerine kıyasla daha

pahalı olduğundan birim maliyet daha yüksektir. Geniş bir literatür birikimi, PVA liflere

bağlı TÇEK etrafında şekillenmesine rağmen yaygın olarak diğer fiber türleri de

başarılı bir şekilde kullanılmaktadır. Bu lifleri yüksek elastisite modüllü polietilen lifler

(PE) (Kamal vd., 2007; Li, 1993; Li ve Wang, 2002) ve polipropilen lifler(PP)

(Takashima vd., 2003; Yang vd., 2008) olarak sayabiliriz. TÇEK tasarımının

arkasındaki kural, belirli bir lif türüne bağlı kalmamaktır. Belirli özelliklerinden dolayı

lifler düşük bir hacimsel oranda, çekme deformasyonu pekleşmesi için gerekli kriteri

karşılayabilir. Hangi liflerin kullanılacağına karar vermek, liflerin mekanik

karakteristiklerini de kapsayan doğal karakteristiklerine, boy/çap oranlarına, yüzey

özelliklerine, ortaya çıkan TÇEK mekaniğine, durabiliteye, sürdürülebilirlik

performansına ve ekonomisine bağlı olacaktır.

Geleneksel betona kıyasla, TÇEK oldukça fazla çimento içermektedir. Çizelge 3.1,

geleneksel betonla birlikte, tipik PE-TÇEK (Li, 1997) ve PVA-TÇEK (Li vd., 2002)

malzemelerinin karışım oranlarını göstermektedir. TÇEK’deki yüksek çimento miktarı,

lif dağılımının matriste homojen dağılımı için reolojik kontrol kolaylığı ve daha

önemlisi, şekil değiştirme sertleşmesi özelliği için matris tokluğunun sağlanmasının

bir gereğidir. Yüksek sünekliliğin elde edilebilmesi için (şekil değiştirme sertleşmesi),

matris kırılma tokluğu sınırlandırılmalıdır. Öyle ki çoklu mikro çatlak oluşumu,

kompozit maksimum lif köprüleme gerilmesine ulaşmadan meydana gelmelidir. Bu

sebeple iri agregalar karışımdan çıkarılmış ve mevcut durumda TÇEK düşük oranda

(kum/bağlayıcı malzeme oranı 0.36) özel bir kum (en büyük tane büyüklüğü ~250 µm

ve ortalama tane büyüklüğü 150 µm olan mikronize kuvars kumu) ile başarılı bir

şekilde üretilebilmektedir. Kendiliğinden yerleşen taze kompozit özelliklerini elde

39

etmek için bütün matris bileşenlerinin, ayrı ayrı kendi içerisinde ve toplam hacim

içerisindeki tane boyutu doğru olarak sınıflandırılmalıdır (Fischer vd., 2003).

TÇEK’de yüksek oranda çimento kullanımı, yüksek maliyet oluşturmasının yanı sıra

istenmeyen derecede yüksek hidratasyon ısısının oluşmasına sebep olmaktadır.

Ayrıca çimento üretimi dünyada insan etkisiyle salınan sera gazlarının %7’sinden ve

önemli derecede yüksek nitrojen oksit, partikül madde ve diğer zararlı maddelerin

salınımından sorumlu olduğundan dolayı bu tür kompozitler açık bir şekilde çevresel

sürdürülebilirliği tehlikeye atmaktadır. Ayrıca, TÇEK’de oldukça yüksek çimento

miktarı, düşük su-çimento oranı ve iri agrega eksikliği sebebiyle, geleneksel betonlara

kıyasla oldukça fazla rötre deformasyonu göstermekte ve bu durum kompozitin

çatlama potansiyelini arttırmaktadır. Çizelge 3.3’de geleneksel betonla TÇEK’lerin

karışım oranları verilmiştir.

Çizelge 3.3. Geleneksel beton ve TÇEK’nin tipik karışım oranları

Malzemeler (kg/m3) PVA- TÇEK PE-TÇEK Geleneksel Beton

Portland çimentosu 832 1205 390

Su 366 314 166

Agrega 832 603 1717 Lif 26 17 -

Süperakışkanlaştırıcı 17 12 2

Çalışmanın birinci safhasında; TÇEK üretiminin, yerel malzemelerden, çimentonun

belirli bir kısmı yerine çok yüksek hacimlerde uçucu kül, özel üretim PVA liflerin yerine

de mekanik özellikleri, nano boyuttaki çatlakların engellenmesi/köprülenmesi

düşüncesi ve maliyetinin daha uygun olması nedeniyle BL’ler kullanılarak deneylerin

gerçekleştirilmesi hedeflenmiştir. İkinci aşamada, geliştirilmiş olan TÇEK örneklerden

yüksek performans göstermiş olan serilerde, boyutsal stabilite (kuruma rötresi) özelliği

ve donma-çözünme etkisi ile ağırlık ve dayanım kayıpları araştırılmıştır. Ayrıca, aynı

örneklerde son olarak elektron tarama mikroskopi (SEM) vasıtası ile mikroskobik

görüntü analizleri gerçekleştirilmiştir.

40

4. MATERYAL VE YÖNTEM

4.1. Materyal

4.1.1. Çimento ve puzolanlar

Tez kapsamında yapılan deneysel çalışmalarda Göltaş Göller Bölgesi Çimento

Sanayi ve Ticaret A.Ş. tarafından üretilen standart CEM I 42.5R tipli Portland

çimentosu (Ç) kullanılmıştır. CEM I 42.5R tipli Portland çimentosunun özgül ağırlığı

3.16 gr/cm3 olup Blaine özgül yüzey alanı 3440 cm2/gr’dır. Portland çimentosunun

tedarikçi firma tarafından sağlanan fiziksel, kimyasal ve mekanik özellikleri Çizelge

4.1’de ilgili standartlarla (ASTM, 2007;TSE, 2012) birlikte karşılaştırmalı olarak,

taramalı elektron mikroskobu (scanning electron microscope- SEM) altında elde

edilen mikroyapısal görüntüleri ise Şekil 4.1’de gösterilmektedir.

Çizelge 4.1. Çalışmada kullanılan çimento özellikleri (Göltaş, 2016)

Çimento Kimyasal Özellikleri

ASTM C150

TS EN 197-1

Çimento Fiziksel Özellikleri ASTM C150

TS EN 197-1

Bileşen (%)

CaO 63.65 Hacimsel Genleşme (mm)

0.3 <0,8 ≤10

SiO2 19.87 İncelik (90 µ, %) 0.10

Al2O3 4.11 İncelik (200 µ, %) 1.10

Fe2O3 3.44 Özgül Yüzey Alanı (cm2/g)

3340 >160

MgO 1.61 <6 Priz Başlangıcı (dakika) 144 >45 ≥60

SO3 2.68 <3 <4 Priz Sonu (dakika) 240 <375

CI- 0.004 <0.1

K2O 0.48 Özkütle (g/cm3) 3.12

Na2O 0.12

Kızdırma Kaybı

2.20 <3 <5

Çözünmeyen Kalıntı

0.40 <0.75 <5

Çimento Mekanik Özellikleri (MPa) ASTM

C150

TS EN

197-1

7 günlük Eğilme Dayanımı (MPa) 5.8 Basınç Dayanımı (MPa) 39.3 >19

28 günlük Eğilme Dayanımı (MPa)

7.2 Basınç Dayanımı (MPa) 50.6 ≥42.5

41

Şekil 4.1. CEM I 42.5R Portland çimentosunun SEM görüntüsü

Portland çimentosunun lazer kırınım yöntemiyle elde edilen tanecik boyut dağılım

grafiği ise çalışmada kullanılan diğer malzemelerle birlikte Şekil 4.2’de sunulmaktadır.

Şekil 4.2. Çalışmada kullanılan katı malzemelerin tanecik boyut dağılımları

ASTM C618 (2003) standardıyla uyumlu olacak şekilde çalışmalarda kullanılmak

üzere tercih edilen F-sınıfı uçucu kül %3,48 kireç oranına sahiptir ve Sugözü Termik

Santrali’nden elde edilmiştir. Sugözü uçucu külünün özgül ağırlığı 2.31 gr/cm3, Blaine

özgül yüzey alanı ise 2900 cm2/gr olup F-sınıfı uçucu külün fiziksel ve kimyasal

özellikleri Çizelge 4.2’de gösterilmektedir. Şekil 4.2 ve Şekil 4.3’de ise sırasıyla F sınıfı

uçucu kül taneciklerinin boyut dağılımları ve taramalı elektron mikroskobu (SEM)

altındaki görüntüleri sunulmaktadır. Şekil 4.3’den de açıkça görülebileceği üzere F

sınıfı uçucu kül tanecikleri oldukça pürüzsüz dairesel yüzeylere sahiptir.

0

20

40

60

80

100

120

0,1 1 10 100 1000

Geçen

, %

Tane Boyutu, µm

Çimento Uçuçu Kül Kuvars Kumu

42

Çizelge 4.2. Uçucu kül ve kuvars kumuna ait kimyasal özellikler (İsken, 2014; Yıldırım vd., 2016)

Kimyasal Kompozisyon (%)

Uçucu Kül (Sugözü)

ASTM C618

TS EN 450-1

Kuvars

CaO 1.16 0.02 SiO2 61.72 99.79

Al2O3 20.13 0.06

Fe2O3 7.46 0.02

MgO 1.80 <5 0.01 SO3 0.22 <5 <3 -

K2O 1.88 0.01

Na2O (Alkaliler) 2.57 <5 0.02

Serbest CaO 0.071 <1.5 CI- 0.015 <0.1

Kızdırma Kaybı 2.99 <6 <5 0.07

SiO2+Al2O3+Fe2O3 89.31 >70 -

28 Günlük Aktivite End. 81.9 >75 >75 İncelik, ≥45µm (%) 16.4 ≤34 16±10

Şekil 4.3. Sugözü uçucu külüne ait taramalı elektron mikroskobundan elde edilmiş mikroskobik resim

4.1.2. Yüksek oranda su azaltıcı katkı

TÇEK karışımlarının işlenebilirliğini arttırmak için Sika ViscoCrete-SF 18 isimli

modifiye polikarboksilat esaslı polimer tipi bir hiperakışkanlaştırıcı katkı (HA)

kullanılmıştır. Deneysel çalışmalarda kullanılan süperakışkanlaştırıcı katkı, pH değeri

3-7 ve özgül ağırlığı yaklaşık 1.10±0,02 kg/l, olan sıvı halde kimyasal bir katkıdır. HA

katkı miktarı karışım sırasında katkının performansına, elde edilecek karışımların

kıvamına, ayrışmaya karşı direncine ve liflerin matrise homojen olarak dağılmasına

bağlı olarak ayarlanmıştır.

43

4.1.3. Lif

4.1.3.1. PVA (Polivinil Alkol) lif

TÇEK üretiminde başarılı bir şekilde kullanılan, mikromekanik tabanlı tasarım sonucu

geliştirilmiş PVA lifleri (Li vd., 2002), bu tez çalışmasında referans numunesi olarak

deneysel sonuçları karşılaştırmak amacıyla standart M45 (literatürdeki ismi)

karışımının üretiminde kullanılmıştır (Şekil 4.4). Bu liflerin özelliği, yüzeyinin ağırlıkça

%1.2 oranında özel bir hidrofobik (su itici) yağ ile kaplı olmasıdır. Bu özellik

sayesinde, matris (lifsiz TÇEK) ve lif arasında yer alan optimum arayüz özellikleri elde

edilmektedir.

Şekil 4.4. Çalışma kapsamında referans TÇEK üretiminde kullanılan PVA lifleri

Tez çalışmasında kullanılan PVA lifinin fiziksel, mekanik ve geometrik özellikleri

Çizelge 4.3’de özetlenmektedir. Çizelgeden 4.3’den de görüleceği gibi PVA lifin

kopma uzama oranı TÇEK’lerin elde edilebilmesi için en büyük katkıyı sağlayan

özelliklerinden biridir.

Çizelge 4.3. TÇEK üretiminde kullanılan PVA ve BL'lerinin mekanik ve geometrik Özellikleri (Al-Dahawi vd., 2017 ve Spinteks, 2016)

Lif Türü

Çekme Dayanımı

(MPa)

Çap (μm)

Boy (mm)

Elastisite Modülü (GPa)

Kopma Uzama Oranı (%)

Özgül Ağırlık

PVA 1620 39 8 42.8 6.0 1.3

Bazalt 2500 13-20 10-14 89 3.15 2.8

44

Şekil 5.4’de ise PVA lif ve BL’nin mikroskop altındaki görüntülerinin karşılaştırılması

verilmiştir. Görüntüde PVA lif BL’ye göre daha kalın lif çapı ve pürüzlü yapısı

görülmektedir, bu şekildeki bir lif yapısı liflerin matrise daha iyi tutunmasını

sağlamakta ve bu sayede yük taşıma kapasitesini artırıcı etki yapmaktadır.

Şekil 4.5. PVA ve bazalt liflerin mikroskop altındaki görüntülerinin karşılaştırılması

4.1.3.2. Bazalt lif

TÇEK tasarımındaki önemli ilkelerden bir taneside belirli bir lif türüne bağlı

kalmamaktır. Belirli özelliklerinden dolayı lifler düşük bir hacimsel oranda şekil

değiştirme sertleşmesi (ilk çatlaktan sonra yük taşıma kapasitesinin artmasıyla eğilme

kapasitesinin artması) için gerekli kriteri karşılayabilir. Hangi lifin kullanılacağına karar

vermek, lifin mekanik karakteristiklerini de kapsayan doğal karakteristiklerine, çap

oranlarına, yüzey özelliklerine, ortaya çıkan TÇEK mekaniğine, durabiliteye,

sürdürülebilirlik performansına ve ekonomisi üzerine bağlı olacaktır.

Bu çalışmada, Technobasalt Invest LLC firması tarafından üretilen,13-20 mikron

çapında ve 6 mm ile 12 mm arasında uzunluğa sahip BL’ler kullanılmıştır (Şekil 4.6).

BL’lerin yoğunluk, çekme dayanımı, elastisite modülü ve kopma uzaması değerleri

Çizelge 4.3’de verilmiştir. Bu lifler çimento esaslı matriste üç boyutlu olarak donatı

etkisi oluşturmakla birlikte, hafif olmasından dolayı matriste homojen dağılması daha

kolay olmaktadır.

45

Şekil 4.6. Çalışma kapsamında TÇEK üretiminde kullanılan BL’ler

4.1.4. Agregalar

TÇEK’nin mikromekanik tabanlı tasarımına göre, kompozitin sünek bir davranış

göstermesi ve çok sayıda ancak dar genişlikte çatlak davranışı ile şekil değiştirme

sertleşmesi sergilemesi için matrisin kırılma tokluğunun düşük olması gerekmektedir.

Kumun tane boyutunun ve kullanım oranının artması ile matrisin kırılma tokluğu

önemli ölçüde artmakta olup bu durum TÇEK üretiminde kullanılması gereken kum

tane boyutunda ve miktarında kısıtlamalara neden olmuştur. Bu nedenden dolayı

TÇEK, şu ana kadar ortalama tane büyüklüğü yaklaşık 110 µm ve en büyük tane

boyutu 250 µm olan özel bir kum ve kum-bağlayıcı oranı olarak 0.36 kullanılarak

başarılı bir şekilde üretilmektedir. Şahmaran vd. (2012), tarafından yapılan

çalışmalarda yüksek hacimde uçucu kül gibi endüstriyel yan ürünlerin TÇEK

üretiminde kullanılması matrisin tokluğunu azaltmakta ve kum boyutunu ve kullanım

dozajını değiştirmekte özgürlük sağlandığı gösterilmiştir. Bölgemize yakın olan

Manisa Salihli ocağından elde edilmiş normal boyuttaki kuvars kumu ile TÇEK

üretilmesi literatürdeki çalışmalara ve ülkemizde bu kompozitin üretimine bir katkı

vermesi açısından çok önemlidir. Bu amaçla TÇEK üretiminde kullanılmak üzere

ülkemizin Manisa bölgesi kaynaklarından elde edilmiş tane büyüklüğü 0-150 µm tane

sınıfındaki ince kuvars kumu tercih edilmiştir. Kuvars kumun özgül ağırlığı 2.60 gr/cm3

ve su emme kapasitesi %0.3’tür. Kuvars kumuna ait taramalı ektron mikroskobu

görüntüleri Şekil 4.7’de ve tane boyut dağılımı çalışmada kullanılan diğer

malzemelerle birlikte Şekil 4.2’de verilmiştir.

46

Şekil 4.7. Çalışmada kullanılan kuvars kumunun taramalı elektron mikroskobu

görüntüleri

4.2. Yöntem

4.2.1. Farklı oranlarda BL kullanılarak TÇEK deneme karışımlarının üretilmesi

Tasarlanmış çimento esaslı kompozitlerin üretiminde kullanılan ülkemizin Manisa

Salihli bölgesi kaynaklarından elde edilmiş farklı tane boyutlarındaki kuvars kumu

numunelerinin, çimentonun ve uçucu külün fiziksel ve kimyasal özellikleri

belirlendikten sonra lif tipi, boyutu ve miktarının TÇEK’nin mekanik özellikleri ve matris

tokluğu üzerindeki etkilerini incelemek amacıyla Çizelge 4.4’de detayları verilen

toplamda referans karışım ile birlikte 27 adet deneysel karışım hazırlanmıştır. Bu

karışımlarda 6 ve 12 mm boylarındaki BL, 8 mm boyunda özel olarak üretilen PVA lif

olmak üzere üç farklı boyuttaki lifler ve 150 μm en büyük tane boyutundaki kuvars

kumu kullanılmıştır. Üretilen karışımların hazırlanışında kullanılan malzemelerin

miktarı ve boyutları mikromekanik modellemelerle belirlenmiş olan TÇEK karışımına

çok benzer olup karışımlarda uçucu kül/çimento oranı 1.2, su/bağlayıcı malzeme

(çimento+uçucu kül) oranı 0.26 ve kum/bağlayıcı oranı 0.36 olarak belirlenmiştir.

Çizelge 4.4’de verilen, üretiminde ağırlıkça %1.25 oranında (26 kg/m3) PVA lifinin

kullanıldığı literatürdeki ismi M45 adı ile adlandırılan TÇEK karışımı, çalışmalarımızda

referans karışımı olarak seçilmiştir.

47

Çizelge 4.4. Bazalt lif kullanılarak hazırlanan TÇEK karışım miktarları (ağırlıkça)

Lif Türü Lif İçerik

(%)

Su/ (Çimento

+ Uçucu Kül)

Kum/ (Çimento

+ Uçucu Kül)

Çimento

Kuvars

Kumu

Uçucu

Kül Su

PVA Lif

Bazalt Lif

*HA

**HA

(kg/m3)

PVA Lif 1.25 0.26 0.36 576 456 692 334 26.1 - 4.9 4.9

Bazalt Lif

(6-12 mm)

1 0.26 0.36 576 460 692 334 - 20.8 5.5 5.7 1.25 0.26 0.36 576 460 692 334 - 26.1 5.5 5.7 1.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 31.4 5.8 6 1.75 0.26 0.36 576 460 692 334 - 36.8 6.1 6.3 2 0.26 0.36 576 460 692 334 - 42.2 6.4 6.6

2.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 53.0 6.7 6.9 3 0.26 0.36 576 460 692 334 - 64.0 6.8 7 3.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 75.0 7.2 7.4 4 0.26 0.36 576 460 692 334 - 86.3 7.6 7.8 4.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 97.5 8.0 8.2 5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 109.0 8.5 8.7

5.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 120.5 8.9 9.1 6 0.26 0.36 576 460 692 334 - 132.1 9.3 9.5

*HA: 6mm boyunda BL’li seriler için hiperakışkanlaştırıcı miktarı, **HA: 12 mm BL’li seriler için

hiperakışkanlaştırıcı miktarı

Tüm çimento esaslı karışımlar 25 litre kapasiteli planet tipi mikser kullanılarak

hazırlanmıştır (Şekil 4.8). Çimento, uçucu kül ve kum önce kuru olarak 100

devir/dakika hızda 2 dakika karıştırılmıştır. Ardından su ve hiperakışkanlaştırıcı (HA)

eklenmiş ve 100 devir/dakika hızda 2 dakika süreyle karıştırılmıştır. Daha sonra

karıştırma işlemi 100 devir/dakika hızda 9 dakika daha devam etmiştir. Ardından BL

matrise eklenmiş ve karıştırma işlemi mikserde 100 devir/dakika hızda 3 dakika

devam etmiştir. Daha sonra bu işleme 200 devir/dakika hızda 2 dakika daha devam

edilerek karıştırma işlemi tamamlanmıştır.

Karıştırma işlemlerinin hemen ardından taze kompozit özelliklerini (akışkanlık)

belirlemek amacıyla marsh hunisi ve mini slump deneyleri yapılmıştır. Deneylerin

bitiminde karışımın tekrar homojenliği sağlamak amacıyla 1 dakika daha düşük

devirde karıştırma işlemi yapıldıktan sonra karışım, önceden yağlanmış olan kalıplara

dökülmüştür.

