PÜSKÜRTME BETON BİLGİ FÖYLERİ-ÇÖZÜMLÜ PROBLEMLER

YAZARLAR

Prof. Dr. Müh. Ergin ARIOĞLU Yapı Merkezi Holding

Y. Müh. Ali YÜKSEL Anadoluray Ortak Girişimi

Doç. Dr. Müh. Ali Osman YILMAZ K.T.Ü. Maden Müh. Bölümü ISBN: 978-9944-89-565-1 Oda yayın No: 142

Yayımlayan Kuruluş

TMMOB MADEN MÜH. ODASI İSTANBUL ŞUBESİ

Kitap isteme adresi

Büyükdere Cad. Çınar Apt. No:95 Kat:8 Daire:31 Mecidiyeköy - İstanbul

Tel: 0-212-356 74 10 Fax: 0-212-356 74 12

Web: http://www.maden.org.tr

•

TMMOB MADEN MÜHENDİSLERİ ODASI

İSTANBUL ŞUBESİ

PÜSKÜRTME BETON BİLGİ FÖYLERİ-ÇÖZÜMLÜ PROBLEMLER

Prof. Dr. Müh. Ergin ARIOĞLU

Yapı Merkezi Holding Grubu Ar-Ge Bölümü

Y. Müh. Ali YÜKSEL

Anadoluray Ortak Girişimi

Doç. Dr. Müh. Ali Osman YILMAZ

Karadeniz Teknik Üniversitesi

Maden Mühendisliği Bölümü

Mayıs - 2008 İstanbul

TMMOB

MADEN MÜHENDİSLERİ ODASI İSTANBUL ŞUBESİ GENEL KURULU

Başkan : A. Ekrem YÜCE II. Başkan : Melih ÇELİKKOL Yazman : Tayfun MATER Sayman : Mesut ERKAN

Üyeler : Aziz Ümit İZİBELLİ Burhan ERDİM

Ayşe KOÇ

ISBN 978-9944-89-565-1 © Tüm hakları saklıdır. TMMOB Maden Mühendisleri Odası, İstanbul Şubesi’nin yazılı izni olmaksızın bu kitabın tamamı ya da bir kısmı herhangi bir biçimde yayınlanamaz (Mayıs -2008, İSTANBUL) Bu kitapta yapılan sayısal çıkarımlardan, değerlendirmelerden ve ileri sürülen görüşlerden sadece yazarları sorumludur. Hiçbir kurumu bağlamaz.

TMMOB MADEN MÜH. ODASI İSTANBUL ŞUBESİ Adres:

Büyükdere Cad. Çınar Apt. No:95 Kat:8 Daire:31 Mecidiyeköy - İstanbul

Tel: 0-212-356 74 10 Fax: 0-212-356 74 12 Web: http://www.maden.org.tr

Baskı:

BERİL OFSET LTD. ŞTİ

Cemal Nadir Sokak Uğur Han. No: 18/204 Çağaloğlu/İstanbul

Tel: 0-212-527 90 52 Fax: 0-212-511 06 08 e-posta:beril.group@superonline.com

Meslek yaşamında

65. yılını idrak eden

Saygıdeğer Hocamız

ve Büyüğümüz

Prof. Dr. Müh. Cemal BİRÖN’e

derin saygılarımızla…

Prof. Dr. Müh. Cemal BİRÖN Cemal BİRÖN, 1919’da İstanbul’da doğmuştur. 1938’de Maden Tetkik ve Arama Enstitüsü’nün açtığı sınavı kazanarak, maden mühendisi yetiştirilmek üzere, Fransa’ya daha sonra harb dolayısıyla, Amerika Birleşik Devletleri’ne gönderilmiştir. Montana School of Mines’dan 1943’de “Maden Mühendisi” ve University of Utah’dan 1944’de “Maden Yüksek Mühendisliği” dereceleri alarak yurda dönmüştür. 1944-1964 yılları arasında, 1945-46 askerlik görevi hariç, devamlı olarak, Türkiye Taşkömürü Kurumu’nda Ocak, Bölüm, Bölge Etüd, Bölge Üretim, Etüd-Tesis Başmühendislikleri ve Bölge Müdür Yardımcılığı görevleri yapmıştır. Bu süre içinde İngiliz Kültür Heyeti’nin bursiyeri olarak, İngiltere Newcastle Upon Tyne Üniversitesi’nde 1953-55 yılları arasında “arazi kontrolu” konusunda yaptığı çalışma ile “Doctor of Philosophy” derecesi almıştır. Dr tezinde ulaştığı sonuçlar ile oda-topuk/kısa ayak üretim yöntemlerinin en önemli tasarım büyüklüğü olan “gerilme yoğunluğu” konusunda önemli katkılar getirmiştir. 1959’da Amerika Birleşik Devletleri Bursiyeri olarak Japonya’da denizaltı kömür işletmeciliğini incelemiştir. 1962’de İstanbul Teknik Üniversitesinde EKİ Kozlu Bölgesi denizaltı panolarının üretim projesi çalışmalarına dayanan tez ile “Doçentlik” sınavı vermiştir. Halen adı geçen işletmenin denizaltı üretim panolarındaki “mühendislik çalışmaları” bu çalışmaya göre yürütülmektedir.