48

Şekil 4.8. 20 litre kapasiteli planet tipi mikserde TÇEK karışımlarının hazırlanması

4.2.2. Farklı oranlarda PVA lif ve BL kullanılarak hibrit TÇEK karışımlarının

üretilmesi

TÇEK malzemenin maliyetini arttıran en önemli etken TÇEK üretiminde kullanılan

PVA lifidir. Bu amaçla tez çalışmasının bu bölümünde PVA lif ve BL’ler birlikte

kullanılarak referans TÇEK’e göre daha ekonomik bir yapı malzemesi ve

yaklaşık/daha üstün mekanik özellikler elde etmek için hibrit (karma) lifli TÇEK’ler

üzerinde çalışılmıştır. Farklı geometrideki liflerin, farklı kullanım oranlarında çimento

49

esaslı kompozite katılmasıyla hibrit TÇEK numunelerinin referans TÇEK’e göre

basınç dayanımı, dört nokta eğilme dayanımı ve çekme dayanımını kapsayan

mekanik özelliklerini karşılaştırmak amacıyla deneyler yapılmıştır. Bu kapsamda

referans numuneye ek olarak her bir karışımlardaki ağırlıkça %1.25 (26 kg/m3) olan

toplam lif miktarı PVA lif ve BL ile birlikte hibrit olarak (%75PVA+%25 BL),

(%50PVA+%50BL) ve (%75PVA+%25BL) şeklinde 3 farklı oranda kullanılarak ve

diğer tüm karışım parametreleri aynı olmak üzere karışımlar hazırlanmıştır (Çizelge

4.5). Hazırlanan karışımların 28 günlük basınç ve eğilmede çekme dayanımlarının

test edilebilmesi için bir sonraki bölümde anlatıldığı üzere küp ve prizmatik numuneler

üretilmiş ve ASTM C192’ye uygun olarak 28 gün boyunca kür tankında kirece doygun

suda 23±2 oC sıcaklıkta bekletilmiştir (ASTM, 2016).

Çizelge 4.5. Farklı oranlarda PVA lifi ve BL kullanılarak hazırlanan hibrit TÇEK karışım miktarları (ağırlıkça)

Karışım Kodu

Su/*BM

(Çimento +

Uçucu Kül)

Kum/BM

(Çimento +

Uçucu Kül)

Uçucu Kül/ BM

Çimento UK Kum Su PVA

lif

Bazalt lif

*HA

(kg/m3)

P100 (R) 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 26 0 4.9

P75B25 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 19.5 6.5 4.95

P50B50 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 13 13 4.95

P25B75 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 6.5 19.5 4.95

*HA: Hiperakışkanlaştırıcı katkı, BM: Bağlayıcı malzeme

4.3. TÇEK Karışımlarına Uygulanan Testler

Tez çalışması kapsamında Şekil 4.9’da sunulan deneysel çalışma planındaki

malzeme karışımları yapılarak deneysel çalışmalar yürütülmüştür.

50

Şekil 4.9. Deneysel çalışma planı

Çimento Uçucu Kül Kuvars Kumu Akışkanlaştırıcı ve su

Bazalt Lif PVA lif

Malzeme Karıştırma İşlemi

Akış Özelliklerinin Belirlenmesi

Mini Slump Deneyi Marsh Hunisi Deneyi

MATERYAL VE YÖNTEM

Liflerin Karışıma Eklenmesi

Mini Slump Deneyi

Marsh Hunisi Deneyi

Karışımların Kalıplanması ve Kür İşlemi

Basınç

Dayanımı

(ASTM

C109)

Mekanik Deneyler (28 Gün) Boyutsal Stabilite Özelliği (90 Gün) Görüntüsel Analizler

Kırılma

Tokluğu

(ASTM

E399)

Çekme

Dayanımı

(ASTM

C1275)

Eğilme

Dayanımı

(ASTM

C78)

SEM

Analizi EDS

Analizi

Kuruma

Rötresi

(ASTM

C157)

51

4.3.1. TÇEK karışımları üzerinde akış özelliklerinin kontrolü

TÇEK karışımlarının mikro-mekanik tabanlı tasarımları yapılırken liflerin matrise

homojen olarak dağıldığı kabul edilmektedir. Her ne kadar üretilen karışımın nitelikleri

mikro-mekanik tabanlı tasarım yöntemlerinden elde edilen parametrelere uygun olsa

da liflerin matriste homojen bir şekilde dağılımı sağlanamayabilmektedir. Homojen lif

dağılımını etkileyen en önemli faktörlerden birisi TÇEK matrisinin (lif içermeyen

TÇEK) taze özellikleridir (işlenebilirliği, akma dayanımı ve plastik viskozite vb.).

TÇEK’in taze özellikleri ayrıca kompozitin akışkanlığını ve kalıba ne derecede kolay

yerleştirilebildiğini etkileyebilmektedir. TÇEK karışımlarının taze durumdaki

işlenebilirlik özelliklerinin belirlenmesi için mini çökme-yayılma testi ve marsh hunisi

deneyleri yapılmıştır.

Çalışmanın bu aşamasında hazırlanan tüm karışımlar çimento, F-sınıfı uçucu kül,

kuvars kumu, lif, hiperakışkanlaştırıcı ve su kullanılarak hazırlanmıştır. Hazırlanan

karışımlarda su/bağlayıcı malzeme (S/BM), kümen büyük tane boyutu ve

kum/bağlayıcı malzeme (K/BM) oranı sabit tutularak, BL miktarları ve

akışkanlaştırıcının ağırlıkça oranlarının etkilerini incelemek üzere toplam 26 adet

karışım hazırlanmıştır. Bu karışımlardaki malzeme miktarları Çizelge 4.6’da

verilmektedir. S/BM, K/BM, hiperakışkanlaştırıcı/bağlayıcı malzeme (HA/BM) gibi bazı

önemli oranlar da (ağırlıkça) Çizelge 4.6’da gösterilmiştir. Çizelge 4.6'dan görüldüğü

üzere 150 µm en büyük kum tane boyutu değeri için K/BM değeri 0.36 olarak

seçilmiştir. Bütün karışımlarda S/BM=0.26 olarak kullanılmıştır. Her bir kombinasyon

için taze karışımların mini çökme hunisi hedef yayılması, karışımdaki malzeme

özellikleri dikkate alınarak lifsiz karışımlarda 40 ± 5 cm, lifli karışımlarda ise 20 ± 5 cm

olacak şekilde HA dozajı 4.9 kg/m3 ile 9.30 kg/m3 aralığında düzenlenmiştir. Ayrıca

karışımlardaki HA miktarı, kalıba yerleştirilmenin ve TÇEK karışımlar arasındaki

benzer işlenebilirlik özelliklerinin sağlanabilmesi için lif artışına bağlı olarak artırılmıştır

(Ayub vd., 2014; Shafiq vd., 2016). Uçucu kül/çimento oranı tüm karışımlarda 1.20

olarak sabit tutulmuştur. Karışımların akış özelliklerinin belirlenmesinde PVA lif ve

BL’nin birlikte kullanıldığı hibrit karışımların oranları ise Çizelge 4.7’de sunulmuştur.

52

Çizelge 4.6. Akış özellikleri için BL’li TÇEK karışım oranları

Lif Türü Lif İçerik (%)

Su/

(Çimento +

Uçucu

Kül)

Kum/

(Çimento +

Uçucu

Kül)

Çimento

Kuvars

Kumu

Uçucu

Kül Su

PVA Lif

Bazalt Lif

*HA (6

mm)

*HA (12

mm)

(kg/m3)

PVA Lif

1.25 0.26 0.36 576 456 692 334 26.1 - 4.9 4.9

Bazalt Lif (6-12 mm)

1 0.26 0.36 576 460 692 334 - 20.8 5.5 5.7 1.25 0.26 0.36 576 460 692 334 - 26.1 5.5 5.7 1.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 31.4 5.8 6 1.75 0.26 0.36 576 460 692 334 - 36.8 6.1 6.3

2 0.26 0.36 576 460 692 334 - 42.2 6.4 6.6 2.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 53.0 6.7 6.9 3 0.26 0.36 576 460 692 334 - 64.0 6.8 7 3.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 75.0 7.2 7.4 4 0.26 0.36 576 460 692 334 - 86.3 7.6 7.8 4.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 97.5 8.0 8.2

5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 109.0 8.5 8.7 5.5 0.26 0.36 576 460 692 334 - 120.5 8.9 9.1 6 0.26 0.36 576 460 692 334 - 132.1 9.3 9.5

*HA: 6mm boyunda BL’li seriler için hiperakışkanlaştırıcı miktarı, **HA: 12 mm BL’li seriler için

hiperakışkanlaştırıcı miktarı

Çizelge 4.7. Akış özellikleri için hibrit lifli TÇEK karışım oranları

Karışım Kodu

Su/

(Çimento

+

Uçucu

Kül)

Kum/

(Çimento +

Uçucu Kül)

Uçucu Kül/

Çimento

Çimento UK Kum Su PVA

lif

Bazalt lif

HA

(kg/m3)

P100B0 (R) 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 26 0 4.8

P75B25 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 19.5 6.5 4.95

P50B50 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 12.9 13.1 4.95

P25B75 0.26 0.36 1.20 571 685 455 331 6.3 19.7 4.95

Tez çalışması kapsamında tüm karışımlar, 25 litre kapasiteli planet tipli mikser

kullanılarak hazırlanmıştır. Çimento, uçucu kül ve kuvars kumu önce kuru olarak 100

devir/dakika hızda 2 dakika karıştırılmıştır. Sonrasında su ve akışkanlaştırıcı karışımı

eklenerek karışım homojen hamur kıvamına gelinceye kadar toplamda 2 dakika

süreyle 100 devir/dakika hızda karıştırılmıştır. Daha sonra karıştırma işlemi 100

devir/dakika hızda 9 dakika daha devam etmiştir. Hazırlanan TÇEK matrisine lif ilave

edilmeden önce 2 litre örnek numune alınıp taze haldeki matrisin ve akış

özelliklerinden mini çökme hunisi ile yayılma çapı, Marsh hunisi ve akma zamanı

belirlenmiştir. Ardından BL matrise eklenmiş ve karıştırma işlemi mikserde 100

devir/dakika hızda 3 dakika devam etmiştir. Daha sonra bu işleme 200 devir/dakika

53

hızda 2 dakika daha devam edilerek karıştırma işlemi tamamlanmıştır. Lif ve matris

karışımı ile elde edilen her bir TÇEK karışımı üzerinde marsh hunisi akma zamanı ve

mini slump deneyleri lifler eklendikten sonra tekrar yapılmış bu deneylere ilaveten lifli

karışımların otomatik yayılma tablasında yayılma çapları belirlenmiştir. Tüm bu

işlemler bittikten sonra karışımların homojenliğini sağlamak için 10 devir/dakika

karıştırma işlemi tekrar yapılıp karışımlar Şekil 4.9’da verilen deneysel çalışma

şemasında da görüldüğü üzere 50 x 50 x 50 mm boyutlarında 6 adet küp (28 gün

sonundaki basınç dayanımı deneyi için), 360 x 75 x 50 mm boyutlarında 4 adet kiriş

(28 gün sonundaki eğilme deneyi için) ve 3 adet kemik formu (çekme dayanımı deneyi

için) önceden yağlanmış kalıplara dökülmüştür.

Mini çökme hunisi ile yayılma çapı hem matris hem de TÇEK karışımları üzerinde de

ASTM C230 standardına göre yapılmıştır (ASTM, 2014). Otomatik yayılma tablasında

yayılma çapının belirlenmesi ise sadece lifli TÇEK karışımlarında uygulanmıştır. Bu

deneyde hazırlanan lifli karışımların çökme hunisine iki tabaka halinde yerleştirlerek

sarsma tablasının saniyede 1 vuruş olmak üzere toplam 15 vuruş sonraki yayılma

miktalarının birbirini dik kesen iki yayılma ekseninin ortalaması alınarak

hesaplanmıştır. Şekil 4.10’da deneyin yapılışı ve deney düzeneği gösterilmiştir.

Şekil 4.10. Çalışma kapsamında yapılan yayılma tablası ile kompozit harç

karışımlarının kıvamlarının belirlenmesi

Çimento esaslı malzemelerin taze haldeki özellikleri, karıştırma işlemindeki ve deney

metotlarındaki değişikliklere göre değişebileceği için, aşağıda bu deneylerle ilgili

detaylar verilmektedir. Yine aynı sebepten dolayı, bütün işlemler (karıştırma süresi,

mikser hızı, deney yapma sırası, deney yapma zamanı, deneylerde izlenen

54

basamaklar, sıcaklık vb.) tüm karışımlar için mümkün olduğunca aynı tutulmaya

çalışılmıştır. Deneylerin tekrarlanabilirliğini kontrol etmek amacıyla herbir karışımın

taze özelliği en az üç kez tekrarlanmıştır.

Mini çökme hunisi kesik koni şeklinde olup Şekil 4.11’de görüldüğü gibi ASTM C230

standardında belirtilen üst çapı 70 mm, alt çapı 100 mm ve yüksekliği 60 mm olan

metal bir hunidir (ASTM, 2014). Mikserde karıştırma işlemi tamamlanan malzeme

herhangi bir sıkıştırma işlemi uygulanmadan, bu huni içine konur ve ardından huninin

yukarıya dik bir şekilde yavaş yavaş kaldırılmasından sonra malzeme yayılmaya

başlar. Yayılma tamamlandığında, yaklaşık olarak dairesel bir şekil ortaya çıkar. Bu

dairenin çapı, birbirine dik olan iki eksen boyunca ölçülür ve elde edilen değerlerin

ortalaması sonucu, “mini çökme hunisi yayılma çapı” bulunur.

(a) (b) Şekil.4.11. a) Çalışmada kullanılan mini slump aleti şekli ve ölçüleri, b) Mini slump

deneyinin yapılışına ait bir görüntü

Marsh hunisi ile kompozit karışımların akıcılık özelliklerinin belirlenmesinde ASTM

D6910-04 standardı esas alınmıştır (ASTM, 2004). Çalışmada kullanılan Marsh

hunisi, Şekil 4.12’de görüldüğü üzere 1500 ml iç hacimli ve alt ucunda 4.56 mm

çapında bir çıkış deliği olan metal malzemeden yapılma bir hunidir. Alt çıkış deliği

parmakla kapatılan huninin içine malzeme konur ve kronometrenin çalıştırılmasıyla

beraber parmak çekilerek malzemenin düşey eksende akmaya başlaması sağlanır.

Belirli bir hacimdeki malzemenin kaç saniyede aktığı ölçülür. Tez çalışmasında 100ml

malzemenin akması için geçen süre kaydedilmiştir. Bu huni için 23 ± 2 °C sıcaklıkta

100 ml suyun akma süresi 1.76 saniyedir).

55

(a) (b) Şekil 4.12. a) Çalışmada kullanılan marsh hunisi aleti ve ölçüleri, b) Marsh hunisi

akma zamanı deneyine ait bir görüntü

4.3.2. Basınç dayanımı testi

Hazırlanan BL’li TÇEK karışımlarının her birinden 28 günlük basınç dayanımı deneyi

için 6 adet numune kullanılmak üzere toplamda 156 adet ve hibrit numunelerin

herbirinden 28 günlük basınç dayanımı deneyi için 18 adet 50×50 mm boyutlarında

küp numuneler hazırlanmış ve dökümlerinin ardından numuneler sıcaklığı 23±2 °C ve

nemi %50±5 olan laboratuvar ortamında 24 saat boyunca yüzeyleri örtülü şekilde kür

edilmiştir. 24 saatin tamamlanmasının ardından kalıp içerisinde bekletilen numuneler,

daha sonra kalıplardan çıkarılarak Şekil 4.13’de görüldüğü üzere ASTM C192’ye

uygun olarak 28 gün boyunca deney gününe kadar kirece doygun su içerisinde kür

edilmiştir (ASTM, 2016).

Basınç dayanımı testi ASTM C109 standardına uygun olarak 25 ton kapasiteli

universal mekanik test cihazı kullanılarak küp numuneler üzerinde gerçekleştirilmiştir

(Şekil 4.14). Testteki yükleme hızı, ASTM C109 standardı tarafından önerdiği şekilde

yaklaşık 1500 N/s olarak 50x50x50 mm boyutlarındaki küp numunelere uygulanmıştır

(ASTM, 2016) . Basınç dayanım ölçümü prosedürü standart tavsiyelerle uyumludur.

56

Şekil 4.13. TÇEK numunelerinin üretiminden sonra kirece doygun suda kürlenmesi

Şekil 4.14. Basınç dayanımı testi düzeneği

4.3.3. Eğilmede çekme dayanımı testi

Bilindiği üzere yüksek performanslı lif donatılı kompozitler ilk çatlak oluşumundan

sonra şekil değiştirme sertleşmesi sergilemektedir. Şekil değiştirme sertleşmesi

davranışı sergileyen malzemelerin mekanik özelliklerinin değerlendirilmesinde en

uygun test yöntemi tek eksenli çekme yükleri uygulanarak yapılan testlerdir. TÇEK

karışımlarının şekil değiştirme kapasiteleri dört noktalı eğilmede çekme dayanımı testi

ile ASTM C 78’e uygun olarak Süleyman Demirel Üniversitesi Teknoloji Fakültesi

inşaat mühendisliği laboratuvarında belirlenmiştir.

57

TÇEK karışımlarında farklı oranlarda ve iki farklı boyda BL kullanımının 28 günlük

eğilmede çekme dayanımlarına etkisini araştırmak üzere her bir lif kullanım oranı için

4 adet numune olmak üzere 104 adet ve hibrit TÇEK karışımları için 3 farklı

karışımdan 12 adet 360x75x50 mm boyutlarında kiriş numuneleri hazırlanmıştır.

Eğilmede çekme deneyi deformasyon kontrollü universal test cihazında yapılmıştır.

Karışımların eğilme yükü altında özelliklerinin belirlenmesi için kiriş numuneleri

üzerinde, önce numune temizlenerek Şekil 4.15’deki düzenekte görüldüğü gibi

yüklerin uygulanacağı noktalar belirlenmiş ve dört noktalı eğilmede çekme testi

uygulanmıştır. Eğilme deneyleri, kapalı devre elektro-mekanik test cihazı ile

deformasyon kontrollü olarak (2 mm/saniye hızla) yapılmıştır. Deney sırasında,

numunenin orta noktasında oluşan şekil değiştirme (saniyede 10 veri olacak şekilde)

ve buna karşılık gelen yük bilgisayar sistemi sayesinde hassas bir şekilde

kaydedilmiştir. Şekil 4.16’da eğilme dayanımı ve sehim değerlerinin ölçüldüğü eğilme

deneyine ait görüntüler ve Şekil 4.17’de tipik bir TÇEK numunesinin dört noktalı

eğilmede çekme testi sırasındaki davranışının meydana getirdiği çoklu mikro çatlak

oluşumları görülmektedir.

Şekil 4.15. Dört noktalı eğilmede çekme testi deney düzeneği

58

Şekil 4.16. Dört noktalı eğilmede çekme testi ile şekil değişimi ölçümü

Şekil 4.17. Tipik bir TÇEK numunesinin dört noktalı eğilmede çekme testi sırasındaki davranışı (Şahmaran vd., 2012)

4.3.4. Kompozit kırılma tokluğu testi

Kompozit kırılma tokluğu deneyleri, üç noktalı eğilmede çekme deneyi kullanılarak

Süleyman Demirel Üniversitesi Teknoloji Fakültesi inşaat mühendisliği

laboratuvarında bulunan universal test cihazında yapılmıştır. Çimento bağlayıcılı

malzemeler için gerilme şiddet faktörünü ölçmek amacıyla standart test yöntemi

bulunmamaktadır bu nedenle çimento bağlayıcılı malzemeler için gerilme şiddet

faktörünü (kırılma tokluğu) ölçmek amacıyla ASTM E399 (2003) “Linear-Elastic

Plane-Strain Fracture Toughness KIC of Metallic Materials” Bölüm A3. Special

Requirements for the Testing of Bend Specimens” standart test yöntemi kullanılmıştır

59

(Lee vd., 1995; ASTM, 2003). Bu metoda bağlı olarak elde edilen kırılma tokluğu

değerleri, en büyük tane boyutu 1 mm olan harçlar ve çimento esaslı malzemeler için

güvenilir sonuçlar vermektedir. Bu standart test metodunun çimento bağlayıcılı

malzemelerde (iri agrega içermeyen) uygulanması daha önce yapılmış olan

çalışmalarda detaylı bir biçimde incelenip bu tür sistemlerde (TÇEK gibi üretiminde iri

agrega kullanılmayan sistemler) uygulanabilirliği doğrulanıp farklı çalışmalarda TÇEK

tasarımında kullanılmıştır (Toutanji vd., 2010; Lee vd., 2015; Yu vd., 2015). Ayrıca bu

yöntemle hesaplanan matrisin kırılma tokluğu değeri TÇEK’nin mikro-mekanik

tasarım yöntemleri ile geliştirilmesi aşamasında hayati bir rol oynamıştır (Li vd., 1995;

Li, 1998). Dayanım kriteri, bozuk bir bölgeden mikro-çatlak başlaması üzerine yeterli

bir lif köprüleme kapasitesini sağlamak için yerine getirilmelidir. Özellikle bu kriter;

matris kırılma tokluğu ile kontrol edilen ilk çatlak dayanımını ve verilen herhangi

potansiyel çatlak düzlemi üzerine lif köprüleme kapasitesinden daha küçük olan

başlangıç çatlak boyutunu kapsamaktadır. TÇEK tasarım teorisine göre TÇEK’nin

gerinim sertleşmesi davranışı büyük oranda matris kırılma tokluğu, lif köprüleme

kapasitesi ve başlangıç çatlak büyüklüğü dağılımına bağlıdır (Maa vd. 2015).

Kırılma tokluğunun ölçülmesi için bu çalışmada kullanılan deney tertibi Şekil 4.18’de

gösterilmiştir. 28 günlük lifli matris (TÇEK) kırılma tokluğu tayini için 26 farklı karışım

için 4 adet numune kullanılmak üzere toplam 104 adet 360x75x50 mm boyutlarında

kiriş numunesi hazırlanıp, numunelerin tam ortalarına yaklaşık 30 mm derinliğinde

daire testere yardımıyla çentik açılmış ve çentik derinliğinin numune yüksekliğine

oranı 0.4 olarak belirlenmiştir (Şekil 4.18). Daha sonra bu numuneler 2 mm/saniye

hızla üç noktalı eğilme testine maruz bırakılmıştır. Bu testten sonra kırılan

numunelerin kesin çentik derinlikleri ölçülüp Denklem 4.1’deki ASTM E399’da

belirtilen formül kullanılarak kompozit kırılma toklukları hesaplanmıştır.

60

Şekil 4.18. Kompozit kırılma tokluğu tayini için kullanılan deney tertibi

Kırılma tokluğu değeri test edilen numunenin boyutları dikkate alınarak aşağıda

verilen Denklem 4.1’e göre hesaplanmıştır.

(4.1)

Burada;

PQ: Çentikli yüzeyin üzerindeki eğilme kenarına uygulanan maksimum yükü, S: açıklık

uzunluğunu, B: numune yüksekliğini, W: numune derinliğini, a:çatlak boyunu ve

: geometrik kalibrasyon faktörünü (her numunenin deney sonrasında ölçülen

gerçek çatlak boyuna göre değişir) göstermektedir.

Çizelge 4.8. ASTM E399 standardına göre kırılma tokluğunun hesaplanmasında kullanılan geometrik kalibrasyon faktörü değerleri (ASTM, 2003)

a/W f(a/W) a/W f(a/W)

0.450 2.29 0.505 2.70

0.455 2.32 0.510 2.75

0.460 2.35 0.515 2.79

0.465 2.39 0.520 2.84

0.470 2.43 0.525 2.89

61

Çizelge 4.8. ASTM E399 standardına göre kırılma tokluğunun hesaplanmasında kullanılan geometrik kalibrasyon faktörü değerleri (ASTM, 2003) (Devam)

a/W f(a/W) a/W f(a/W)

0.475 2.46 0.530 2.94

0.480 2.50 0.535 2.99

0.485 2.54 0.540 3.04

0.490 2.58 0.545 3.09

0.495 2.62 0.550 3.14

0.500 2.66 0.555 3.19

Şekil 4.19’da kompozit kırılma tokluğu deney düzeneği ve bu deneyde kullanılan

çentikli numune şekli, çentik ve deney numunesinin ölçüleri görülmektedir.

(a) (b) Şekil 4.19. a) Kompozit kırılma tokluğu deneyi test düzeneği, b) Numune boyutları

4.3.5. Taramalı elektron mikroskopu (SEM) ve EDS mikro yapı analizi

Eğilmede çekme dayanımı testinden sonra seçilen numunelerden alınan parçalar

üzerinde QUANTA FEG-250 taramalı elektron mikroskobu (SEM-EDX) kullanılarak

Süleyman Demirel Üniversitesi Enerji Araştırmaları Uygulama ve Araştırma

Merkezi’nde mikro yapı incelemeleri yapılmıştır. Mikroyapı incelemesi esnasında

TÇEK matrisinin yoğunluğu, oluşan reaksiyon ürünleri, lif-matris arayüz özellikleri ve

matristen sıyrılıp çıkan liflerin yüzey yapısı incelenmiştir.

62

4.3.6. Kuruma rötresi deneyi

TÇEK karışımlarının boyutsal stabilite özelliklerinin belirlenmesi amacı ile kuruma

rötre özellikleri test edilmiştir. Boyutsal stabilite özellikleri farklı oranlarda BL içeren en

büyük tane boyutu 150 µm olan agrega kullanılarak hazırlanan TÇEK karışımları için

ölçülmüştür. Kuruma büzülmesi, elemanın şekli, karışım oranları, malzemelerin

kimyasal ve fiziksel özellikleri ve elemanın maruz kaldığı çevre şartları gibi birçok

faktöre bağlıdır.

Çalışmanın bu aşamasında, ilk bölümde F-sınıfı uçucu kül kullanılarak üretilen BL’li

TÇEK karışımlarının referans karışımının eğilme değerine (12.73 N/mm2) yaklaşık

değerler elde edilen serilere ait örnekler üzerinde kuruma büzülmesinin tayini, ASTM

C157’de belirtilen yönteme uygun olarak yapılmıştır. Ölçümler her karışım için 3 adet

25x25x285 mm’lik prizma örnekler üzerinde gerçekleştirilmiştir (Şekil 4.20).

Karıştırma işlemi sırasında çimentoya suyun ilavesinden 24±0.5 saat sonra

numuneler kalıplardan çıkartılarak 23 ± 0.5 °C sıcaklıktaki kirece doygun suda 15

dakika bekletilmiştir. Daha sonra yüzeyleri hemen kurulanarak ilk ölçümleri alınmıştır.

İlk ölçümleri alınan numuneler 23 ± 2 °C sıcaklıktaki kirece doygun suda kalıplardaki

süreler de dahil olmak üzere 28. güne ulaşana kadar bekletilmiştir. Daha sonra 23 ±

2 °C ve %50 ± 4 bağıl nem değerlerine sahip kür odasında havada kürlenen

numunelerin 2., 3., 4., 5., 6., 7., 14., 28., 56., 60. ve 90. günlerde komparatör ölçümleri

yapılmıştır. Ölçümleri yapılan numunelerin ASTM C157’de belirtilen aşağıdaki

belirtilen formül kullanılarak rötre kapasiteleri yüzde cinsinden hesaplanmıştır (ASTM,

2008).

∆Lx= [(Lson-Lilk) /Lk] x100 (4.2)

Burada, ∆Lx, yüzde olarak herhangi bir yaştaki örneğin boy değişimini, Lson herhangi

bir yaştaki komparatör okumasını, Lilk numunelerin ilk okuma ölçüm boyunu ve Lk

ölçüm boyunu (250 mm) göstermektedir.

Komparatör cihazı ölçümler esnasında kontrol çubuğu ile her bir ölçümden önce

ortam sıcaklığı da dikkate alınarak kalibre edilmiş ve rötre ölçümlerinde 0,001

hassasiyetli epsilon marka komparatör kullanılmıştır. Şekil 4.20’de, TÇEK

numunesinin rötre miktarlarını ölçen komparatör ve büzülme ölçümü için hazırlanan

numuneler görülmektedir.

63

(a) (b) Şekil 4.20. a) Kuruma büzülmesi prizma deney örnekleri, b) Kuruma büzülmesi tayini

için TÇEK numunelerinde boyutsal değişim ölçümleri

4.3.7. Çekme dayanımı deneyi

Çalışmanın bu aşamasında referans karışım ile birlikte iki farklı uzunlukta BL (6 ve

12mm) kullanılarak 27 farklı TÇEK karışımları ve BL ile PVA lifin karma olarak

kullanıldığı 3 farklı hibrit karışımları ile hazırlanarak elde edilen farklı örnek serilerinin

çekme gerilmesi altındaki performansları araştırılmıştır. Bazaltlı karışımların çekme

dayanımı deneyleri Deneyler Süleyman Demirel Üniversitesi Teknoloji Fakültesi

İnşaat mühendisliği laboratuvarında yapılmıştır.

Çimento esaslı kompozitler için doğrudan çekme testleri için özel bir standart

bulunmamaktadır (Tian ve Zhang, 2017). Bu çalışmada kullanılan numune boyutları

ve test metodu çimento esaslı kompozitler için en uygun metot olarak kabul edilen ve

önceki çalışmalarda (Tian vd., 2015; Soe vd., 2013) kullanılan ASTM C1275-16

standardı esas alınmıştır (ASTM, 2016). Kullanılan direkt çekme testi ve kemik

boyutlu numunelerin kurulum düzeneği Şekil 4.21'de gösterilmiştir Hazırlanan

karışımlar Şekil 4.21’de görüntüleri verilen kemik boyutlarındaki kalıplara dökülüp

sıkıştırma yapmadan perdahlanmıştır. Her karışımdan üçer örnek hazırlanarak

kalıplara dökülmüştür. Hazırlanan BL’li TÇEK karışımlarının dökümlerinin ardından

numuneler, ASTM C192’ye uygun olarak 24 saat boyunca, sertleşmemiş

numunelerden suyun buharlaşmasını önlemek için, numuneler kalıplamadan hemen

sonra emici ve reaktif olmayan dayanıklı ve geçirimsiz bir plastik levha ile örtülmüştür.

24 saatin tamamlanmasının ardından kalıp içerisinde bekletilen numuneler, daha

64

sonra kalıplardan çıkarılarak 28 gün boyunca deney gününe kadar kirece doygun su

içerisinde kür edilmiştir (ASTM, 2016). 28 günlük örnekler, Süleyman Demirel

Üniversitesi Teknoloji Fakültesi inşaat mühendisliği laboratuvarında bulunan

deformasyon kontrollü Marestek universal test cihazının 100 kN kapasiteli çekme

bölgesinde uygun çeneler kullanılarak 2 mm/dakika hızla doğrudan çekme deneyine

tabi tutulmuşlardır.

(a) (b) Şekil 4.21. a) Çekme dayanımı deneylerinde kullanılan numune ölçüleri, b) Çekme

dayanımı deney düzeneği

65

5. ARAŞTIRMA BULGULARI VE TARTIŞMA

5.1. Akış Özellikleri

Bölüm 4’de anlatıldığı üzere mikro-mekanik tabanlı tasarım yaklaşımı kullanılarak

TÇEK’nin tasarımı gerçekleştirilmektedir. Bu tasarım yapılırken liflerin matrise

homojen olarak dağıldığı kabul edilmektedir. Her ne kadar üretilen karışımın özellikleri

tasarlama kriterlerine uygun olsa da bazı durumlarda lifler matrise homojen bir şekilde

dağılmayabilmektedir. Homojen lif dağılımını etkileyen en önemli faktörlerden birisi

TÇEK matrisinin (lif içermeyen TÇEK) taze harç özellikleridir (işlenebilirliği, eşik

gerilmesi ve plastik viskozite vb.). TÇEK’nin taze harç özellikleri ayrıca kompozitin

akışkanlığını ve kalıba ne derecede kolay yerleştirilebildiğini etkilemektedir.

Tez çalışmanın bu aşamasında, farklı taze harç özelliklerine sahip TÇEK

karışımlarının akış özelliklerinde mini yayılma testi ve Marsh hunisi kullanılarak

aşağıda açıklanan sonuçlar elde edilmiştir. Akış özellikleri tayin edilmiş taze matris

karışımlarına lif eklenerek, 28 gün sonunda bu matrislerde liflerin homojen bir biçimde

dağılıp dağılmadığını anlamak amacıyla mekanik özellikleri test edilmiştir. Böylece

mikromekanik olarak tasarlanan TÇEK karışımlarında homojen lif dağılımı ve yüksek

performans gösterebilmeleri için gerekli olan akış parametreleri de belirlenmiştir.

Deneysel araştırmalar neticesinde belirlenen bu akış özellikleri sayesinde TÇEK

üretimi çok daha kolay olarak gerçekleştirilebilmiştir.

5.1.1. Marsh hunisi akma zamanı

Bu test yöntemi, çimento pastası ve çimento enjeksiyonlarının işlenebilirlik ve kalite

kontrollerini yapmak için yaygın olarak kullanılan bir testtir (Roussel ve Roy. 2005).

Bu çalışmada Marsh hunisi testi, TÇEK matrisin akma zamanını belirlemek için

kullanılmıştır. Belirlenen Marsh hunisi akma zamanı TÇEK matrisin akıcılığı ile alakalı

olup, akma zamanının uzun olması matrisin akıcılığının düşük olduğunu gösterir. BL

katkılı TÇEK karışımlarının Marsh hunisi akma zamanı test sonuçları Çizelge 5.1’de,

BL ve PVA’lı hibrit karışımların akma zamanları ise Çizelge 5.2’de verilmiştir.

66

Çizelge 5.1. Karışımlardaki BL değişiminin akış özelliklerine etkileri

Lif Türü

BL İçeriği

(%)

TÇEK matris (Lifsiz TÇEK)

TÇEK

Akış parametreleri

Marsh hunisi akma

zamanı (sn.)

Mini yayılma

çapı (cm)

Marsh hunisi akma

zamanı (sn.)

Mini yayılma

çapı (cm)

Yayılma Tablası Deneyi Yayılma Çapları

(cm)

Mini-yayılma

çapı değişimi

(%)

PVA Lif

1.25 (R)

14 44.75 22 22.5 29.75 49.72

BL (6 mm)

1 21 35 18 24.9 30 37.75

1.25 20 35 20 24.75 30 38.13

1.5 19 35.80 21 23.9 29.5 40.47

1.75 17 36.60 23 23 28 43.21

2 16 37.70 29 22.25 27.5 46.06

2.5 15 38.50 34 21.45 27.1 48.93

3 14 38.90 38 21.15 26 49.94

3.5 14 40 40 20.05 23.85 53.64

4 13 41 42 18.95 22.5 57.18

4.5 12 42.10 72 17.85 22.50 61.61

5 11 43.30 88 16.75 21.75 64.74

5.5 10 44.30 Akış yok 16.25 21.15 66.49

6 10 45 Akış yok 15.75 20 67.86

BL(12 mm)

1 25 34.8 20 23.5 27 41.25

1.25 23 34.8 21 23.5 26.85 41.25

1.5 21 35.75 23 23 26 42.71

1.75 18 36.5 28 22.55 25.5 44.32

2 17 37.6 32 22 24.35 46.67

2.5 16 38.5 40 21.15 23.55 49.64

3 15 38.8 48 21 23.25 50.30

3.5 15 40 52 19.85 22.15 54.10

4 14 40.10 63 18.5 21.05 58.19

4.5 13 42 96 17 19.95 63.44

5 12 43.2 Akış yok 16.45 18.85 65.37

5.5 11 44.2 Akış yok 16.15 18.35 66.70

6 11 44.75 Akış yok 15.5 17.25 68.37

Belirtilen çizelgelerden görüleceği üzere, bazı TÇEK matrislerinin Marsh hunisi akma

zamanları düşük kıvamdan dolayı belirlenememiştir. Her iki lif türünde de BL

oranındaki artış matrisin akıcılığını olumsuz etkiledi ve Marsh hunisi akma

zamanlarında azalmalar görülmüştür. Çizelge 5.1'den gözlenebileceği üzere Marsh

hunisi akma zamanı değerleri S/BM oranının düşük seviyede (0.26) tutulması ile

beklenildiği gibi azalış göstermiştir fakat HA/BM (Hiperakışkanlaştırıcı/Bağlayıcı

Malzeme) oranlarındaki artış ile düşük kıvam telafi edildi ve TÇEK matrislerini kendi

öz ağırlıkları ve yerçekimi kuvveti etkisi altında akmaları sağlanmıştır. 12 mm’lik %5,

%5.5 ve %6 BL katkılı karışımlara giren BL miktarına bağlı olarak artan lif

67

yoğunluğunu nedeniyle Marsh hunisi akış süreleri ölçülememiştir. Yukarıda

bahsedilen deneysel çalışmalar sonucu %5, %5.5 ve %6 BL’li karışımların akıcılığını

yeterli bir işlenilebirlik için akabilir hale getirmek karışıma daha çok akışkanlaştırıcı

girmesine neden olduğu için karışımlarda kusma problemine sebebiyet

verebilmektedir dolayısıyla akıcılığın sağlanması için belirtilen numunelerde

akışkanlaştırıcı miktarlarının artırılmaması uygun görülmüştür. 12 mm BL’li serilerde

ölçülebilen marsh hunisi akış süreleri en düşük 20 sn en yüksek ise 96 sn olarak

kaydedilmiştir.

6 mm’lik BL katkılı karışımların akıcılığı da lif miktarındaki artıştan olumsuz

etkilenmiştir. Bu serilerde de lif miktarının yüksek olduğu %5, %5.5 ve %6 BL katkılı

örneklerin akış süreleri akışkanlaştırıcı miktarının 8.50 kg/m3 olduğu %5 BL’li

örneklerde 88 sn olarak bulunmuş ve akışkanlaştırıcı miktarının sırasıyla 8.90 kg/m3

ve 9.30 kg/m3 olarak kullanıldığı %5.5 ve %6 BL katkılı serilerde ağırlıkça lif miktarının

fazlalığından dolayı akma sağlananamamıştır. Bu serilerde de yukarıda belirtilen

kusma problemi nedeniyle akma işleminin sağlanabilmesi için akışkanlaştırıcı

miktarının artırılması uygun bulunmamıştır. Şekil 5.1’de her iki lif türüne ait marsh

hunisi akış zamanları gösterilmiştir.

Şekil 5.1. Farklı boylardaki BL’li numunelerin lif miktarına bağlı marsh hunisi akma

zamanları

0

20

40

60

80

100

120

R-1.25 1 1,25 1,5 1,75 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Mars

h H

un

isi A

km

a Z

am

an

ı (s

n)

Lif Miktarı (%) 6 mm BL 12 mm BL

68

Çizelge 5.2’de hibrit karışımların marsh hunisi ve akış süreleri incelendiğinde bütün

karışımların marsh hunisi akış süreleri ve yayılma çapları benzerlik göstermiştir. BL

miktarının arttığı numunelerde BL’nin yapısından kaynaklandığı düşünülen Marsh

hunisi akış süreleri ve yayılma çaplarında küçük artışlar olmuştur. Hibrit karışımların

marsh hunisi akış süreleri 22 ile 28 sn arasında değişiklik göstermiştir. BL yüzdesinin

%75 olarak kullanıldığı P25B75 kodlu numunelerde en yüksek akış süresinin elde

edilmesi; BL’in PVA’ya göre daha fazla birim yüzey alanına sahip olmasına ve BL’in

yüzey yapısına bağlanılabilir.

Çizelge 5.2. Hibrit TÇEK karışımlarının akış özellikleri

5.1.2. Mini-slump yayılma çapları

Mini yayılma testi TÇEK matris (BL’siz TÇEK) ve TÇEK (BL’li TÇEK) kompozit

karışımlarının işlenebilirliklerini değerlendirmek için kullanılmıştır. Çizelge 5.1'de

görüldüğü üzere hem TÇEK matris hem de TÇEK kompozit karışımlarının mini

yayılma çapları S/BM, K/BM, ve Dmaks parametreleri bütün karışımlarda sabit

tutulmuş ve HA/BM oranının artması ile mini slump yayılma çapları artış göstermiştir.

HA/BM oranına bağlı olarak mini-yayılma çapındaki doğrusal artış ne TÇEK matrisinin

ne de TÇEK karışımlarının kimyasal katkı “doyma noktasına” ulaşmadığını ve deney

esnasında yapılan gözlemsel muayenelerde ayrışma ve kusma problemlerinin

oluşmadığını göstermektedir. “Doyma noktası” karışımda kullanılan HA katkı

dozajının belirli bir değerden sonra yayılma çapı ve yayılma zamanına kayda değer

bir değişme olmadığı noktadır (Şahmaran vd., 2012). HA/BM parametresinin mini-

yayılma çapı değerinin değişimi üzerinde önemli katkısı vardır. HA katkılar yüzey etkin

kimyasal maddeler olup, kullanımları çimento partiküllerinin yüzey gerilimlerini

modifiye etmekte ve onların topaklanmalarını engellemektedir (Bjormstromz ve

Chandra, 2003). Dahası, bu çalışma kapsamında kullanılan HA stearik etkiye sahip

Numune Kodu

TÇEK matris (Lifsiz TÇEK)

TÇEK

Lif İçeriği

(%)

Marsh hunisi akma

zamanı (sn.)

Mini yayılma

çapı (cm)

Marsh hunisi akma

zamanı (sn.)

Mini yayılma

çapı (cm)

Yayılma TablasıDeneyi YayılmaÇapları

(cm)

Mini-yayılma

çapı değişim

(%)

P100B0 (R) 1.25 14 46 22 28 30 39.13

P75B25 1.25 17 45.5 23 25 30 45.05

P50B50 1.25 17 44 25 24 30 45.45

P25B75 1.25 18 43 28 22 30 48.84

69

olup, uzun polimer zincirleri sayesinde çimento partiküllerinin dağılmasını

sağlamaktadır. Deneysel çalışmalarda S/BM aralığının dar tutulmasının ana nedeni

mikromekanik tasarım yöntemlerinin S/BM oranının çok değişmesine izin

vermemesinden kaynaklanmaktadır. Çizelge 5.1’de görüleceği üzere ve beklenildiği

gibi BL ilavesi ile TÇEK matrisin mini-yayılma çapı değerleri önemli miktarda

azalmıştır. Bu nedenle, BL ilavesinin artırılması ile TÇEK karışımlarının işlenebilirlik

ve akış özelliklerini olumsuz olarak etkilediği belirtilebilir. 6 mm boyudaki BL’li serilerde

lifsiz TÇEK malzeme matrisi ile lifli TÇEK karışımları arasındaki yüzdesel mini slump

yayılma çapı değişimleri %37.75 ile %67.86 arasında değişirken 12 boyundaki BL

kullanılarak üretilen serilerde bu oran %41.25 ile %68.37 arasında değişiklik

göstermiştir. Şekil 5.2’de her iki lif türüne ait mini slump yayılma çapları gösterilmiştir.