1964 yılında İstanbul Teknik Üniversitesi Maden Fakültesi Maden İşletmesi ve Makineleri Kürsüsü Başkanlığı’na atanmıştır, 1971’de Profesörlüğü yükseltilmiştir. 1980-81 yılları içinde Amerika Birleşik Devletleri Virginia Polytechnic Institute’de “konuk profesör” olarak ders vermiştir. 1982 yılında aynı fakültede “Maden Mühendisliği Bölümü Başkanlığı”na atanan Prof. BİRÖN, yaş haddinden 1986’da emekliye ayrılmıştır. Prof. BİRÖN, Türk Maden Yüksek Mühendisleri Cemiyeti, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, Türkiye Jeoloji Kurumu, İngiltere Maden Mühendisleri Enstitüsü, Amerika Maden Mühendisleri Odası ve Ulusal Türk Kaya Mekaniği Derneği’nin üyesidir. Dünya Madencilik Kongresi Türk Milli Komitesi kurucu üyesi ve Kongrenin Uluslararası organizasyon Komitesi daimi Türkiye temsilciliği görevini yürütmektedir. Prof. BİRÖN’ün “Denizaltı Madenciliği ve EKİ Kozlu Bölgesi Uygulaması” (1964), Ergin ARIOĞLU’la beraber “Madenlerde Tahkimat İşleri ve Tasarımı” (1980, 1985, 1990), “Design of Supports in Mines” (John Wiley Sons, New York, 1983). (Aynı kitap Editorial Limusa Mexico, 1987 ve 1990 yıllarında sırasıyla İspanyolcaya ve Farsçaya çevrilmiştir) ve Suna ATAK’la birlikte (Maden Mühendisliğine Giriş, 1986) , Suna ATAK ve Hasan ERGİN’le birlikte (Introduction to Mining Engineering and Turkish Mineral Industry, İTÜ 2003) adlı telif kitapları, Türkçe ve İngilizce yayımlanmış 50’yi aşkın (bildiri+makalesi), 30 aşkın etüd ve projede yürütücülük görevi vardır.