Şekil 5.2. Mini slump yayılma çaplarının lif miktarına bağlı olarak değişimi

Çizelge 5.2’den görüldüğü üzere hibrit karışımlarda lifsiz hibrit TÇEK matrisi ile lifli

TÇEK karışımları arasındaki mini slump değişim yüzdelerinde birbirine yakın değerler

elde edilmekle birlikte hibrit karışımlarda en yüksek slump değişimi BL’nin yüksek

kullanıldığı %25 PVA-%75 BL katkılı örneklerden (P25B75 kodlu numune) %48.84

olarak elde edilmiştir.

5.1.3. Yayılma tablası deneyi yayılma çapları

Şekil 5.3.’de TÇEK karışımlarına ait lif miktarına bağlı olarak yayılma tablası deneyi

yayılma çapları değerleri verilmiştir. Görüldüğü gibi, TÇEK karışımlarında BL kullanım

miktarı işlenebilirlik özelliklerini önemli derecede etkilemekte ve BL miktarı arttıkça

0

5

10

15

20

25

30

Min

i S

lum

p Y

ayıl

ma Ç

ap

ı (m

m)


70

karışımlara ait çökme-yayılma çapları azalmaktadır. 6 mm BL’li serilerde yayılma

tablası yayılma çapları 20 ile 30 cm arasında değişiklik gösterirken, 12 mm boyunda

BL kullanılarak üretilen serilerde 17.25 ile 27 cm arasında değişiklik göstermiştir. 12

mm boyundaki BL’lerin yüzey alanlarının 6 mm boyundaki BL’lere göre fazla olması

nedeniyle oluşacak sürtünme nedeniyle akmayı bir miktar engellemesinin yayılma

çapındaki azalmanın nedeni olduğu düşünülmektedir.

Hibrit lifli karışımlarda ise yayılma tablası deneyi sonucu elde edilen yayılma çapları

Çizelge 5.2’den görüldüğü üzere 3 farklı hibrit karışımında %1.25 olan aynı lif

miktarının etkisiyle bütün karışımlarda 30 cm olarak kaydedilmiştir.

Şekil 5.3. Yayılma tablası deneyi yayılma çaplarının lif miktarına bağlı olarak değişimi

5.2. Basınç Dayanımı

12 mm boyunda BL katkılı TÇEK karışımları ile üretilen örnekler ve BL-PVA lifli

TÇEK’ler mekanik olarak basınç dayanımı, eğilmede çekme dayanımı, matris kırılma

tokluğu ve çekme dayanımı deneyleri ile kapsamlı olarak incelenmişlerdir. Farklı

oranlarda BL kullanılarak ve BL-PVA lifin hibrit olarak kullanılmasıyla üretilen

karışımlardan elde edilen TÇEK örneklere ait 28 günlük basınç dayanımları ve eğilme

yükleri altındaki performansları (eğilmede çekme dayanımı ve sehim – orta noktada

şekil değiştirme), çekme dayanımları ile kompozit kırılma tokluklarına ilişkin deney

sonuçları sırası ile çizelge 5.3, 5.4, 5.5, 5.6 ve 5.7’da verilmiştir.

0

5

10

15

20

25

30

35

Yayıl

ma Ç

ap

ı (m

m)


71

6 mm ve 12 mm uzunluğundaki iki farklı BL kullanılarak üretilen TÇEK örneklerde 28.

günde ASTM C109’a uygun olarak yapılan basınç dayanımı testleri sonucu elde

edilen dayanım değerleri Çizelge 5.3’de gösterilmiştir. Sonuçlar tüm karışımlar için

altı numunenin ortalamasıdır. 12 mm boyundaki BL miktarındaki artış basınç

dayanımı değerlerini önemli ölçüde artırmakla birlikte %1-%6 aralığında BL’nin

kullanıldığı numunelerde en düşük 28 günlük basınç dayanımı 37.40 MPa olmuştur.

12 mm uzunluğundaki BL katkılı TÇEK karışımlarda BL miktarınının ağırlıkça %1- %6

aralığındaki oranlarda kullanılması ile elde edilen dayanım sonuçlarında, referans

numunesi olan PVA lifli R numunesinden daha yüksek değerler elde edilememiştir.

Bununla beraber %5.5 ve %6 BL katkılı örneklerde referans (R)’ye yakın sonuçlar

elde edilmiştir (sırasıyla 55.09 ve 55.92 MPa). Asıl hedefin basınç dayanımında artış

sağlamak olmamasına rağmen bu dayanım değerleri Çizelge 5.3’den de görüleceği

gibi normal ve yüksek mukavemetli beton dayanımına yakın basınç dayanımı

değerlerinin elde edilebileceğini göstermektedir (TS EN 206). Referans karışımla

birlikte BL katkılı örneklerin basınç dayanımı değerlerinin gösterildiği Şekil 5.4’den de

görüldüğü üzere, çalışmada referans karışım (59.35 MPa) ile en düşük dayanım

değerinin elde edildiği %1 BL içeren numuneler (37.40 MPa) arasında yaklaşık

%37’lik bir fark bulunmuştur. Deney sonuçlarına göre BL miktarlarındaki oransal artış

28 gün sonunda basınç dayanımının artmasını sağlamıştır. Aynı şekilden en yüksek

dayanım değerlerinin elde edildiği %6 BL katkılı örneklerden referans karışım R’ye

göre yaklaşık %5.78 oranında daha düşük dayanım değerinin elde edildiği

görülmektedir.

Şekil 5.4. Referans karışım ve BL’li numunelerin basınç dayanımı değerleri

0

10

20

30

40

50

60

70

Basın

ç D

ayanım

ı (M

Pa)

Lİf Miktarı (%)12 mm BL 6 mm BL

72

6 mm’lik BL’li TÇEK örneklerde, 12 mm’lik BL’li örneklerde olduğu gibi lif miktarındaki

artışla birlikte dayanım değerlerinde de artış görülmüştür. 6 mm uzunluğundaki BL

katkılı TÇEK karışımlara BL miktarınının ağırlıkça ilavesi ile elde edilen dayanım

sonuçları, referans numunesi olan PVA lifli R numunesini aşacak düzeyde

gerçekleşmemekle beraber referans değere en yakın sonuçlar %6 BL katkılı

örneklerden alınmıştır (sırasıyla 59.35 ve 46.12 MPa). Referans karışım ile 6 mm

boyundaki BL katkılı örneklerde en yüksek dayanım sonuçlarının alındığı %6 BL

katkılı örnekler arasındaki fark %22.29 olarak gerçekleşmiştir.

12 mm’lik BL’li TÇEK’lerde elde edilen basınç dayanımı değerleri, 6 mm’lik BL’li

TÇEK’lere göre daha yüksektir. Bu durumun sebebi, daha uzun lif boyunun dayanım

gelişimine katkı yapan, daha güçlü köprüleme etkisine ve çekip-çıkarma direncini

artıran daha büyük temas arayüzeyine sahip olması gösterilebilir. Ayrıca, çalışmada

katkı dozajının lifli karışımlarda mini slump çapı 20±5 cm olacak şekilde belirlendiği

karışımlarda, kimyasal katkı molekülleri çimento parçacıklarının yüzeyinde adsorbe

edilmesinden dolayı çimento matrisi içerisinde çimento parçacıklarının homojen bir

şekilde dağılımını sağlamaktadır. Bununla birlikte, lif uzunluğundaki artış ile dayanım

gelişimi için çok önemli olan liflerin çimento esaslı kompozitte üniform bir şekilde

dağılmasını sağlamak zorlaşmaktadır (Jiang vd. 2014).

Çizelge 5.3. 6 mm ve 12 mm’lik BL kullanılarak hazırlanan TÇEK karışımlarının basınç dayanımları

Lif Türü Lif İçeriği, (%) 28 Günlük Basınç Dayanımı (MPa)

Kullanılan Lif Boyu

6 mm 8 mm 12 mm

PVA Lif 1.25 (Referans) 59.35

Bazalt Lif

1 34.75 37.40 1.25 34.83 38.04 1.5 34.95 40.27 1.75 36.35 39.91 2 37.13 39.39 2.5 37.27 41.76 3 38.05 42.88 3.5 39.35 46.42 4 40.05 48.65 4.5 42.66 48.99 5 43.72 54.28 5.5 44.00 55.09 6 46.12 55.92

PVA lif ve BL’in hibrit olarak kullanıldığı karışımların basınç dayanımları Çizelge

5.4’de verilmiştir.

73

Çizelge 5.4. Hibrit TÇEK numunelerine ait basınç dayanımı değerleri

Karışım Kodu

Lif İçeriği (%)

PVA Lif (kg/m3)

Bazalt Lif (kg/m3)

28 Gün

Basınç Dayanımı (MPa)

P100B0 (R) 1.25 26 - 59.35

P75B25 1.25 20.48 6.90 42.20

P50B50 1.25 13.80 13.65 46.76

P25B75 1.25 6.83 20.77 50.04

Çizelge 5.4’de verilen deney sonuçlarına göre, PVA lifin yüzdesel olarak daha fazla

ağırlıkta kullanılarak hazırlandığı hibrit TÇEK karışımlarına (%75 PVA+%25 BL)

oranla, BL’in yüzdesel olarak daha fazla kullanılarak üretildiği TÇEK karışımları (%25

PVA+%75 BL) daha yüksek basınç dayanımı sergilemişlerdir (sırasıyla 42.20 ve

50.04 MPa). Elde edilen bu yüksek basınç dayanımı değeri (50.04 MPa) referans

TÇEK karışımı olan R’ye (59.35 MPa) göre %15.69 daha düşüktür. Şekil 5.5’de

gösterilen verilere göre, BL’in %75 olarak kullanılmasıyla %50 olarak kullanılmasına

göre %6.55 ve %50 olarak kullanılmasıyla %25 olarak kullanılmasına göre %9.70’lik

basınç dayanımı değeri artışları sağlanmıştır. Bu sonuçlardan karışımlarda BL’in her

%25 artılışında basınç dayanımında daha yüksek değerler elde edildiği görülmektedir.

Şekil 5.5. Hibrit TÇEK numunelerinin basınç dayanımı değerleri

28 günlük basınç dayanımı sonuçlarında BL oranının PVA life göre daha fazla olduğu

hibrit karışımlarda daha yüksek dayanım değerleri elde edilmesinin nedeni olarak

BL’in PVA life oranla lif-matris arayüz geçiş bölgesi özelliklerini iyileştirmesinden ve

BL’nin PVA life göre daha rijit ve esnek yapısından kaynaklandığı düşünülmektedir.

59,35

42,2046,76

50,04

0

10

20

30

40

50

60

70

Referans (R) P75B25 P50B50 P25B75

Basın

ç D

ayan

ımı (M

Pa)

Hibrit Numuneler

74

5.3. Eğilme Dayanımı Deneyi ve Sehim Kapasitesi Sonuçları

6 mm ve 12 mm boyunda BL ile üretilen TÇEK’lerin kiriş orta nokta sehim miktarları

ve eğilme dayanımlarının ağırlıkça BL oranlarına bağlı değişimleri Çizelge 5.5’de

sunulmuştur. Çizelge 5.5’den görüleceği üzere 6 mm boyunda BL kullanılarak üretilen

örneklerde kiriş orta nokta sehim kapasitesi açısından optimum lif oranının, %6 BL’in

ilave edildiği TÇEK numunelerinde olduğu görülmektedir (1.34 mm). Kiriş orta nokta

sehim kapasiteleri BL oranının %1’den %6’ya çıkarılması ile genel olarak doğrusal bir

artış göstermekle birlikte sehim miktarının en yüksek olduğu %6 BL katkılı

örneklerdeki (1.34 mm) artış miktarı, sehim miktarının en düşük olduğu %1 BL katkılı

örneklere (0.74 mm) oranla %81 olmuştur.

12 mm BL kullanılan numune serilerinde ise kiriş orta nokta sehim miktarı açısından

optimum lif oranının, %6 BL ilave edilerek oluşturulan TÇEK numunesinde olduğu

görülmektedir (2.18 mm). Deneysel sonuçlardan kiriş orta nokta sehim kapasitelerinin

BL oranının %1’den %6’ya çıkarılması ile genel olarak doğrusal bir artış gösterdiği

görülmektedir. 12 mm’lik serilerde sehim miktarının en yüksek olduğu %6 BL katkılı

örneklerde (2.18 mm), sehim miktarının en düşük olduğu %1 BL içeren örneklere

(1.17 mm) oranla %86.32 artış meydana gelmiştir.

Çizelge 5.5. 12 mm’lik BL’li TÇEK karışımlarının eğilmede çekme yükleri altındaki performansları

Lif Türü

Lif İçeriği, (%)

28 Günlük Eğilme Dayanımı (MPa)

28 Günlük En Büyük Sehim Miktarı (mm)


6 mm 8 mm 12 mm 6 mm 8 mm 12 mm

PVA Lif

1.25 (Referans)

12.73 5.02

Bazalt Lif

1 3.17 4.02 0.74 1.17

1.25 3.33 5.55 0.83 1.32

1.5 4.51 5.29 0.85 1.35

1.75 4.25 6.50 0.86 1.37

2 4.41 8.77 1.02 1.43

2.5 4.58 8.83 1.06 1.42

3 5.24 9.01 1.01 1.67

3.5 5.81 9.57 0.84 1.83

4 6.05 9.65 0.88 1.87

4.5 7.03 10.93 1.00 1.83

5 8.37 10.99 1.11 1.95

5.5 8.84 11.39 1.13 2.11

6 9.48 12.22 1.34 2.18

75

Her iki BL boyunda kiriş orta nokta sehim değişimleri Şekil 5.6’dan da görüldüğü gibi

BL artışıyla birlikte artmaktadır. En büyük sehim değerleri incelendiğinde, örneklerin

sünekliğinin de referans numune (5.02 mm) kadar olmamakla birlikte belirli seviyede

arttığı görülmektedir. 12 mm boyundaki BL içeren TÇEK’lerin maksimum sehim

değerlerinin, 6 mm boyundaki BL içeren TÇEK’lerin değerlerinden az da olsa daha

yüksek olduğu tespit edilmiştir. Örneğin 12 mm’lik serilerde en yüksek sehim

değerlerinin elde edildiği %6 BL katkılı numunelerde ortalama sehim miktarı 2.18 mm

iken 6 mm’lik serilerde bu miktar ortalama 1.34 mm olarak bulunarak %38.53’lük bir

fark oluşmuştur. Bu sonuçlardan TÇEK üretiminde 12 mm’lik BL kullanımında olduğu

gibi, 6 mm boyunda BL kullanım oranının arttırılması ile şekil değiştirme ve dolayısıyla

sünekliğin genel olarak düşük düzeyde kaldığı görülmektedir.

Şekil 5.6. Ağırlıkça BL (6 mm-12 mm) oranına bağlı kiriş orta nokta sehim değişimleri

Farklı boylarda BL kullanılarak üretilen TÇEK numuneler eğilme dayanımları

bakımından değerlendirildiğinde Çizelge 5.5’den görüleceği gibi, 6 mm boyundaki BL

katkılı numunelerde eğilme dayanımı değerleri 3.17 ile 9.48 MPa arasında değişim

göstermiştir. 6 mm BL’li serilerde en yüksek eğilme dayanımı değeri %6 BL katkılı

TÇEK numunelerinden elde edilmiştir (9.48 MPa). Elde edilen bu değer referans

numunenin eğilme dayanımı değeri olan 12.73 MPa’dan %25.53 daha düşük olarak

bulunmuştur. 6 mm boyunda BL katkılı örneklerde, genel olarak lif oranındaki artışa

paralel olarak eğilme dayanımı değerlerinde de bir artış olduğu Şekil 5.18’den

görülmektedir. Eğilme dayanımının en düşük olduğu %1 BL katkılı numunelere

(3.17 MPa) göre en yüksek eğilmede çekme dayanımı değerlerinin elde edildiği %6

BL katkılı numunelerde (9.48 MPa) yaklaşık %200 oranında eğilme dayanımı artışı

0

1

2

3

4

5

6

Sehim

Mik

tarı

(m

m)


76

sağlanmıştır. Referans karışım R numunesine (12.73 MPa) göre en yakın sonuçların

alındığı %5, %5.5 ve %6 BL katkılı örneklerde sırasıyla yaklaşık olarak %34, 31 ve

26 oranlarında artışsal olarak yaklaşık sonuçlar alınmıştır.

12 mm boyunda BL ile üretilen TÇEK numuneler eğilme dayanımı bakımından

değerlendirildiğinde ise numunelerin eğilme dayanımlarının 4.02 MPa ile 12.22 MPa

arasında değiştiği görülmektedir. 12 mm BL’li serilerde 6 mm’lik serilerde olduğu gibi

en yüksek eğilme dayanımı değeri %6 BL’li örneklerden elde edilmiş ve bu miktar

referans karışımdan %4 daha düşük bulunmuştur. BL katkılı örneklerde, lif oranındaki

artışa paralel olarak eğilme dayanımı değerlerinde de bir artış olduğu Şekil 5.7’den

görülmektedir.

Her iki lif serilerinin eğilme dayanımı sonuçlarından, 12 mm boyundaki BL içeren

TÇEK’lerin eğilme dayanımı değerlerinin 6 mm boyundaki BL içeren TÇEK’lerin

değerlerinden az da olsa daha yüksek olduğu tespit edilmiştir. 12 mm’lik serilerde en

yüksek eğilme dayanımı değerlerinin elde edildiği %6 BL katkılı numunelerde

ortalama eğilme dayanımı, 6 mm’lik serilerdeki en yüksek değerin elde edildiği %6’lık

BL’li numunelere göre yaklaşık %29 daha yüksek bulunmuştur.

Şekil 5.7. 12 mm’lik BL’li TÇEK numunelerinde lif oranına bağlı eğilme dayanımı

değişimi

Deney sonuçlarına göre karışımlardaki 6 mm boyundaki BL oranındaki artış

miktarları, eğilme dayanımlarında 12 mm boyundaki BL’li TÇEK’lere kıyasla belirgin

olmayan bir düşüşe neden olmuştur. Bunun nedeni olarak 12 mm’lik BL’e göre daha

0

2

4

6

8

10

12

14

Eğilm

e D

ayanım

ı (M

Pa)

Lif Miktarı (%)

6 mm BL 12 mm BL

77

kısa uzunluğa sahip olan 6 mm’lik BL’nin mikromekanik tasarıma daha uyumlu bir

matris-lif bütünleşik kompozit davranışını sağlamada yetersiz kalarak lif köprülemesi

bakımından beklenen katkıyı sağlayamamasından kaynaklanabileceği


Genel olarak hem süneklik kapasitesini hem de eğilme dayanımlarını kapsayan BL’li

TÇEK numunelerinin eğilme performansları birlikte değerlendirildiğinde Çizelge

5.6'dan da görüleceği üzere düşük oranlarda (%1-2) BL içeren TÇEK karışımlarına

oranla yüksek oranlarda (%2-%6) BL içeren karışımlarının çok daha yüksek

deformasyon kapasitesi (süneklik) gösterdiği görülmektedir. Düşük süneklik

kapasitesi düşük oranlarda BL içeren TÇEK karışımlarının matris-lif arası sürtünme

bağ dayanımına bağlanabilir.

Eğilme dayanımı değerlerinin her iki lif türünde de lif miktarındaki artışla birlikte

artmasının, TÇEK’lerde kullanılan ve rastgele dağılım gösteren BL oranının

artmasıyla birim alana düşen lif sayısı ve toplam lif kesit alanının eğilme gerilmelerini

daha fazla oranda karşılaması ile kompozitin sünekliliğini iyileştirmesinden

kaynaklandığı düşünülmektedir.

Hibrit TÇEK numunelerine ait 28 gün sonundaki tipik eğilme gerilmesi – orta açıklık

eğilmesi eğrisi Şekil 5.8’de verilmiştir. Şekilden çatlakların yükleme esnasında eski

genişliklerine geri döndüklerini ve lif köprülemesi tamamen yapılamadığı için bu

açılmaların yükleme altında çok az direnç gösterdiği anlaşılmaktadır. Ancak, lif

köprülemesi tekrar aktif hale geldiğinde, yük taşıma kapasitesi eski haline

dönebilmekte ve malzeme şekil değiştirme sertleşmesi davranışı (ilk çatlaktan sonra

yük taşıma kapasitesinin artmasıyla eğilme kapasitesinin artması) gösterebilmektedir.

Hibrit numunelerde PVA lif ilave oranının artmasıyla eğilme dayanımı sonuçlarında

artışsal sonuçlar elde edilmiştir.

78

Şekil 5.8. Hibrit TÇEK örneklerin dört nokta eğilme dayanımı sonucu elde edilen

maksimum yük-sehim eğrileri

Hibrit TÇEK karışımlarının eğilmede çekme dayanımı, nihai orta açıklık sehim

kapasitesi ve eğilme gerilmesi-orta açıklık sehim eğrileri yardımıyla eğilme

performanslarının değerlendirilmesi için dört noktalı eğilme testi kullanılmıştır. Şekil

değiştirme sertleşmesi gösteren bir malzeme için, eğilme yüklemesi altındaki

deplasmanın eksenel çekme şekil değiştirme kapasitesiyle doğrudan

ilişkilendirilebileceği önceki çalışmalarda gösterilmiştir (Qian ve Li, 2007).

Çizelge 5.6, dört numunenin ortalaması alınarak hesaplanan eğilme dayanımı ve orta

açıklık eğilme değerlerini göstermektedir.

Çizelge 5.6. Hibrit TÇEK numunelerinin dört nokta eğilmede çekme dayanımı ve sehim değerleri

Karışım Kodu

Lif İçeriği (%)

PVA Lif (kg/m3)

Bazalt Lif (kg/m3)

28 Gün

Eğilme Dayanımı

(MPa)

En Büyük Sehim (mm)

P100B0 (R) 1.25 26 - 12.73 5.02

P75B25 1.25 20.48 6.90 10.57 5.40

P50B50 1.25 13.80 13.65 7.35 3.17

P25B75 1.25 6.83 20.77 6.79 2.15

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 , 0 0 , 6 1 , 2 1 , 8 2 , 4 3 , 0 3 , 6 4 , 2 4 , 8

Maksim

um

Ku

vvet

(N)

Sehim (mm)

Referans (R) P75B25 P50B50 P25B75

79

Çizelge 5.6’dan hibrit karışımlar sehim yapma kapasiteleri bakımından

incelendiğinde, PVA lifi kullanım oranının ağırlıkça toplam lif miktarının %75’i olduğu

durumda hazırlanan P75B25 kodlu TÇEK karışımının 5.40 mm sehim değeri ile

önemli ölçüde süneklik gösterdiği görülmektedir. Bu değer referans TÇEK örneklerinin

28 günde göstermiş olduğu sehim değeri olan 5.02 mm’ye göre %7.57 daha yüksek

değerdedir. PVA lif kullanım oranı %50’nin altına düştüğünde ise kompozitin

sünekliliği önemli derecede azalmıştır. Düşük süneklik kapasitesi BL içeren TÇEK

karışımlarının daha yüksek kırılma tokluğuna ve matris-lif arası sürtünme bağ

dayanımına bağlanabilir (Arik, 2011).

Hibrit TÇEK’ler arasında eğilme dayanımındaki en yüksek artış %75 PVA- %25 BL

numunelerinde gözlenmiştir. Bu sonuç, PVA lifin ağırlıkça artışıyla birlikte eğilme

dayanımı değerlerinin artış sergilediğini göstermektedir. Çizelge 5.6 incelendiğinde

hibrit numunelerde kullanılan lif oranları referans numuneye göre eğilmede çekme

dayanımını P75B25 kodlu numunelerde %16.97, P50B50 kodlu numunelerde %42.26

ve P25B75 kodlu numunelerde %46.66 oranlarında azaltmıştır. Buna göre PVA

oranının azalmasına bağlı olarak eğilmede çekme dayanımlarının azaldığı

söylenebilir. Hibrit lifli örnekler kendi içerisinde karşılaştırıldığında PVA lif miktarınının,

toplam lif oranının %75’i kadar kullanıldığında P75B25 kodlu örneklerde %25’i kadar

kullanıldığı P25B75 kodlu örneklere göre dört nokta eğilme dayanımlarında

%35.76’lık bir artış elde edilmiştir.

Malzemeler için elastik modülü, malzemenin rijitlik (esnemezlik) ölçüsüdür. Yüksek

elastik modüle sahip rijit malzeme, elastik yükleme altında boyut ve şeklini

korumaktadır. Bu bilgiye göre bir önceki bölümde yer alan Çizelge 4.3’deki veriler

incelendiğinde BL’ler PVA life göre ince ve daha rijit (elastisite modüllleri sırasıyla 89

GPa ve 42.8 GPa) bir yapıya sahipken PVA liflerin çapları BL’ye göre daha kalın

(sırasıyla 39 µm ve 13-20 µm), yüzeyi lifin matrise tutunmasını sağlayacak şekilde

BL’lere göre çok daha girintili ve karmaşık yapıda olması eğilme dayanımındaki artışı

açıklamaktadır. PVA lifin bu şekildeki daha kalın lif çapı ve pürüzlü yapısı liflerin

matrise daha iyi tutunmasını sağlamakta ve bu sayede eğilme yük taşıma kapasitesini

artırıcı etki yapmaktadır. Şekil 4.5’de her iki lif türünün de mikroskop altındaki

görüntüleri bu çaplı ve pürüzlü yapıyı göstermektedir.

80

5.4. Tek Eksenli Çekme Dayanımı Sonuçları

Deneysel çalışmaların sonuçlarına göre BL’nin düşük yüzdelerde kullanıldığı

karışımlarda (%1-2) çekme dayanımı değerleri azalma göstermiştir, bunun sebebi

olarak karışıma giren düşük miktarlardaki BL’lerin çimento esaslı matriste daha zayıf

lif köprülemesi oluşturması ve bu durumun sonucunda maksimum çekme dayanımı

ve çekme şekil değiştirme kapasitesi değerlerinin düşmesi olarak gösterilebilir

(Şahmaran vd., 2012)

Yüksek çekme sünekliliğini sağlayacak gerekli arayüz özelliklerinin oluşturulabilmesi

için referans TÇEK karışımları (Literatürde M45 olarak da bilinen) düşük su-bağlayıcı

malzeme oranına (S/BM) sahiptir. Çalışmalar kapsamında üretilen BL’li örneklerde

liflerin düzgün bir şekilde dağılması, plastik viskozitenin sağlanabilmesi ve bu sayede

yeterli çekme dayanımı ve sünekliğin elde edilebilmesi için gerekli su/çimento oranı

düşük tutulmuştur (0.26), (Yang vd., 2009; Fischer ve Li, 2003; Lepech ve Li, 2005).

Çekme dayanımı sonuçlarının her iki lif boyu için veridiği Çizelge 5.7'den görüldüğü

üzere 6 mm boyunda BL kullanımındaki artış TÇEK'lerin çekme dayanımını önemli

ölçüde artırmıştır. Karışımlarda %5.5 ve %6 BL kullanılması çekme dayanımlarında

referans numuneye göre sırasıyla %3.11 ve %7’lik artış sağlamıştır. Çekme

dayanımının en düşük olduğu 6 mm’lik %1 BL katkılı örneklere (0.86 MPa) göre en

yüksek çekme dayanımı değerlerinin elde edildiği %6 BL katkılı numunelerde

(4.13 MPa) yaklaşık %380 çekme dayanımı artışı sağlanmıştır. Referans karışıma

(3.86 MPa) göre en yakın sonuçların alındığı %3.5, 4, 4.5 ve 5 katkılı örneklerde

sırasıyla %13.73, 13.21, 10.10 ve 9.33 oranlarında kontrol numunesine göre yaklaşık

artışsal sonuçlar elde edilmiştir.

Çizelge 5.7. 6mm ve 12 mm boyunda BL içeren TÇEK ve referans TÇEK örneklerin çekme gerilmeleri altındaki performansları

Lif Türü Lif İçeriği, (%)

28 Günlük Çekme Dayanımı (MPa)

28 Günlük Kopma Uzaması Miktarı (mm)


6 mm 8 mm 12 mm 6 mm 8 mm 12 mm

PVA Lif 1.25 (R) 3.86 11.45

Bazalt Lif

1 0.86 1.06 1.73 2.73

1.25 1.34 1.58 2.70 2.86

1.5 1.83 1.61 3.67 4.00

Çimento esaslı

matris

81

Çizelge 5.7. 6mm ve 12 mm boyunda BL içeren TÇEK ve referans TÇEK örneklerin çekme gerilmeleri altındaki performansları (Devam)


28 Günlük Çekme Dayanımı (MPa)

28 Günlük Kopma Uzaması Miktarı (mm)


6 mm 8 mm 12 mm 6 mm 8 mm 12 mm

Bazalt Lif

1.75 1.87 1.67 3.73 4.05

2 1.90 1.70 3.79 4.38

2.5 2.50 2.16 4.73 4.43

3 2.70 2.88 4.90 4.44

3.5 3.33 3.08 5.25 4.47

4 3.35 3.47 5.39 4.88

4.5 3.47 3.63 5.56 4.97

5 3.50 3.78 5.64 5.15

5.5 3.98 3.80 5.81 5.20

6 4.13 4.15 6.06 6.71

Şekil 5.9’dan görüleceği üzere 6 mm uzunluğunda BL kullanılarak üretilen örneklerin

çekme dayanımları değerlendirildiğinde en yüksek değerin referans karışım olan

R’nin değerinden de (3.86 MPa) yüksek olan, %6 BL’li TÇEK numunelerden elde

edildiği görülmektedir (4.13 MPa). Üretilen örneklere ait çekme dayanımı değerleri BL

oranının %1’den %6’ya çıkarıldığında genel olarak doğrusal olarak artış göstermekle

birlikte çekme dayanımı değerinin en yüksek olduğu %6 BL katkılı örneklerdeki artış

miktarı, çekme dayanımının en düşük olduğu %1 BL’li örneklere oranla 4.8 kat

olmuştur.

Şekil 5.9. 6mm ve 12 mm boylarındaki BL katkılı TÇEK numunelerinin çekme

dayanımları

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

Çekm

e D

ayanım

ı (M

Pa)

Lif Miktarı (%)

12 mm BL 6 mm BL

82

12 mm BL’li serilerin çekme dayanımları incelendiğinde, BL miktarının oransal

artışıyla birlikte numunelerde daha fazla uzama meydana geldiği Çizelge 5.7’de

açıkça görülmektedir. Şekil 5.9’dan %6 BL (12 mm) katkılı örneklerde referans

numunesine göre yaklaşık %7.51 oranında bir çekme dayanımı artışı elde edilmiştir.

Bu sonuç, basınç ve eğilme dayanımı sonuçlarında da bahsedilen BL değişiminin

beklenen yararlı etkileriyle ilişkilendirilebilir.

Takviye olarak kullanılan lifler yaygınlık, kimyasal dayanım, kolay şekil alabilme gibi

üstünlüklerinin yanında çimento esaslı kompozitlerin çekme özelliklerini iyileştirebilir,

mikro çatlaklar üzerinde köprü kurarak çatlak oluşumunu ve yayılmasını önler, enerji

emilimini ve sünekliği geliştirirler (Pakravan vd., 2010). Çekme özellikleri daha çok lif

türüne, lif hacmine ve lif matris arayüz özelliklerine bağlıdır (Şahmaran vd., 2012).

Dolayısıyla bu sonuç, lif miktarındaki artışla beraber lif-matris arayüz sürtünme bağı

sebebiyle lif-köprülemesinin artışına ve bunun sonucunda maksimum çekme

dayanımı ve çekme şekil değiştirme kapasitesi değerlerinin artış göstermesiyle

ilişkilendirilebilir.

BL’li TÇEK’lerin çekme dayanımlarındaki artışın diğer bir sebebi de bir önceki

bölümde BL’ye ait çizelge 4.3’de verilmiş olan 2500 MPa olan lif çekme dayanımı ve

%3.15’lik lif kopma uzaması değerlerinden kaynaklandığı düşünülmektedir. BL’lerin

kompozit yapı içerisinde rastgele yönlenmiş olarak homojenliği yüksek bir dağılıma

sahip olması ağırlıkça 12 mm boyunda %5.5 BL’li TÇEK’lerde (3.80 MPa) yaklaşık

olarak referans örneklere (3.86 MPa) %1.55’lik yakın bir değer alınmasını, %6

oranında BL içeren TÇEK örneklerde ise (4.15MPa), referans karışımdan yaklaşık

olarak % 7.51 daha yüksek çekme dayanımı değeri elde edilmesini sağlamıştır.

Şekil 5.9’dan görüleceği üzere üretilen örneklere ait çekme dayanımı değerleri, BL

oranının %1’den %6’ya çıkarılması ile doğrusal olarak artış göstermekle birlikte,

çekme dayanımı değerinin en yüksek olduğu %6 BL katkılı örneklerdeki çekme

dayanımı değeri (4.15 MPa), çekme dayanımının en düşük olduğu %1 BL katkılı

örneklere (1.06 MPa) oranla yaklaşık 4 kat olmuştur.

Referans karışıma göre yaklaşık sonuçların alındığı 12 mm’lik %3.5, 4, 4.5, 5 ve 5.5

BL katkılı örneklerin çekme dayanımı değerleri, referans karışımdan elde edilen

değerden sırasıyla %20.21, 10.10, 5.96, 2.07 ve 1.55 oranlarında daha küçük

bulunmuştur.

83

Hibrit olarak üretilen TÇEK örneklerinin çekme gerilmesi altında göstermiş oldukları

çekme dayanımı ve uzama değerleri Çizelge 5.8'de verilmiştir.

Çizelge 5.8. Hibrit TÇEK numunelerinin çekme dayanımı değerleri

Numune Kodu Lif İçeriği (%)

28. Gün

Kopma Uzaması (mm)

Çekme Dayanımı (MPa)

P100B0 (R) 1.25 11.45 3.86

P75B25 1.25 7.08 3.70

P50B50 1.25 6.20 2.23

P25B75 1.25 6.10 2.03

Çizelge 5.8’den de görüldüğü gibi hibrit TÇEK örneklerinde farklı dozajlarda PVA lif

ve BL’in beraber kullanımı, kompozitin çekme dayanımını önemli ölçüde etkilemiştir.

Özellikle PVA lif kullanım oranı toplam lif miktarının %50’sinin altına düştüğünde

kompozitin çekme dayanımı değerleri önemli derecede azalmıştır. Çizelge 5.8

incelendiğinde hibrit numunelerin referans numuneye göre çekme dayanımı P75B25

kodlu numunelerde %4.15, P50B50 kodlu numunelerde %42.23 ve P25B75 kodlu

numunelerde %47.41 oranlarında azalmıştır. Sonuç olarak hibrit karışımlarda PVA

oranının azalmasıyla TÇEK örneklerin çekme dayanımı ve uzama değerlerinin

azalma eğilimine sahip oldukları görülmektedir. Hibrit TÇEK’lerde PVA lif miktarınının,

toplam lif oranının %75’i kadar kullanıldığı P75B25 kodlu örneklerde, %25’i kadar

kullanıldığı P25B75 kodlu örneklere göre çekme dayanımlarında yaklaşık %45’lik bir

artış elde edilmiştir.

5.5. Kompozit Kırılma Tokluğu Deney Sonuçları

Standartlarda, çimento esaslı malzemelerinin gerilme şiddeti faktörünü belirlemek için

belirli bir ölçüm metodu yoktur. Fakat ASTM E 399 stadardının (ASTM E 399: Linear-

Elastic Plane-Strain FractureToughness KIC of Metallic Materials) çimento esaslı

malzemeler için uygulanabilir olduğu bulunmuştur (Li vd., 1995; ASTM, 2003). %1-6

arasındaki farklı oranlarda 6 mm boyunda BL’li TÇEK’lerin kompozit kırılma tokluğu

deneyi sonuçları Çizelge 5.9'da gösterilmiştir. Kırılma tokluğu için deneyler sırasında

üç nokta eğilme yükü, ilgili standartta belirtilen çentikli numuneler üzerine uygulanarak

bulunan veriler için kırılma toklukları hesaplanmıştır.

84

Çizelge 5.9. 6 mm ve 12 mm BL kullanılarak hazırlanan TÇEK’lerin kompozit kırılma toklukları


28 Günlük Kırılma Tokluğu (MPa×m1/2)


6 mm 8 mm 12 mm

PVA Lif 1.25 (Referans) 5.79

Bazalt Lif

1 1.48 2.01 1.25 1.54 2.14

1.5 1.76 2.34

1.75 1.83 2.98

2 2.41 2.89 2.5 2.53 3.14

3 3.31 3.15

3.5 2.68 3.18

4 3.10 3.42 4.5 3.66 3.75

5 3.79 3.80

5.5 3.90 3.95

6 4.01 4.22

Çizelge 5.9’dan da görüldüğü üzere kompozitin kırılma tokluğu, ağırlıkça 6 mm’lik BL

miktarı ile artış göstermiştir. En yüksek tokluk değeri 4.01 MPa×m1/2 ile %6 BL içeren

örneklerden elde edilmiştir. En düşük kompozit kırılma tokluğu değerinin elde edildiği

%1 BL katkılı örneklere göre (1.48 MPa×m1/2) en yüksek değerin elde edildiği %6 BL

katkılı örneklerden yaklaşık %170’lik bir artış elde edilmiştir. Referans numuneye göre

6mm’lik serilerde en yüksek sonuçların alındığı %6 BL’li örnekler arasında %30.74’lük

azalma meydana gelmiştir. Bu sonuç, BL katkısının kompozit yapının süneklik ve

enerji tüketme kapasitesini oldukça artırdığı sonucunu ortaya koymaktadır.

Kompozit yapının kırılma tokluğu değerinin artması, TÇEK üretiminde BL’nin homojen

bir yapıda dağılması neticesinde matris bileşenlerinin arasındaki gözeneklerin

dolması ve daha boşluksuz bir matris oluşmasıyla ilişkilendirilebilir. Ayrıca lif artışı

sonucu kompozit yapıdaki matris ve lif arasındaki arayüz bağının yüksek olmasının

kırılma tokluğunu artırdığı düşünülmektedir (Toutanji vd., 2010).

Farklı boylardaki BL’li serilere ait çentikli kiriş numuneler üzerinde gerçekleştirilen üç

nokta kompozit kırılma tokluğu deneyinden elde edilen tokluk değerleri Şekil 5.10’da

verilmektedir.

85

Şekil 5.10. 6mm ve 12 mm BL kullanılarak üretilen TÇEK’lerin ağırlıkça lif oranı-

kompozit kırılma tokluğu ilişkisi

Şekil 5.10’dan da görüldüğü üzere kompozitin kırılma tokluğu, 6 mm’lik serilerde

olduğu gibi ağırlıkça 12 mm’lik BL miktarı ile artış göstermiştir. En yüksek tokluk değeri

4.22 MPa×m1/2 ile %6 BL içeren örneklerden elde edilmiştir. En düşük kompozit

kırılma tokluğu değerinin elde edildiği %1 BL katkılı örnekler (2.01 MPa×m1/2) ile en

yüksek değerin elde edildiği örnekler arasında yaklaşık %110’luk bir fark meydana

gelmiştir. 12 mm boyunda BL katkılı kompozitin kırılma tokluğu değerleri arasında en

yüksek sonuçların elde edildiği %6 ağırlıkça lif yüzdesi (4.22 MPa×m1/2) ile referans

numune arasında (5.79 MPa m0.5) %27.11 fark belirlenmiştir.

Matris kırılma tokluğu tayini için lifli üretilen numunelerde BL oranındaki artış kırılma

tokluğunun artmasına sebep olmuştur. Bu artış miktarı 6 mm’lik örnekler için elde

edilen artış miktarıyla aynı sebeplere bağlanılabilir. Ayrıca kompozit kırılma tokluğu

tayini için lifli üretilen numunelerde BL miktarının yüksek oranlarda kullanılarak

üretildiği TÇEK matris lif arayüzünün, BL miktarının düşük oranlarda kullanılarak

üretilen matris lif arayüzüne oranla çok daha yüksek kırılma tokluğu değerlerine sahip

oldukları görülmektedir (bkz. Çizelge 5.9). Bu durum BL’nin erken yaşlardan itibaren

matris lif arayüz dayanımına ve boşluk yapısına olumlu katkılarının olmasından

kaynaklanmaktadır.

0

1

2

3

4

5

6

7

Kom

pozit K

ırılm

a T

oklu

ğu (

MP

axm

1/2

)

Lif Miktarı (%)

6 mm BL 12 mm BL

86

TÇEK’nin mikromekanik tabanlı tasarım yaklaşımına göre, çimento bağlayıcılı

kompozitlerin sünek bir davranış göstermesi ve çok sayıda ama mikro boyutlu çatlama

davranışı ile şekil değiştirme sertleşmesi sergilemesi için matris tokluğunun düşük

olması gerekmektedir (Li, 1998; Li vd., 2001). Bilindiği üzere TÇEK, geleneksel ve lif

donatılı betonlardan farklı olarak, yük altında kendi kendine çatlak kontrolü sağlayan

bir davranış sergilemektedir. Numunedeki nihai deformasyon ne olursa olsun,

ortalama çatlak genişliği yaklaşık 60-80 µm veya daha düşük seviyelerde kalmaktadır.

Bu davranış, TÇEK’nin mikro-mekanik olarak tasarlanmasıyla, bir başka değişle

kompozitin mikro-yapısının, istenen mekanik özelliklerin elde edilmesi için en uygun

hale getirilmesi ile elde edilebilmektedir. Ayrıca, TÇEK’de gözlemlenen bu üstün

özellikler (çatlak genişliğinin küçük olması ve malzemenin yüksek sünekliğe sahip

olması) aynı zamanda bu yapı malzemesinin yüksek dayanıklılık özelliğine sahip

olmasını ve kendiliğinde iyileşebilmeyi de sağlamaktadır (Şahmaran vd. 2012). Daha

önce yapılmış olan çalışmalar TÇEK’nin eğilmede çekme kuvvetleri altında göstermiş

oldukları performanslarını mikromekanik hesaplamaların yanı sıra TÇEK üretiminde

kullanılan özellikle bağlayıcıların kimyasal yapısının da etkili olduğunu göstermiştir

(Wang ve Li, 2007; Lepech vd., 2008; Felekoğlu ve Felekoğlu, 2013).