“İnsana hiçbir şey öğretemezsin; öğrenmeyi ancak kendi içinde

bulacağını öğretebilirsin.” Galile GALILEI

iv

v

ÖNSÖZ Püskürtme beton malzemesi yeraltı açıklıklarında iksa elemanı olarak yaklaşık 1920’lerden bu yana Maden ve İnşaat Mühendisliği yapılarında yaygın bir şekilde kullanılmaktadır. Özellikle Yeni Avusturya Tünel Açma metodu (NATM)’nun 1960’lı yılların başında tünelcilik teknolojisine girmesinden sonra püskürtme beton kullanımı büyük ölçüde artmıştır. Bugün dünyada 10 milyon m3/yıl mertebesinde püskürtme beton kullanıldığı kestirilmektedir. Bilindiği gibi püskürtme beton, beton gibi “gevrek” bir malzemedir. Tünel/galeri kaplamasına “süneklik” özelliği kazandırmak, ve kesit içinde “çatlak denetimi”ni etkin şekilde sağlamak amacıyla 1975’li yıllardan itibaren püskürtme beton karışımlarına çeşitli lifler -çelik, karbon, sentetik- ilave edilmeye başlanmıştır. Bugün ise liflerle güçlendirilmiş yüksek performanslı püskürtme beton kaplamaları ulaşım, su tünellerinde ve yeraltı maden ana hazırlık galerilerinde yaygın şekilde uygulanan yerinde dökme klasik betonarme kaplamalarının yerini almaktadır. Daha açık bir deyişle, lifle güçlendirilmiş kaplamalar projenin servis ömrünce “birincil iksa” elemanı olarak tasarlanmıştır. Bu ise tünel kazı hacimleri-nin azaltılması yoluyla ilk yatırım açısından büyük hacimli alt yapı projelerinde “zaman ve para ekonomisi” demektir. Gözlemlenen bu çarpıcı yenilik, büyük ölçüde püskürtme betona kazandırılan “dayanıklılık” özelliğinden kaynaklanmak-tadır. Önümüzdeki yakın dönemde de bu gelişimin artan ivme ile devam edeceği kesindir. Ülkemiz açısından bakıldığında, 1985 yılından itibaren hızlanan altyapı yatırımları ile birlikte metro, sulama tünellerinde ve madenlerin ana hazırlık galerilerinde dikkat çekici düzeyde lifli püskürtme beton kullanıldığı gözlenmektedir. Bu kitap, ülkemiz teknik mühendislik literatüründe püskürtme beton ve çelik lifle güçlendirilmiş püskürtme beton ve yeraltı mühendislik yapılarındaki tasarım-uygulama konularında Türkçe kaynak gereksinimine bir ölçüde cevap vermek amacıyla kaleme alınmıştır. Çalışmada, konular bilgi föyleri ve çözümlü problemler yardımıyla işlenmiştir. Böyle bir düzenleme ile mühendislere gerekli bilgiler doğrudan doğruya en özlü biçimde verilmesi amaçlanmıştır. Ayrıca; kimi problemlerde aynı konuda geliştirilen değişik yaklaşımlar kullanılarak okurlarımıza geniş çözüm olanakları sunulmaya çalışılmıştır. Püskürtme betonun kimi konularının kaya mekaniği disiplini içinde bulunduğu gerçeğinden hareketle püskürtme beton ile kaya mekaniği arasında var olan organik bütünsellik, hem bilgi föylerinde, hem de çözümlü problemlerde yansıtılmıştır. Türk mühendislik literatüründe ilk olma özelliğini taşıyan kitabımızın, maden ve inşaat sektörlerinde gereken ilgi ile değerlendirileceğini umar, gerek içerik gerekse kullanılan yöntemler bazında meslektaşlarımızdan gelecek yapıcı eleştiriler doğrultusunda çalışmanın daha iyiye doğru geliştirilmesi yazarların ortak görevidir. Saygılarımızla

Ergin ARIOĞLU-Ali YÜKSEL-Ali Osman YILMAZ İstanbul, Mayıs 2008

“Okuyarak öğrendiğiniz kadar, yazarak da öğreniniz.”

Lord ACTON

İÇİNDEKİLER

ÖNSÖZ........................................................................................................ v TEŞEKKÜRLERİMİZ.............................................................................. vi YAZARLAR............................................................................................... vii BİLGİ FÖYLERİ

Bilgi Föyü : 1 Yeraltı Yapılarında Destekleme Elemanı Olarak Püskürtme Beton ve Arazi/İksa Basıncı-Radyal Yerdeğiştirme Karakteristik Eğrileri Eleri ………… 1

Bilgi Föyü : 2 Q Kaya Kütlesi Sınıflama Sistemi, Yerinde Mekanik Büyüklükler ve İksa-Destek-Abağı ………………….. 16

Bilgi Föyü : 3 Püskürtme Beton Uygulama Yöntemleri ……………. 35

Bilgi Föyü : 4 Püskürtme Beton Bileşenleri ve Özellikleri………..… 46

Bilgi Föyü : 5 Liflerin Temel Mühendislik Büyüklüklerinin Tanımlanması….…………………………………….. 70

Bilgi Föyü : 6 Lif İçeren Beton Kesitlerinin Nihai Eğilme Moment Kapasiteleri………………………………………….. 81

Bilgi Föyü : 7 Çelik Lifli Püskürtme Betonun Tokluk İndis Büyüklüklerinin Değerlendirilmesi ..……………….. 87

Bilgi Föyü : 8 Plaka Eğilme Deneyleriyle Lifli Püskürtme Betonların (Yük-Sehim) ve (Enerji-Sehim) Karakteristik Eğrilerinin Çıkartılması …………………………….... 97

Bilgi Föyü : 9 Tünel Kaplamasının Sıkışma ve Esneklik Oranlarının Hesaplanması ………………………………………... 105

Bilgi Föyü : 10 Püskürtme Beton Kaplamalarının Yenilme Türleri…... 113

Bilgi Föyü : 11 Püskürtme Beton Karışım Tasarımının Temel İlkeleri. 131

Bilgi Föyü : 12 Püskürtme Beton Karışımının Hazırlanması, Taşınması, Uygulaması ve Uygulamada Dikkat Edilecek Hususlar…………………………………... 143

Bilgi Föyü : 13 Püskürtme Beton Kalite Kontrol İlkeleri ve Deneyleri. 155

ii

PROBLEMLER

Problem : 1 Bir Metro Tünel Kazısında Stabilite Durumunun ve İksa Türünün Belirlenmesi ………........................... 175

Problem : 2 Fay Zonu Geçen Bir Tünelde Stabilite Sorunlarının İrdelenmesi ………………………………… 181

Problem : 3 Aşırı Çatlaklı Kumtaşında Açılacak Bir Galeride Stabilite Koşullarının İncelenmesi ve İksa Seçiminin Yapılması ……………………….................................. 187

Problem : 4 Çelik Lifli Betonun Basınç Altındaki Tam Gerilme-Birim Kısalma Eğrisi …………………..….. 195

Problem : 5 Çelik Lifli Beton Kaplamanın Nihai Eğilme Momentinin Çeşitli Yöntemlerle Belirlenmesi………. 200

Problem : 6 İki Ucu Kancalı Lifle Güçlendirilmiş Betonun Eğilme Deneyinin Değerlendirilmesi....................................... 208

Problem : 7 Çelik Lifli Püskürtme Beton Kaplamasının Taşıma Gücünün Hesaplanması............................................... 212

Problem : 8 Lifli Püskürtme Betonda Eğilme-Basınç Dayanımları Arasındaki İstatistiksel İlişki, Lif Türü ve Kullanım İçeriğinin Tokluk İndisleri Üzerindeki Etkisi ve Tünel Projesi Açısından Değerlendirilmesi …………...... 215

Problem : 9 Enerji Yutma Özelliği Açısından Büyük-Sentetik Lifli ve Çelik Lifli Püskürtme Betonların Karşılaştırılması.. 221

Problem : 10 Kaya Patlaması Beklenen Derin Tünelde Çelik Lifle Güçlendirilmiş Püskürtme Beton Kaplama Kalınlığının Tasarımı ……………………………….. 224

Problem : 11 Yaş Püskürtme/Döküm Betonlarının Basınç, Eğilme Dayanımları ve Geçirimlilik Katsayıları Açısından Karşılaştırılması ……………………………….. 229

Problem : 12 Püskürtme Beton Uygulamasında Geri Sıçrama Parametrelerinin Formüle Edilmesi ……………….. 235

Problem : 13 Lif Geometrisinin Geri Sıçramaya Etkisinin İstatistiksel Olarak Belirlenmesi…………….............. 238

Problem : 14 Geri Sıçrama Miktarının Püskürtme Beton Maliyetine Etkisi............................................…………….............. 243

Problem : 15 Yaş Püskürtme Betonun Karışım Tasarımı.................. 246

iii

Problem : 16 Erken Kür Sürelerinde Basınç Dayanımının Penetrometre İle Belirlenmesi ve Sonuçların İstatistiksel Değerlendirmesi..........................…………….............. 253

Problem : 17 Su Geliri ve Yüksek Arazi Basıncı Olan Bir Tünel Kazısında Uygulanacak Püskürtme Beton Sınıfının Belirlenmesi..........................…………….............. 257

Problem : 18 Basınç Dalga Yayılma Hızından Kaplama Betonunun Statik Elastik Modülünün Kestirilmesi......................... 261

Problem : 19 Püskürtme Beton Deneme ve Yerinde Karot Basınç Dayanımlarının Kabul Ölçütleri.…………….............. 266

Problem : 20 Kuru Yöntemle Şantiye Koşullarında Üretilen Püskürtme Betonlarda (Ortalama Dayanım-Standart Sapma) İlişkisi.……………......................................... 270

KAYNAKLAR…..……………………………………………………….. 275 EKLER…………………………………………………………………… 287

EK : 1 Yeraltı Açıklıklarının Kaya Saplaması İle Desteklenmesi …………………………………… 287

EK : 2 Kaya Cinsi, Çatlaklılık, Gerilme Durumuna Göre Önerilen Püskürtme Beton Kalınlıkları …………. 290