Hibrit numunelerin kırılma toklukları birlikte değerlendirildiğinde, Çizelge 5.10’da

görüldüğü gibi hibrit numunelerde PVA miktarının artırılmasının kırılma tokluklarını

artırdığı görülmektedir. Eğilmede çekme dayanımında da olduğu gibi P75B25

karışımından sonra yani PVA lifin hibrit karışımlarda azaltılması sonucu kırılma

tokluklarında azalmalar başlamıştır. En yüksek kırılma tokluğuna ise yine P75B25

karışımında (2.62 MPa×m1/2) ulaşılmıştır. Bu değer referans karışım için elde edilen

kırılma tokluğu değerinden (5.79 MPa×m1/2) yaklaşık olarak %55 daha düşüktür. Bu

sonuç, hibrit karışımlarda PVA lifin BL’ye göre kompozitin sünekliği ve enerji yutma

kapasitesini geliştirmekte daha etkili olduğunu göstermiştir.

Çizelge 5.10. Hibrit TÇEK numunelerinin kırılma tokluğu değerleri

Numune Kodu Lif İçeriği (%)

28 Gün

Kompozit Kırılma Tokluğu (MPa×m1/2)

R (Referans) 1.25 5.79

P75B25 1.25 2.62

P50B50 1.25 2.48

P25B75 1.25 2.34

87

5.6. Kuruma Rötresi Deney Sonuçları

Kuruma rötresi deneylerinde, mekanik deneyler sonucunda diğer karışımlara göre

daha iyi sonuçların elde edilidiği %3, 3.5, 4, 4.5, 5, 5.5 ve 6 BL katkılı TÇEK karışımları

için 1, 2, 3, 4, 5, 7, 14, 21, 28, 56, 60 ve 90 günlük kuruma rötresi ölçümleri yapılmıştır.

90 gün sonunda 6 mm boyunda BL kullanılarak üretilen TÇEK karışımlarından elde

edilen kuruma büzülmesi değerleri Şekil 5.11’de gösterilmektedir. Şekil 5.11’den de

görüldüğü gibi 90 gün sonunda genel olarak BL miktarının fazla olduğu %5, 5.5 ve 6

BL katkılı numunelerde diğer numunelere ve referans karışıma göre daha düşük rötre

değerleri elde edilmiştir. ASTM C157’ye göre numunelerin başlangıç ölçümleri

alındıktan sonra 28 günlük su kürüne bırakılan tüm numuneler sudan çıkarıldıktan

sonra bünyelerinde biriken suyun etkisiyle küçük miktarlarda genleşme davranışı

göstermiş daha sonra bütün örnekler sudan çıkarıldıktan sonra giderek büzülmeye

başlamıştır. Bu durum yüksek çimento içeriğine sahip numunelerin yüzeyindeki hızlı

nem kaybının yanında gözenek boyut dağılımının ve arayüz özelliklerinin

değişmesine bağlıdır (Mohseni vd., 2016).

Şekil 5.11. 6 mm boyunda BL’li TÇEK’lerin 90 günlük kuruma rötresi değişimi

Şekil 5.11’e göre, kuruma rötresi değerlerinin zamanla azaldığı ve rötre değerlerinin

yaklaşık 28 gün sonra genel olarak çok az değişim gösterdiği görülmektedir. 90 gün

sonunda BL’li numunelerin kuruma rötreleri %-0.0600 ile %-0.0396 arasında değişim

göstermiştir. 6 mm boyunda BL ile üretilen numuneler referans numuneyle

-0,08

-0,06

-0,04

-0,02

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90Rö

tre (

%)

Günler

R (Referans) (6mm) 3% (6mm) 3.5% (6mm) 4%

(6mm) 4.5% (6mm) 5% (6mm) 5.5% (6mm) 6%

88

karşılaştırıldığında 90 gün sonunda daha düşük kuruma rötresi sergilemiştir. Başka

bir ifadeyle referans karışımın rötre değerleri diğer numunelere göre daha fazla

büzülme davranışı göstermiştir. 6 mm’lik ağırlıkça BL miktarı %3’den %6’ya çıktığında

kuruma rötresi (90 gün sonunda) %0.0204 azalmıştır. Bu serilerde 90 gün sonunda

%5, 5.5 ve 6 BL’li karışımların kuruma rötresi değerleri sırasıyla %-0.0470,-0.0440

ve-0.0396 olarak bulunmuştur.

Şekil 5.12’de 12 mm BL ile üretilen TÇEK karışım serilerine ait zamana bağlı rötre

değişimleri verilmiştir. Şekil 5.12’den de görüldüğü gibi 90 gün sonunda genel olarak

6 mm BL’li serilerde olduğu gibi ağırlıkça BL miktarının fazla olduğu %5, 5.5 ve 6 BL

katkılı numunelerden diğer numunelere ve referans numuneye göre daha düşük rötre

değerleri elde edilmiştir.

Şekil 5.12. 12 mm boyunda BL’li TÇEK’lerin 90 günlük kuruma rötresi değişimleri

Deneysel sonuçlar, kuruma rötresi değerlerinin zamanla azaldığını ve rötre

değerlerinin yaklaşık 28 gün sonra genel olarak sabit bir seyir izleyerek çok az az

değişime uğradığını göstermiştir. En fazla rötre yapma kapasitesine sahip olan

referans numunesinin rötre değişim miktarları incelendiğinde 28 ile 90 gün arasında

küçük yüzdelerde (%0.008) arasında gerçekleştiği görülmüştür. BL’li numunelerin

kuruma rötreleri 90 gün sonunda %-0.07 ile %-0.020 arasında değişim göstermiştir.

12 mm boyunda %5 BL ile üretilen numunelerin referans numuneyle

karşılaştırıldığında 90 gün sonunda daha düşük kuruma rötresi sergilediği

-0,08

-0,06

-0,04

-0,02

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Rö

tre (

%)

Günler

R (Referans) (12mm) 3% (12mm) 3.5% (12mm) 4%

(12mm) 4.5% (12mm) 5% (12mm) 5.5% (12mm) 6%

89

görülmektedir (sırasıyla %-0.069 ve %-0.020). Başka bir ifadeyle 12 mm boyundaki

BL’li numuneler rötreyi kısıtlamada referans numuneye göre daha etkili olmuştur. 12

mm boyunda ağırlıkça BL miktarı %3’den %6’ya çıktığında kuruma rötresi 90 gün

sonunda %0.050 azalmıştır. Bu serilerde 90 gün sonunda %5, 5.5 ve 6 BL’li

karışımların kuruma rötresi değerleri sırasıyla %-0.020, -0.042 ve -0.035 olmuştur.

Literatürdeki çalışmalar BL’lerin serbest büzülme miktarını azaltarak çatlakları

önlemede ve oluştukları takdirde çatlakların büyümesini sınırlandırmada etkili

olduğunu göstermektedir (Branston vd., 2016).

Şekil 5.13’den BL’lerin kullanımı, kuruma büzülme değerini düşürmede bir dereceye

kadar önemli fayda sağlamıştır (%-0,020). Bununla birlikte, PVA lifler ile oluşturulan

referans numunede bu olumlu etkiyi görülmemiştir. Bütün bu gözlemler, BL’li TÇEK

numunelerinin referans numuneye göre kuruma büzülmesini kısıtlamada daha etkili

olduğunu göstermektedir. Bunun nedeninin daha önceki çalışmalarda da belirtilen

rötreyi kısıtlamada etken olduğu ifade edilen kullanılan lif boyunun ve lif elastisite

modülünden hareketle bu çalışmada kullanılan BL’lerin boylarının uzunluğundan (12

mm) ve yüksek elastik modüllerinden (89 GPa) kaynaklandığı düşünülmektedir (Cao

vd., 2014; Branston vd., 2016; Yousefieh vd., 2017).

Şekil 5.13. Rötre ölçümleri sonunda deney numunelerinin rötre değişim miktarları

Her iki lif türünde de yüksek oranda (%5, 5.5, 6) BL kullanımının TÇEK’nin rötre

kapasitesini azaltması, BL kullanımı ile matrisin daha yoğun bir hal alıp böylelikle

suyun buharlaşmasının engellenmesine bağlanabilir. BL kullanımı ile azalmakta olan

rötre kapasitesine başka bir neden de hidrate olmamış mineral katkı parçacıklarının

-0,0

60 -0

,048

-0,0

60 -0

,050

-0,0

47

-0,0

44

-0,0

40

-0,0

69

-0,0

70

-0,0

51

-0,0

64

-0,0

66

-0,0

20

-0,0

42

-0,0

35

-0,080

-0,070

-0,060

-0,050

-0,040

-0,030

-0,020

-0,010

0,000

R-1.25 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6

Rö

tre (

%)

Lif Miktarı (%)

6 mm BL 12 mm BL

90

ince agrega gibi çalışıp rötreyi kısıtlaması olabileceği düşünülmektedir (Bisaillon vd.,

1994; Zhang, 1995; Şahmaran vd., 2007).

5.7. EDS ve SEM Analizleri

PVA lif ve BL içeren ECC matrisleri ile hazırlanmış hamurların 90. hidratasyon

günündeki mikro yapıları (SEM) ve Enerji dağılımlı X-ışınları (EDS) analizleri Şekil

5.14, Şekil 5.15 ve Şekil 5.16’da verilmiştir.

Referans olarak hazırlanan hamurların SEM görüntüsüne göre yoğun olarak yapıya

hakim olan C-S-H fazı tüm yapıya hakim olmuştur. Referans numunenin SEM

görüntüsüne göre bu fazın boşlukları doldurduğu, ancak çok az da olsa 1-2 mikron

çapında yer yer boşlukların olduğu görülmüştür. Özellikle BL katkılı numunelere göre

boşluk yapısının genelde daha az olduğu ancak BL’li hamurların %5-6 aralığındaki

oranlarına göre ise boşluklarının nispeten biraz daha fazla olduğu söylenebilir. EDS

spektrumu dikkate alındığında BL katkılı hamurların yapısı izlenmektedir. Bunların

yanı sıra yüzde olarak ağırlıklar dikkate alındığında en az Ca bileşiminin referans

hamurda olduğu tespit edilmiştir (Şekil 5.14).

%1 ile %6 oranlarında BL içeren ECC matrisi ile hazırlanmış hamurların SEM

görüntüsülerine göre yoğun olarak yapıya hâkim olan C-S-H fazı görülmüştür. Tüm

SEM resimleri incelendiğinde bu fazın boşlukları doldurmaya çalışmış olduğu, en

düşük BL oranında boşlukların arttığı, oranın artması ile de boşlukların azaldığı

belirlenmiştir. Tüm oranlardaki resimlerden alınan EDS spektrumuna göre, yüzeydeki

tabakanın pikler dikkate alındığında başlıca sırasıyla Si ve Ca bileşiminde olduğunu

göstermiştir (Şekil 5.15). BL’li serilerin mikro fotoğraflarından BL miktarının fazla

olduğu hamurların boşluk yapısının daha az olduğu görülmektedir. Oluşan bu

kompakt yapı ve hidratasyon gelişiminin uygun olması dayanımlara olumlu etki

yapmıştır.

Genel olarak SEM resimleri dikkate alındığında hem lif uzunluğu hem de katkı oranı

arttıkça boşlukların daha az olduğu, dolayısı ile hidratasyon gelişiminin de daha iyi

olduğu düşünülmektedir.

91

(a) (b) Şekil 5.14. 8 mm boyunda Referans numune (R) (a) SEM görüntüsü, b) EDS

spektrumu

Şekil A.13. 6 mm boyunda %6 BL katkılı numune a) SEM görüntüsü, b) EDS

spektrumu

Şekil 5.16’daki SEM mikro fotoğraflarından liflerin çimento esaslı matriste homojen

olarak dağılımları görülmektedir. BL’li karışımlarda hedef slump değerinin 20±5 olarak

belirlendiği karışımların homojen lif dağılımlarının, deneysel çalışmalar sonucu elde

edilen BL’li örneklerin basınç, eğilme, çekme dayanımları ve kompozit kırılma tokluğu

değerlerindeki artışı olumlu etkilediğini göstermektedir.

92

Şekil 5.16. Liflerin matriste homojen olarak dağıldığını gösteren SEM fotoğrafları a)12 mm boyunda %2.5 BL’li numune, b)12 mm boyunda %5 BL’li numune, c) 6 mm %4 BL’li numune, d) 6 mm %5.5 BL’li numune

Şekil 5.17 (a)’dan 28 günlük mekanik deneyleri yapılmış numuneler üzerinde

gerçekleştirilen SEM mikroyapısı incelemelerinde, hidrate olmamış uçucu kül

taneciklerinin hidrasyona uğramasının tam olarak gerçekleşmediği için, matristeki

boşluk büyüklüklerinin azalmadığı dolayısıyla da matris yapısının yoğunlaşmadığı ve

bu nedenle eğilme performanslarına olumlu olarak yansımadığı görülmektedir.

Ayrıca, Şekil 5.17 (b) SEM mikro yapılarından da görüldüğü üzere lif-matris sürtünme

bağ dayanımındaki artışın kompozitin çekme yüklemeleri altında göstermesi beklenen

çoklu mikro-çatlak oluşturma özelliğini ve şekil değiştirme sertleşmesi davranışını

nasıl olumsuz etkilediğini açıkça göstermektedir.

(a) (b)

(c) (d)

93

(a) (b) Şekil 5.17. a) TÇEK matrisindeki hasarsız lif yüzeyi ve oluşan ürünlere ait SEM mikro

fotoğrafı, b) TÇEK matrisindeki hasar görmüş lif yüzeyine ait SEM mikro fotoğrafı

Düz ve hasarsız lif yüzeyi

Hidrate olmamış uçucu kül

Hasar görmüş

lif yüzeyi

94

6. SONUÇ VE ÖNERİLER

Tez çalışması kapsamında yapılmış olan çalışmalar neticesinde elde edilen sonuçlar

her bir bölüm için aşağıda ayrı ayrı özetlenmiştir.

6.1. Farklı Boylarda Bazalt Lif Kullanılarak Üretilen Tasarlanmış Çimento Esaslı

Kompozitlerin (TÇEK) Mekanik Özellikleri

Çalışmanın bu aşamasında 0-150 µm tane büyüklüğünde silis kum, puzolanik

malzeme olarak F-sınıfı uçucu kül ve 6-12 mm iki farklı boydaki BL’lerin TÇEK’in

mekanik özellikleri üzerindeki etkileri kapsamlı bir şekilde incelenmiştir. Bu çalışma

kapsamında aşağıdaki genel sonuçlar çıkarılabilir:

6 mm boyunda BL’lerin kullanıldığı TÇEK üretiminde kullanılan BL miktarının

artması ile kompozitin sünekliliği olumlu yönde etkilenmektedir. Bu durum

kullanılan BL miktarının artması ile artan kompozit kırılma tokluk değerine ve

6 mm’lik liflerin kısa olması ve BL’in fiziksel özelliklerinden dolayı liflerin

matrise tam olarak uniform bir biçimde dağılmasından kaynaklanmaktadır.

TÇEK üretiminde, BL boyunun 6 mm veya 12 mm olmasından bağımsız

olarak, kullanılan BL malzeme miktarının artması ile TÇEK daha sünek

davranış gösterip basınç dayanımı, eğilmede çekme dayanımı ve çekme

dayanımı değerlerinde de artış olmaktadır. Bu durum 12 mm’lik BL kullanılarak

üretilen TÇEK karışımlarında daha belirgindir. Lif miktarının artması ile birlikte

mekanik değerlerde artış elde edilmesinin, BL malzeme miktarının artması

nedeni ile daha yüksek yoğunluktaki fiber-matris ara yüzey özelliğinden

kaynaklandığı düşünülmektedir.

6 ve 12 mm boyunda BL kullanılarak üretilen TÇEK karışımlarından kimyasal

katkı ayarlamaları ile standart TÇEK karışımlarına çok yakın basınç ve eğilme

dayanımı mekanik özellikleri elde edilmiştir. Ayrıca 6 mm ve 12 mm’lik

ağırlıkça %5.5 ve 6 oranında BL ile üretilen serilerde referans numunesine

yaklaşık ve daha yüksek çekme dayanımı değerleri elde edilmiştir. 6 mm’lik

serilerde %5.5 ve %6 BL kullanılması çekme dayanımlarında referans

numuneye göre sırasıyla %3.11 ve %7’lik artış sağlamıştır.

95

BL içeriğinin artmasıyla, BL’li kompozitin mekanik özelliklerinin gelişimi daha

anlaşılır hale gelmiştir. Bu bağlamda her iki BL türünün karışımlarda

oranlarının ağırlıkça %6’ya kadar çıkarılmasıyla birlikte dayanım değerlerinde

artışlar elde edilmiştir. Özellikle 12 mm boyundaki BL’nin karışımlarda

ağırlıkça %5.5 ve 6 olarak kullanılmasıyla referans numuneye (59.35 MPa)

göre daha yakın sonuçlar alınmasını sağlamıştır (Sırasıyla; 55.09 MPa ve

55.92 MPa). Bunun sebebi olarak kompozit matrisine ilave edilen BL’nin

matris içerisindeki dağılımının ve yöneliminin etkisi ile BL ilavesinin kompakt

bir yapı oluşturması gösterilebilir.

Karışımlarda kullanılan BL kullanımı arttıkça, 28. günde kırılma tokluğu

değerleri genel olarak artış göstermiştir. 28. gün sonunda en yüksek kırılma

tokluğu değeri, 4.22 MPa×m1/2 ile 12 mm boyundaki %6 BL katkılı

numunelerden elde edilmiştir. Bu sonuç referans numuneden elde edilen

sonuçtan yaklaşık %27 daha düşüktür. TÇEK üretiminde BL miktarının

artmasıyla birlikte liflerin özel yapısından dolayı matriste homojen bir şekilde

dağılımın sağlanması neticesinde matris bileşenlerinin arasındaki

gözeneklerin dolması daha dolu bir matris oluşturmakta ve bu da kompozit

yapının kırılma tokluğu değerinin artması ile sonuçlanmaktadır. Bu sonuç, BL

katkısının kompozit malzemenin süneklik ve enerji tüketme kapasitesini

oldukça artırdığı sonucunu ortaya koymaktadır.

Üretilen kompozitin boyutsal stabilite özelliğinde (kuruma rötresi) genel olarak

belli bir noktadan sonra (ortalama 28 gün) daha az değişim göstermiştir. 90.

gün sonunda bütün numuneler az da olsa büzülme davranışı göstermiştir. Her

iki lif boyu serilerinde en düşük büzülme değerleri ağırlıkça BL miktarının fazla

olduğu %5, 5.5 ve 6 BL katkılı numunelerden elde edilmiştir. 6 mm’lik serilerde

90 gün sonunda rötre değerleri %-0.069 ile %-0.040 arasında değişirken, 12

mm’lik serilerde %-0.070 ile %-0.020 arasında değişim göstermiştir.

Her iki BL boyundaki serilerde PVA lif ile üretilen referans karışımdan daha

düşük rötre değerleri elde edilmiştir. Deneysel sonuçlarda en fazla rötre yapan

numuneler referans örnekler olmuştur (%-0.069). Buradan BL’in yüzey

alanının ve lif elastisite modülününün PVA’dan yüksek olmasının (89 GPa)

rötre değişimlerine olumlu katkı yaptığı görülmektedir.

96

Her iki lif türünde de BL miktarının artması ile TÇEK’nin rötre kapasitesinin

azalması, BL kullanımı ile matrisin daha yoğun bir hal alıp böylelikle suyun

buharlaşmasının engellenmesine bağlanabilir. BL kullanımı ile azalmakta olan

rötre kapasitesine başka bir nedende hidrate olmamış mineral katkı

parçacıklarının ince agrega gibi çalışıp rötreyi kısıtlaması olabileceği


TÇEK üretiminde kullanılan BL kullanım oranı ve boyutunun TÇEK’lerin

kuruma rötre performansı üzerinde önemli bir etkisi olduğu ve TÇEK

karışımlarının boyutsal kararlılığını iyileştirdiği görülmüştür.

6.2. Tasarlanmış Çimento Esaslı Kompozitlerin (TÇEK) Akış Özellikleri

TÇEK karışımlarının mikro-mekanik tabanlı tasarımları yapılırken liflerin matrise

homojen olarak dağıldığı kabul edilmektedir. Her ne kadar üretilen karışımın nitelikleri

mikro-mekanik tabanlı tasarım yöntemlerinden elde edilen parametrelere uygun olsa

da liflerin matriste homojen bir şekilde dağılımı sağlanamayabilmektedir. Homojen lif

dağılımını etkileyen en önemli faktörlerden birisi TÇEK matrisinin (lif içermeyen

TÇEK) taze özellikleridir (işlenebilirliği, akma zamanı, yayılma çapları vb. ). TÇEK’in

taze özellikleri ayrıca kompozitin akışkanlığını ve kalıba ne derecede kolay

yerleştirilebildiğini etkileyebilmektedir. TÇEK karışımlarının taze durumdaki

işlenebilirlik özelliklerinin belirlenmesi için mini çökme-yayılma testi, sarsma tablası

yayılma testi ve marsh hunisi deneyleri yapılmıştır.

6 mm’lik ve 12 mm’lik BL katkılı karışımların akıcılığı lif miktarındaki artıştan

olumsuz etkilenmiştir. 6 mm BL’li serilerde ölçülebilen marsh hunisi akış

süreleri en düşük 18 sn en yüksek ise 88 sn olarak kaydedilmiştir. 6mm ‘lik

serilerde lif miktarının yüksek olduğu %5, 5.5 ve 6 BL katkılı örneklerin akış

süreleri %5 BL’li örneklerde 88 sn olarak kaydedilmiş ve %5.5 ve 6 BL katkılı

serilerde ağırlıkça lif miktarının fazlalığından dolayı akma sağlananamamıştır.

12 mm BL’li serilerde ise ölçülebilen marsh hunisi akış süreleri en düşük 20

sn en yüksek ise 96 sn olarak kaydedilmiştir. Bu serilerde de %5.5 ve 6 BL

numunelerde lif yoğunluğundan dolayı akma elde edilememiştir.

BL ilavesinin artırılması ile TÇEK karışımlarının işlenebilirlik ve akış

özelliklerini olumsuz olarak etkilediği belirtilebilir. 6 mm boyudaki BL’li serilerde

lifli TÇEK karışımlarının mini slump yayılma çapı en düşük %1 BL’li

97

numunelerden 15.75 cm olarak elde edilirken en yüksek mini slump yayılma

çapı %6 BL’li numunelerden 24.9 cm olarak elde edilmiştir. 12 boyundaki BL

kullanılarak üretilen serilerde ise bu miktarlar aynı numunelerden en düşük

15.5 cm ve en yüksek 23.5 cm olarak kaydedilmiştir.

6.3. PVA lif ve BL’in Karma Olarak Kullanılmasının TÇEK’nin Mekanik Özellikleri

Üzerindeki Etkileri

BL ve PVA lifinin hibrit kullanım oranınlarının, üretilen TÇEK’lerin mekanik

özellikleri üzerine etkisinin anlaşılması için karışımda lif kullanım oranlarından

başka hiçbir parametre değiştirilmediği farklı oranlarda PVA lif ve BL

kullanılarak üretilen karma (hibrit) TÇEK numunelerinin 28 günlük basınç

dayanımları, eğilmede çekme dayanımları, çekme dayanımları ile kırılma

toklukları test edilmiştir.

Deney sonuçlarına göre, BL’nin yüzdesel olarak daha az ağırlıkta kullanılarak

hazırlandığı hibrit TÇEK karışımlarına (%75 PVA+%25 BL) oranla, BL’nin

yüzdesel olarak daha fazla kullanılarak üretildiği hibrit TÇEK karışımları olan

(%25 PVA+%75 BL) daha yüksek basınç dayanımı sergilemişlerdir (sırasıyla

42.20 MPa ve 50.04 MPa). Elde edilen bu yüksek basınç dayanımı değeri

(50.04 MPa) referans TÇEK karışımı olan R’ye göre %1.69 daha düşük

bulunmuştur.

28 günlük basınç dayanımı sonuçlarında BL oranının PVA life göre daha fazla

olduğu %25 PVA ve %75 BL katkılı hibrit karışımlarda daha yüksek dayanım

değerleri elde edilmesinin nedenleri olarak BL’in PVA life oranla lif-matris

arayüz geçiş bölgesi özelliklerini iyileştirmesinden kaynaklandığı


Hibrit numunelerde PVA lif oranının artmasıyla eğilme dayanımı sonuçlarında

ve sehim yapma kapasitelerinde artışsal değerler elde edilmiştir. Ayrıca BL’ler

PVA life göre ince ve daha rijit bir yapıya sahipken PVA liflerin çapları daha

kalın, yüzeyi çok daha pürüzlü ve karmaşık yapıda olması eğilme

dayanımındaki artışı özetlemektedir. PVA lifin bu şekildeki daha kalın lif çapı

ve pürüzlü yapısı liflerin matrise daha iyi tutunmasını sağlamakta ve bu sayede

eğilme yük taşıma kapasitesini artırıcı etki yapmaktadır.

98

Eğilme dayanımındaki en yüksek değerler %75 PVA- %25 BL’li numunelerden

elde edilmiştir (10.57 MPa). Elde edilen bu değer referans numuneye

(12.73 MPa) göre çok yakın olmakla birlikte yaklaşık %17’lik bir fark

oluşmuştur.

Hibrit numuneler arasında en yüksek kırılma tokluğuna %75 PVA-%25 BL

karışımında (2.62 MPa×m1/2) ulaşılmıştır. Bu değer referans karışım için elde

edilen kırılma tokluğu değerinden (5.79 MPa×m1/2) yaklaşık olarak %55 daha

düşüktür. Bu sonuç, hibrit karışımlarda PVA lifin BL’ye göre kompozitin

sünekliği ve enerji yutma kapasitesini geliştirmekte daha etkili olduğunu

göstermiştir.

Özetle BL ve PVA lifin belli oranlarda hibrit kullanımıyla elde edilen TÇEK

örneklerin eğilme dayanımı, sehim yapma kapasitesi, çekme dayanımı ve

kırılma tokluğu sonuçlarında en iyi sonuçlar, %75 PVA-%25 BL katkılı

numunelerden elde edilmiştir (sırasıyla; 10.57 MPa, 5.40 mm, 3.70 MPa ve

5.79 MPa×m1/2).

Sonuç olarak belirli ağırlıkta BL kullanarak TÇEK üretiminde önceki

çalışmalarda PVA lif kullanım oranında daha iyi deneysel sonuçların alındığı

%3’e kadar olan kullanım oranı, %1’den daha düşük miktarlara indirilebilir.

TÇEK üretiminde maliyeti arttıran en önemli etken PVA lifi olmasından dolayı,

lif kullanım oranının %1’den daha düşük seviyelere indirilmesi ile ciddi oranda

ekonomik faydalar sağlanılacağı düşünülmektedir.

99

KAYNAKLAR

Akman, S., 1991. Beton Niteliğini Yükseltme Amacı İle Polimerlerin Kullanılması. 2. Ulusal Beton Kongresi, 27 Mayıs 1991, 312 –-324.

Al-Dahawi, A., Yıldırım, G., Öztürk, O., Şahmaran, M., 2017. Assessment of Self-Sensing Capability of Engineered Cementitious Composites within The Elastic and Plastic Ranges of Cyclic Flexural Loading. Construction and Building Materials, 145, 1-10.

Arısoy, B., 2005. Lifli Hafif Betonların Optimum Karışım Tasarımı. Deprem Sempozyumu, 23-25 Mart 2005, Kocaeli, 912-916.

Arslan, M.E., 2016. Effects of Basalt and Glass Chopped Fibers Addition on Fracture Energy and Mechanical Properties of Ordinary Concrete: CMOD Measurement. Construction and Building Materials, 114, 383–39.

ASTM C78 / C78M-16, 2016. Standard Test Method for Flexural Strength of Concrete (Using Simple Beam with Third-Point Loading), ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C109 / C109M-16a, 2016. Standard Test Method for Compressive Strength of Hydraulic Cement Mortars (Using 2-in. or [50-mm] Cube Specimens). ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C150-07, 2007. Standard Specification for Portland Cement, ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C157, 2008. Standard Test Method for Length Change of Hardened Hydraulic-Cement Mortar and Concrete. ASTM, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C192 / C192M-16a, 2016. Standard Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens in the Laboratory, ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C230 / C230M-14, 2014. Standard Specification for Flow Table for Use in Tests of Hydraulic Cement. ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM Standard E399, 2003. Test Method for Plane-Strain Fracture Toughness of Metallic Materials, ASTM, West Conshohocken, Philadelphia.

100

ASTM C618-15, 2015. Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use in Concrete. ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM C1275-16, 2016. Standard Test Method for Monotonic Tensile Behavior of Continuous Fiber-Reinforced Advanced Ceramics with Solid Rectangular Cross-Section Test Specimens at Ambient Temperature. ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM D6910-04, 2004. Standard Test Method for Marsh Funnel Viscosity of Clay Construction Slurries. ASTM International, West Conshohocken, Philadelphia.

ASTM 1437, 2007. Standard Test Method for Flow of Hydraulic Cement Mortar. ASTM, West Conshohocken, Philadelphia.

Ayub, T., Nasir, S., Nuruddin, M. F., Khan, S. U., 2014. Mechanical Properties of High-Strength Concrete Reinforced with PVA and Basalt Fibres. Proceedings of the International Civil and Infrastructure Engineering Conference 2013, Singapore, 567-575.

Ayub, T., Shafiq, N., Nuruddin, M. F., 2014. Effect of Chopped Basalt Fibers on the Mechanical Properties and Microstructure of High Performance Fiber Reinforced Concrete. Advances in Materials Science and Engineering, 2014, 1-14.

Ayub, T., Shafiqa, N., Nuruddina, F. M. 2014. Mechanical Properties of High-Performance Concrete Reinforced with Basalt Fibers. Procedia Engineering, 77, 131-139.

Bakker, R.F.M., 1988. Initiation Period of Corrosion. P. Schiessl (Ed.), RILEM Report: Corrosion of Steel in Concrete İçinde (22-55), Rilem Publications, 55p, London.

Beeldens A., Vandewalle L. 2001. Durability of high strength concrete for highway pavement restoration”, CONSEC '01: Third International Conference on Concrete under Severe Conditions, Vancouver, BC, Canada, pp. 1230-1238.

Bisaillon, A., Rivest, M., Malhotra, V.M., 1994. Performance of High-Volume Fly Ash Concrete in Large Experimental Monoliths, ACI Materials Journal, 91(2), 178-187.

Bjormstromz J., Chandra S., 2003. Effect of Superplasticizers on The Rheological Properties of Cements. Materials and Structures, 36, 685-692.

101

Boshoff, W.P., Van Zijl, G. 2007. A Computational Model for Strain-Hardening Fibre-Reinforced Cement-Based Composites, Journal of the South African Institution of Civil Engineering, 49 (2), 24-31.

Branston, J., Das, S., Kenno, S.Y., Taylor, C., 2016. Mechanical Behaviour of Basalt Fibre Reinforced Concrete. Construction and Building Materials, 124(2016), 878–886.

Branston, J., Das, S., Kenno, S. Y., Taylor, C., 2016. Influence of Basalt Fibres on Free and Restrained Plastic Shrinkage. Cement and Concrete Composites, 74, 182-190.

Brik, V.B., 2003. Advanced Concept Concrete Using Basalt Fiber Composite Reinforcement. National Academy of Science Transportation Research, Final Report for Highway-IDEA Project 86, 72s.

Candemir, B., Beyhan, B., Karaata, S., 2012. İnşaat Sektöründe Sürdürülebilirlik: Yeşil Binalar ve Nanoteknoloji Stratejileri. TÜSİAD Rapor No: TÜSİAD-T/2012-10/533, 137s.

Cao, M., Zhang, C., Lv, H., 2014. Mechanical Response and Shrinkage Performance of Cementitious Composites with a New Fiber Hybridization. Construction and Building Materials, 57, 45-52.

Carmisciano, S., De Rosa, I.M., Sarasini, F., Tamburrano, A., Valente, M., 2011. Basalt Woven Fiber Reinforced Vinylester Composites: Flexural and Electrical Properties. Material and Design, 32, 337-42.

Chang, P. K., Peng Y.N., Hwang, C.L., 2001. A Design Consideration for Durability of High-Performance Concrete, Cement and Concrete Composites, 23 (4-5), 375-380.

Chidambaram, R. S., Agarwal, P., 2015. Seismic Behavior of Hybrid Fiber Reinforced Cementitious Composite Beam–Column Joints. Materials and Design, 86, 771–781.

Concrete Research and Education Foundation Strategic Development Council, 2002. Roadmap 2030: The US Concrete Industry Technology Roadmap, Concrete Research and Education Foundation, 27, 72p.

De Belie, N., De Muynck W., 2008. Crack Repair in Concrete Using Biodeposition, International Conference on Concrete Repair, Rehabilitation and Retrofitting, November 24-26, Cape Town, South Africa, 1-10.

102

De Fazio, P., 2011. Basalt Fibra: from Earth an Ancient Material for Innovative and Modern Application. Energia Ambiente Innovazione, 3, 89-96.

Deshmukh, G., 2007. Basalt - The Technical Fibre, Man-made Textiles in India, 50 (7), 258- 261.

Di Ruocco, G., 2016. Basalt fibers: The Green Material of The XXI-Century for A Sustainable Restoration of Historical Buildings. International journal of Architecture Technology and Sustainability, 1(2), 25-39.

Emmons, E., Vaysburd, A., Mc Donald J., 1993. A Rational Approach to Durable Concrete Repairs, Concrete International, 15(9), 40-45.

Emmons, P.H., Vaysburd, A.M., 1995. Performance Criteria for Concrete Repair Materials, Technical Report REMR-CS-47, 123 p.

Ersoy, H. Y., 2001. Kompozit Malzeme, Literatür Yayınları, 66s, İstanbul.

Fahmy, M. F. M., Wu, Z., 2010. Evaluating and Proposing Models of Circular Concrete Columns Confined with Different FRP Composites. Composites Part B, 41 (3), 199-213.

Fares, G., Khan, M. I., Mourad, S., Abbass, W., 2015. Evaluation of PVA and PBI-Based Engineered Cementitious Composites under Different Environments. Construction and Building Materials, 85 (1), 109–118.

Feleoğlu, B., Felekoğlu, K., 2013. Farklı Kökenli Süperakışkanlaştırıcıların Mühendislik Özellikleri Geliştirilmiş PVA Lifli Kompozitlerde Lif Dağılımına Etkileri, Uluslararası Katılımlı Yapılarda Kimyasal Katılar 4. Sempozyumu ve Sergisi, 24 Ekim, Ankara,1-12.

Felekoğlu, K., Felekoğlu, B., 2015. Effects of Fibre Hybridization On Multiple Cracking Potential of Cement-Based Composites Under Flexural Loading. Construction and Building Materials, 41, 15-20.

Fiore, V., Bella, G.D., Valenza, A., 2011. Glass–Basalt/Epoxy Hybrid Composites for Marine Applications. Material and Design, 32, 2091–2099.

Fiore, V., Scalici, T., Di Bella, G., Valenza, A., 2015. A Review on Basalt Fibre and Its Composites. Composites Part B: Engineering, 74, 74-94.

Fischer, G., Wang, S., Li, V.C., 2003. Design of Engineered Cementitious Composites for Processing and Workability Requirements, In Proceedings of the Seventh

103

International Symposium on Brittle Matrix Composites, October 13-15, Warsaw, Poland, 29-36.

Gerard, B., Reinhardt, H.W., Breysse, D., 1997. Measured Transport in Cracked Concrete. In Posner, H.W. Reinhardt (Ed.), Penetration and Permeability of Concrete (265-331). Rilem Press, Ed., 331p, Great Britain.

Göltaş A.Ş., 2015. Erişim Tarihi: 14.06.2016. http://www.goltas.com.tr

Hearn, N., 1999. Effect of Shrinkage and Load-İnduced Cracking on Water Permeability of Concrete, ACI Materials Journal, 96 (2), 234-241.

Heiman, J.L., Koerstz, P., 1991. Performance of Polymer-Modified Cementitious Mortars in Chloride Contaminated Concrete, Transactions of the Institution of Engineers, 33(3), 169-175.

High, C., Seliem, H.M., El-Safty, A., Rizkalla, S.H., 2015. Use of Basalt Fibers for Concrete Structures. Construction and Building Materials, 96(2015), 37–46.

Hwang, C.L., Liu, J.J., Lee, L.S., Lin, F.Y., 1996. Densified Mixture Design Algorithm and Early Properties of High Performance Concrete, Chinese Institute of Civil and Hydraulic Engineering, 8 (2), 217-229.

Jacobsen, S., Marchand, J., Gerard, B., 1998. Concrete Cracks I: Durability and Self-Healing-a Review. In Proceedings of the 2nd International Conference on Concrete under Severe Conditions, Environment and Loading, 21–24 June, Tromso, Norway, 217–231.

Jamshaid, H., Mishra, R., 2015. A Green Material from Rock: Basalt Fiber–a Review. The Journal of The Textile Institute, 1-15.

Jamshaid, H., 2017. Basalt Fiber and its Applications. Journal of Textile Engineering and Fashion Technology, 1 (6), 1-3.

Jiang, C., Fan, K., Wu, F., Chen, D., 2014. Experimental Study on the Mechanical Properties and Microstructure of Chopped Basalt Fibre Reinforced Concrete, Materials and Design, 58, 187–193.

Johannesson, B., Sigfusson, TI., Franzson, H., Erlendsson, Ö., Hardarson, B.S., Thorhallsson, ER., 2016. GREENBAS : Sustainable Fibres from Basalt Mining. NordMin workshop, 20 October, Helsinki, Finland, 13-20.

http://www.goltas.com.tr/

104

JSCE, 2007. Recommendations for Design and Construction of High Performance Fiber Reinforced Cement Composite with Multiple Fine Cracks (Draft), Japan Society of Civil Engineers, Japanese.

Kabay, N., 2014. Abrasion Resistance and Fracture Energy of Concretes with Basalt Fiber, Construction and Building Materials, 50, 95-101.

Kamal, A., Kunieda, M., Ueda, N., Nakamura, H., 2007. Assessment of Crack Elongation Performance in RC Beam Repaired by UHP-SHCC, Proceedings of 9th International Summer Symposium, September 2007, Japan, 5-8

Kanda, T., Li, V. C., 1999. A New Micromechanics Design Theory for Pseudo Strain Hardening Cementitious Composite, Journal of Engineering Mechanics, ASCE, 125 (4), 373-381.

Kanda, T., Kanakubo, T., Nagai, S., Maruta, M., 2006. Technical Consideration in Producing TÇEK Pre-Cast Structural Elements in Proceedings, High-Performance Fiber-Reinforced Cementitious Composites (HPFRCC) in Structural Applications, 229–242.

Keskin S. B., Sahmaran, M., Yaman İ. Ö., Lachemi, M., 2014. Correlation Between the Viscoelastic Properties and Cracking Potential of Engineered Cementitious Composites, Construction and Building Materials, 71, 375–383.

Kim, J., Kim, D. J., Park, S. H., Zi, G., 2015. Investigating the Flexural Resistance of Fiber Reinforced Cementitious Composites under Biaxial Condition. Composite Structures, 122, 198–208.

Kogan, F.M. and Nikitina, O.V., 1992. Solubility of Chrysotile Asbestos and Basalt Fibers in Relation to Their Fibrogenic and Carcinogenic Action, Workshop on Biopersistence of Respirable Synthetic Fibers and Minerals Held, Kasım 1994, Lyon, France, 205-206.

Kong, H.J., Bike, S., Li, V.C., 2003. Development of a Self-Compacting Engineered Cementitious Composite Employing Electrosteric Dispersion/Stabilization. Journal of Cement and Concrete Composites, 25(3), 301–309.

Kunieda M., Rokugo K., Recent Progress of SHCC in Japan – Required Performance and Applications. Journal of Advanced Concrete Technologies, 4(1), 2006, 19-33.

Landucci, G., Rossi, F., Nicolella, C., Zanelli, S., 2009. Design and Testing of Innovative Materials for Passive Fire Protection. Fire Safety Journal, 44, 1103-1109.

105

Lepech, D.M., Li, V.C., Robertson, R.E., Keoleian, G.A., 2008. Design of Green Engineered Cementitious Composites for Improved Sustainability, ACI Materials Journal, 105, 567-575.

Li, V. C., Mishra, D. K. and Wu, H. C.,1995. Matrix Design for Pseudo Strainhardening

Fiber Reinforced Cementitious Composites. Materials and Structures, 28,

586-595.

Li, G.Y., Wang, P.M., Zhao, X., 2007. Pressure-Sensitive Properties and Microstructure of Carbon Nanotube Reinforced Cement Composites. Concrete Composites, 29, 377-382.

Li, J., Zhang, Y.X., 2012. Evaluation of Constitutive Models of Hybrid-Fibre Engineered Cementitious Composites under Dynamic Loadings. Construction and Building Materials, 30, 149–160.

Li, M., Li, V. C., 2007. Durability of HES-TÇEK Repair under Mechanical and Environmental Loading Conditions, High Performance Fiber Reinforced Cement Composites, 399-408.

Li, M., Li, V., 2009. Influence of Material Ductility on Performance of Concrete Repair, ACI Material Journal, 106, 419-428.

Li, V.C., Leung, C.K.Y., 1992. Theory of Steady State and Multiple Cracking of Random Discontinuous Fiber Reinforced Brittle Matrix Composites. ASCE Journal of Engineering Mechanics, 118 (11), 2246-2264.

Li, V.C., 1993. From Micromechanics to Structural Engineering – The Design of Cementitious Composites for Civil Engineering Applications. Journal of Structural Mechanics and Earthquake Engineering, 10 (2), 37-48.

Li, V. C., Maalej, M., 1996. Toughening in Cement Based Composites. Part I: Cement, Mortar, and Concrete. Cement and Concrete Composites, 18 (4), 223-237.

Li, V.C., 1997. TÇEK - Tailored Composites through Micromechanical Modeling. In Posner, Banthia, N., Bentur, A. (Ed.), Fiber Reinforced Concrete: Present and the Future Present and the Future (64-97). CSCE Press, 97p, Montreal.

Li, V. C., 1998. Engineered Cementitious Composites – Tailored Composites Through Micromechanical Modelling. In Posner, Banthia, N., Bentur, A., Mufti, A. (Ed.), Fiber Reinforced Concrete: Present and the Future (64-97), CSCE Press, 97p, Montreal, Canada.

106

Li, V. C., Wang, S., Wu, C., 2001. Tensile Strain-Hardening Behaviour of PVA-TÇEK. ACI Materials Journal, 98(6), 483-492.

Li, V.C., Wu C., Wang, S., Ogawa, A., Saito, T., 2002. Interface Tailoring for Strain-

Hardening Polyvinyl Alcohol-Engineered Cementitious Composite (PVA-TÇEK). ACI Material Journal, 99 (5), 463-472.

Li, V. C., Wang, S., 2002. Flexural Behavior of GFRP Reinforced Engineered Cementitious Composites Beams. ACI Materials Journal, 99 (1), 11-21.

Li, V. C., Wu, C., Wang, S., 2002. Interface Tailoring for Strain-Hardening Polyvinyl Alcohol-Engineered Cementitious Composites (PVA-TÇEK). ACI Material Journal, 99 (5), 463-72.

Li, V.C., 2002. Advances in TÇEK Research. Concrete: Materials Science to Application. ACI Special Publication, 206 (23), 373-400.

Li, V. C., 2003. Durable Overlay Systems with Engineered Cementitious Composites (TÇEK). International Journal for Restoration of Buildings and Monuments, 9 (2), 1-20.

Li, V.C., Lepech, M., Wang, S., Weimann, M., Keoleian, G., 2004. Development of Green TÇEK For Sustainable İnfrastructure Systems. In Proceedings of the International Workshop on Sustainable Development and Concrete Technology, 20-21 Mayıs, Beijing, China, 181-192.

Li, V.C., Stang, H., 2004. Elevating FRC Material Ductility to İnfrastructure Durability. 6th RILEM Symposium on Fiber-Reinforced Concretes (FRC), 20-22 September, Varenna, Italy, 171-186.

Li, V.C., Horikoshi, T., Ogawa, A., Torigoe, S., Saito, T., 2004. Micromechanics-Based Durability Study of Polyvinyl Alcohol-Engineered Cementitious Composite (PVA-TÇEK). ACI Material Journal, 101(3), 242-248.

Li, V.C., Yang, E.H., 2007. Self-Healing in Concrete Materials. Zwaag, V.D. (Ed.) In Self-Healing Materials: An Alternative Approach to 20 Centuries of Materials Science (161–193). Springer Publications, 193p, New York.

Lim, Y.M., Li, V.C., 1997. Durable Repair of Aged Infrastructures Using Trapping Mechanism of Engineered Cementitious Composites. Cement and Concrete Composites, 19(4), 171-185.

Maa, H., Qian, S., Zhang, Z., 2014. Effect of Self-Healing on Water Permeability and Mechanical Property of Medium-Early-Strength Engineered Cementitious Composites, Construction and Building Materials, 68, 92-101.

107

Maa, H., Qian, S., Zhang, Z., Lin, Z., Li, V. C., 2015. Tailoring Engineered Cementitious Composites with Local İngredients. Construction and Building Materials, 101 (1), 584-595.

Maalej, M., Quek, S.T., Ahmed, S.F.U., Zhang, J., Lin, V.W.J., Leong, K.S., 2015. Review of Potential Structural Applications of Hybrid Fiber Engineered Cementitious Composites. Construction and Building Materials, 36, 216–227.

Manzur, T., Yazdani, N., Emon, A. B., 2014. Effect of Carbon Nanotube Size on Compressive Strengths of Nanotube Reinforced Cementitious Composites. Journal of Materials, 2014, 1-8.

Marshall, D.B., Cox, B.N. 1988. A J-integral Method for Calculating Steady-State Matrix Cracking Stresses in Composites. Mechanics of Materials, 8, 127–133.

Mather, B., Warner, J., 2003. Why Do Concrete Repairs Fail. ErişimTarihi: 22.09.2016. http://aec.engr.wisc.edu/resources/rsrc07.html.

Mechtcherine, V., Schulze, J., 2006. Effect of the Test Set-Up and Curing Conditions on Fracture Behavior of Strain Hardening Cement-based Composites (SHCC). In Posner, Konsta-Gdoutos, M.S. (Ed.), Measuring, Monitoring and Modeling Concrete Properties (33-40). Springer Press, 761p, Netherlands.

Mehta, P.K., 1986. Concrete: Structure, Properties, and Materials. Englewood Cliffs, 541, New Jersey.

Mehta, P.K. 1994. Concrete Technology at the Crossroads-Problems and Opportunities. American Concrete Institute,144, 1-30.

Metaxa, Z. S., Seo J.W.T., Konsta-Gdoutos, M. S., Hersam, M. C., Shah, P.S., 2012. Highly Concentrated Carbon Nanotube Admixture for Nano-fiber Reinforced Cementitious Materials. Cement and Concrete Composites, 34, 612–617.

Mihashi, H., De Leite J.P.B. 2004. State-of-the-Art Report on Control of Cracking in Early Age Concrete. Advanced Concrete Technology, 2 (2), 141-154.

Milikty, J., Kovacic, V., Rubnerova, V., 2002. Influence of Thermal Treatment on Tensile Failure of Basalt Fibers. Engineering Fracture Mechanics, 69, 1025-1033.

Militky, J., Kovacic, V., Bajzik, V., 2007. Mechanical Properties of Basalt Filaments. Fibres and Textiles in Eastern Europe, 15 (5-6), 64-65.

108

Mindess, S., Young, J.F. 2003. Concrete. Prentice Hall, 644p, New Jersey. Mohseni, E., Khotbehsara, M. M., Naseri, F., Monazami, M., Sarker, P., 2016.

Polypropylene Fiber Reinforced Cement Mortars Containing Rice Husk Ash and Nano-Alumina. Construction and Building Materials, 111, 429-439.

Mora, J., Aguado, A., Gettu, R. 2003. The İnfluence of Shrinkage Reducing Admixtures on Plastic Shrinkage. Materiales de Construccion, 53 (271-272), 71-80.

Morgan, D.R. 1996. Compatibility of Concrete Repair Materials and Systems. Construction and Building Materials, 10(1), 57-67.

Morozov, N.N., Bakunov, V.S., Morozov, E.N., Aslanova, L.G., Granovskii, P.A., Prokshin, V.V., Zemlyanitsyn, A.A., 2001. Material Based on Basalts from the European North of Russia. Glass and Ceramics, 58, 100–104.

Novitskii, A.G., Sudakov, V.V., 2004. An Unwoven Basalt-Fibre Material for the Encasing of Fibrous Insulation: An Alternative to Glass Cloth. Refractories and Industrial Ceramics, 45 (4), 234 - 241.

Oh B.H., Cha S.W., Jang B.S., Jang S.Y., 2002. Development of High-Performance Concrete Having High Resistance to Chloride Penetration. Elsevier Science SA, Nuclear Engineering and Design (Switzerland), 212(1-3), 221-231.

Pakravan, H. R., Jamshidi, M., Latifi, M., 2010. Performance of Fibers Embedded in a Cementitious Matrix. Journal of Applied Polymer Science, 116, 1247–1253.

Pan, Z., Wub, C., Liu, J., Wangb, W., Liu, J., 2015. Study on Mechanical Properties of Cost-Effective Polyvinyl Alcohol Engineered Cementitious Composites (PVA-TÇEK), Construction and Building Materials, 78, 397-404.

Papanicolaou, C., Triantafillou, T., Lekka, M., 2011. Externally Bonded Grids as Strengthening and Seismicretrofitting Materials of Masonry Panels. Construction and Building Materials, 25, 504-14.

Park, J.M., Shin, W.G., Yoon, D.J., 1999. A Study of Interfacial Aspects of Epoxy-Based Composites Reinforced with Dual Basalt and Sicfibres by Means of the Fragmentation and Acoustic Emission Techniques. Composite Science and Technolology, 59, 355–370.

Pereira, E. B., Fischer, G., Barros, J. A.O., 2012. Effect of Hybrid Fiber Reinforcement on the Cracking Process in Fiber Reinforced Cementitious Composites. Cement and Concrete Composites, 34, 1114-1123.

109

Qian, S, Li, V.C., 2007. Simplified Inverse Method for Determining the Tensile Properties of Strain Hardening Cementitious Composites (SHCC). Journal of Advanced Concrete Technology, 6(2), 353-363.

Quattrociocchi G., Albé, M., Tirilló, J., Sarasini, F., Valente, M., Santarelli, M.L., 2015. Basalt fibres as a Sustainable Reinforcement for Cement Based Mortars: Preliminary Study, WIT Transactions on Engineering Sciences, 90, 109-120.

Ramm, W., Biscoping, M., 1998. Autogenous Healing and Reinforcement Corrosion of Water-Penetrated Separation Cracks in Reinforced Concrete. Nuclear Engineering and Design, 179, 191-200.

Said, H.S., Abdul Razak, H., 2015. The Effect of Synthetic Polyethylene Fiber on the Strain Hardening Behavior of Engineered Cementitious Composite (TÇEK). Materials and Design, 86, 447-457.

Sakulich, A.R., Li, V.C., 2011. Nanoscale Characterization of Engineered Cementitious Composites (TÇEK). Cement and Concrete Research, 41, 169-175.

Sbia, L.A., Peyvandi A., Soroushian, P., Lu, J., Balachandra, A.M., 2014. Enhancement of Ultra High Performance Concrete Material Properties with Carbon Nanofiber. Advances in Civil Engineering, 1-10.

Scheffler, C., Förstera, T., Mädera, E., Heinricha, G., Hempelb, S., Mechtcherineb, V., 2009. Aging of Alkali-Resistant Glass and Basalt Fibers in Alkaline Solutions: Evaluation of The Failure Stress by Weibull Distribution Function. Journal of Non-Crystalline Solids, 355 (52-54), 2588-2595.

Shafiq, N., Ayub, T. b, Khan, S. U., 2016. Investigating the Performance of PVA and Basalt Fibre Reinforced Beams Subjected to Flexural Action. Composite Structures 153, 30–41

Shoukry, H., Kotkata, M.F., Abo-el-Enein, S.A., Morsy, M.S., 2013. Flexural Strength and Physical Properties of fiber Reinforced Nano Metakaolin Cementitious Surface Compound. Construction and Building Materials, 43, 453–460.

Shwan, H.S., Hashim, A.R., Othman, I., 2015. Flexural Behavior of Engineered Cementitious Composite (TÇEK) Slabs with Polyvinyl Alcohol Fibers. Construction and Building Materials, 75, 176-188.

Siad, H., Alyousif, A., Kasap, Keskin, Ö., Keskin, S. B., Lachemi, M., Sahmaran, M., Hossain, K.M.A., 2015. Influence of Limestone Powder on Mechanical, Physical and Self-Healing Behavior of Engineered Cementitious Composites. Construction and Building Materials, 99, 1–10.

110

Sim, J., Park, C., Moon, D.Y., 2005. Characteristics of Basalt Fiber as A Strengthening Material for Concrete Structures. Composites Part B, 36, 504-12.

Singha, K. A., 2012. Short Review on Basalt Fiber. International Journal of Textile Science, 1 (4), 19-28.

Soe, K. T., Zhang, Y.X., Zhang, L.C., 2013. Impact Resistance of Hybrid-Fiber Engineered Cementitious Composite Panels. Composite Structures, 104, 320-330.

Soe, K. T., Zhang, Y.X., Zhang, L.C., 2013. Material Properties of a New Hybrid Fibre-Reinforced Engineered Cementitious Composite. Construction and Building Materials, 43, 399-407.

Spinteks Tekstil İnşaat San. Ve Tic. A.Ş., 2016. Erişim tarihi: 01.06.2016. http://www.spinteks.com.tr

Şahmaran, M., Yaman, İ.Ö., Tokyay, M., 2007. Development of High Volume Low-Lime and High-Lime Fly-Ash-Incorporated Self Consolidating Concrete, Concrete Researches, 59, 97-106.

Şahmaran, M., Erdem, T.K., Yaman, İ.Ö., 2012. Sürdürülebilir Kalkınma İçin Mikromekanik Olarak Tasarlanmış Şekil Değiştirme Sertleşmesi Gösteren Yüksek Performanslı Lif Donatılı Çimento Esaslı Kompozitler. TÜBİTAK Proje No: 108M495, 253s.

Takashima, H., Miyagai, Hashida, K., T., V. C. Li., 2003. A Design Approach for the Mechanical Properties of Polypropylene Discontinuous Fiber Reinforced Cementitious Composites by Extrusion Molding, Engineering Fracture Mechanics, 70 (7-8), 853–870.

Tian, H., Zhang, Y.X., Yeb, L., Yang, C., 2015. Mechanical Behaviours of Green Hybrid Fibre-Reinforced Cementitious Composites. Construction and Building Materials, 95, 152–163.

Tian, H., Zhang, Y.X., 2017. Ageing Effect on Tensile and Shrinkage Behaviour of New Green Hybrid Fibre-Reinforced Cementitious Composites. Cement and Concrete Composites, 75, 38-50.

Timakul, P., Rattanaprasit, W., Aungkavattana, P., 2016. Improving Compressive Strength of Fly Ash-Based Geopolymer Composites by Basalt Fibers Addition. Ceramics International, 42 (5), 6288-6295.

111

Toutanji, H., Xua, B., Gilbert, J., Lavin, T., 2010. Properties of Poly (Vinyl Alcohol) Fiber Reinforced High-Performance Organic Aggregate Cementitious Material: Converting Brittle to Plastic. Construction and Building Materials, 24, 1-10.

TS EN 197-1, 2012. Çimento- Bölüm 1: Genel Çimentolar- Bileşim, Özellikler Ve Uygunluk Kriterleri. TSE, Ankara.

TS EN 450-1, 2013. Uçucu Kül - Betonda Kullanılan - Bölüm 1: Tarif, Özellikler ve Uygunluk Kriterleri, TSE, Ankara

Vaysburd, A., Emmons, P.H., 2004. Corrosion İnhibitors and Other Protective Systems in Concrete Repair: Concepts or Misconcepts. Cement and Concrete Composites, 26(3), 255-263.

Wang, S., Li, V.C., 2003. Materials Design of Lightweight PVA-TÇEK. In Posner, Naaman, A.E., Reinhardt, H.W. (Ed.), High-Performance Fiber-Reinforced Cement Composites (HPFRCC 4) (379-390). RILEM Publications, 546p, Paris.

Wang, S., Li, V.C., 2004. Tailoring of Pre-Existing Flaws in TÇEK Matrix for Saturated Strain Hardening. Fracture mechanics of concrete structures: proceedings of the fifth International Conference on Fracture Mechanics of Concrete and Concrete Structures, 12-16 April, Vail, Colorado, USA, 1005–1012.

Wang, S., Li, V.C., 2005. Polyvinyl Alcohol Fibre Reinforced Engineered Cementitious Composites: Material Design and Performances, International Workshop on HPFRCC in Structural Applications, May 23–26. Honolulu, Hawaii, USA, 65-73.

Wang, S., Li, V.C., 2006. High Early Strength Engineered Cementitious Composites. ACI Material Journal, 103(2), 97-105.

Wang, S., Li, V.C., 2006. Polyvinyl Alcohol Fiber-Reinforced Engineered Cementitious Composites: Material Design and Performances. In Posner, Fischer, G., Li, V.C. (Ed.), High-Performance Fiber-Reinforced Cementitious Composites (HPFRCC) in Structural Applications (65-73). RILEM Publications, 73p, Paris.

Wang S., Li V.C., 2007. Engineered Cementitious Composites with High-Volume Fly Ash. ACI Materials Journal, 104(3), 233-241.

Wei, B., Cao, H., Song, S., 2010. Environmental Resistance and Mechanical Performance of Basalt and Glass Fibers. Material Science and Engineering Part A, 527, 4708-4715.

112

Wei, B., Cao, H., Song, S., 2011.Degradation of Basalt Fibre and Glass Fibre/Epoxy Resin Composites in Seawater. Corrosion Science, 53(1), 426-431.

Wei, B., Song, S., Cao, H., 2011. Surface Modification and Characterization of Basalt Fibers with Hybrid Sizings. Composites Part A, 42(1), 22-29.

Weiss, W.J., Shah, S.P. 2002. Restrained Shrinkage Cracking: The Role of Shrinkage Reducing Admixtures and Specimen Geometry. Materials and Structures, 35 (246), 85-91.

Wittmann, F.H. 2002. Crack Formation and Fracture Energy of Normal and High Strength Concrete. Sadhana, 27(4), 413-423.

Lepech, M.D., Li, V.C., 2008. Large Scale Processing of Engineered Cementitious Composites. ACI Materials Journal, 105, 358-366.

Yang, Y., Lepech, M., Li, V.C., 2005. Self-Healing of Engineered Cementitious Composites under Cyclic Wetting and Drying. International Workshop on the Durability of Reinforced Concrete Under Combined Mechanical and Climatic Loads (CMCL), 27–28 October, Qingdao, China, 231-242.

Yang, E. H., Wang, S., Yang, Y., Li, V. C. 2008. Fiber-Bridging Constitutive Law of Engineered Cementitious Composites. Journal of Advanced Concrete Technology, 6(1), 181-193.

Yang, E. H., Li, V. C. 2010. Strain-Hardening Fiber Cement Optimization and Component Tailoring by Means of a Micromechanical Model. Construction and Building Materials, 24(2), 130-139.

Yıldırım, G., Keskin, Ö. K., Keskin, S. B., Şahmaran, M., Lachemi, M., 2015. A Review of Intrinsic Self-Healing Capability of Engineered Cementitious Composites: Recovery of Transport and Mechanical Properties. Construction and Building Materials, 101(1), 10-21.

Yıldırım, G., 2016. Sürdürülebilir Altyapılar İçin Yeni Nesil Akıllı Çimento Bağlayıcılı Kompozit Malzemelerin Geliştirilmesi. Gazi Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 172 s, Ankara.

Yousefieh, N., Joshaghani, A., Hajibandeh, E., Shekarchi, M., 2017. Influence of Fibers on Drying Shrinkage in Restrained Concrete. Construction and Building Materials, 148, 833-845.

113

Yu, J., Lin, J., Zhang, Z., Li, V. C., 2015. Mechanical Performance of ECC with High-Volume Fly Ash After Sub-Elevated Temperatures. Construction and Building Materials, 99, 82-89.

Zhang, M.N., 1995. Microstructure, Crack Propagation and Mechanical Properties of Cement Pastes Containing High Volumes of Fly Ashes. Cement and Concrete Research, 25(6), 1165-1178.

Zhishen,W., Gang, W., Xin, W., Xianqi, H., Jianbiao, J., 2009. New progress in R & D of Basalt Fibres and BFRP in İnfrastructure Engineering. Industrial Construction, 39(1), 1-14.

Zhou, J., Qian, S., Beltran, M.G.M., Ye, G., Van Breugel, K., Li, V.C., 2010. Development of Engineered Cementitious Composites with Limestone Powder and Blast Furnace Slag. Materials and Structures, 43(6), 803-814.

Zhu, Yu., Zhang, Z., Yang, Y., Yao, Y., 2014. Measurement and Correlation of Ductility and Compressive Strength for Engineered Cementitious Composites (TÇEK) Produced by Binary and Ternary Systems of Binder Materials: Fly Ash, Slag, Silica Fume and Cement. Construction and Building Materials, 68, 192-198.

http://www.sciencedirect.com/science/journal/09500618

114

ÖZGEÇMİŞ

Adı Soyadı : Şükrü ÖZKAN Doğum Yeri ve Yılı : Dinar, 1980 Medeni Hali : Evli Yabancı Dili : İngilizce E-posta : [email protected] Eğitim Durumu

Lise : Senirkent Teknik Lisesi, İnşaat Bölümü, 1999 Lisans : SDÜ, Teknik Eğitim Fakültesi, Yapı Öğretmenliği Yüksek Lisans : SDÜ, Fen Bilimleri Enstitüsü, Yapı Eğitimi Anabilim Dalı Mesleki Deneyim Düzce Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi 2009-2013 SDÜ Teknik Bilimler MYO. 2013-...... (halen) Yayınları

Sancak, E., Özkan, Ş., 2014. An Investigation on Mechanical Parameters of Basalt

Fibre Reinforced Cementitious Composites. 1st International Conference on Sustainable Composite Technologies, 3-5 November, Isparta, Turkey.

Sancak, E., Özkan Ş., 2015. Sodium Sulphate Effect on Cement Produced with

Building Stone Waste. Journal of Materials, 1-12. Çoban, Ö., Sancak, E., Özkan, Ş., 2015. Meslek Yüksek Okullarında İşyeri Eğitimine

Dayalı Kentsel Dönüşüm Teknikerliği Bölümlerinin Kurulması ve Önemi. Teknik Bilimler Dergisi, 5(2), 37-43.

Sancak, E., Özkan, Ş., 2014. Atık Mermer Tozu İkameli Çimentoların Bazı

Özelliklerine Sodyum Sülfat Çözeltisinin Etkisi. SDÜ Uluslararası Teknolojik Bilimler Dergisi, 6(2), 36-49.

Özkan, Ş. ve Sancak, E., 2012. Investigation of Performances in Sodium Sulphate

Environments of Waste Marbel Powders As A Cement Additive. International Construction Congress, 11-12 October, Isparta, Turkey, 61-71.

Özkan, Ş., 2012. An Investıgatıon on Fıbers Used Concrete Productıon. International

Construction Congress, 11-12 Oct. 2012, Isparta, Turkey, 71-72

Taranmış Fotoğraf

(3.5cm x 3cm)

115

Sancak, E., Özkan, Ş., 2011. An Investigation on Production of Blended Cement with Natural Building Stone Waste Resistant to Sulphate Effects. International Balkans Conference on Challenges of Civil Engineering, BCCCE. 19-21 May, EPOKA University, Tirana, ALBANIA.

Documents

BAZALT LİFLİ ÇİMENTO ESASLI KOMPOZİTLERİN YAPISAL …tez.sdu.edu.tr/Tezler/TF03683.pdf · 2020. 8. 20. · t.c. sÜleyman demİrel Ünİversİtesİ fen bİlİmlerİ enstİtÜsÜ