EK : 3 Zemin Sınıflarına Göre Yeni Avusturya Tünel Açma Metodunun* Uygulama Parametreleri …………….… 292

vi

TEŞEKKÜRLERİMİZ Yazarlar; bu kitap projesini sağladıkları akademik ortam ile ulusal mühendislik literatürümüze kazandırılması konusunda gösterdikleri sürekli ilgi ve değerli destekten dolayı, Yapı Merkezi Holding Grubunun onursal başkanı Dr. Müh. Sayın Ersin ARIOĞLU, yönetim kurulu başkanı Y. Müh. Sayın Emre AYKAR ile yönetim kurulu üyeleri Y.Mim. Sayın Köksal ANADOL, Y.Müh. Sayın Ülkü ARIOĞLU, Y.Müh. Sayın Başar ARIOĞLU, Y.Müh. Sayın Erdem ARIOĞLU ve Y.Müh. Sayın S. Özge ARIOĞLU’na, samimi teşekkürlerini burada açıklamayı bir görev bilirler. Yazarlar; kitabımızı Türk Mühendislik Literatürüne kazandıran ve hazırlık çalışmaları boyunca yakın ilgilerini eksik etmeyen TMMOB Maden Mühendisleri Odası Yönetim Kurulu Başkanı Y. Müh. Sayın Mehmet TORUN’a, çalışma arkadaşlarına, İstanbul Şubesi Yönetim Kurulu Başkanı Dr. Müh. Sayın Ekrem YÜCE ve yazman üye Y.Müh. Sayın Tayfun MATER’e ve kitabın baskı işlerini üslenen Beril Ofset Ltd. Şirketinin kurucu üyesi Maden Mühendisi Sayın Selim AKYILDIZ’a burada içtenlikle teşekkür ederler. Yaşamımızın her evresinde olduğu gibi, bu çalışmanın üretimi boyunca gösterdikleri manevi desteklerden ötürü Prof. Dr. Mim. Nihal ARIOĞLU, Y.Müh. Doktorant Mahmure Övül ARIOĞLU, Makine Müh. Sami Enis ARIOĞLU ve Ayşe YÜKSEL, Abdullah YÜKSEL ve Sefanur YILMAZ’a bir kez daha içten teşekkürlerimizi ifade ederiz. Yazarlar, çalışmamızı sürekli ilgiyle izleyen ve destekleyen Prof.Dr. Müh. Sayın Erkin NASUF, Prof.Dr. Müh. Sayın Gündüz ÖKTEN, Prof.Dr. Müh. Sayın Nuh BİLGİN, Prof.Dr. Müh. Sayın Hasan GERÇEK, Prof.Dr. Müh. Sayın Turan DURGUNOĞLU ve Dr. Müh. Sayın Hakan TUNÇDEMİR’e teşekkür ederler. Çalışmamıza çeşitli düzeylerde katkı sağlayan Yapı Merkezi çalışanlarından Y.Müh Sayın Gözde KURT ve Y.Müh. Sayın Ömer GÜZEL, Dr. Müh Sayın Rıfat YOLDAŞ’a burada teşekkür edilir.

vii

YAZARLAR Ergin ARIOĞLU

1947 doğumlu Prof. Arıoğlu 1969’da İTÜ Maden Fakültesi’nden Maden Yüksek Mühendisi, 1976’da Newcastle Upon Tyne Üniversitesi’nin Maden Mühendisliği Bölümü’nden Dr. Müh, İTÜ’ de 1982’de Doç. ve 1988’de Prof. unvanını almıştır. Yayımlanmış 250’yi aşkın bilimsel teknik makale ve bildirisi vardır. Bunlardan 70’e yakını püskürtme beton kullanımı ve tasarımı, yüksek dayanımlı betonun mekanik büyüklükleri ve karışım tasarımı, uçucu küllü beton kullanımı, beton nitelik denetimi, betonun yerinde dayanımı, çimento-kireç stabilizasyonu ve deprem ile ilgilidir. 18 adet yayımlanmış telif kitabı olup, bunlardan üçü (Prof. Dr. Cemal Birön ile birlikte) İngilizce (Wiley, New York 1983), İspanyolca (Limasa, Mexico 1987) ve Farsça dillerindedir. 1987 yılından beri International Bureau of Strata Mechanics, Katowice’nin çağrılı üyesidir. Aynı kuruluşun 1995 yılında yayımladığı İngilizce Yeraltı Kömür Madenleri Geoteknik Tasarım el kitabının 8. bölüm yazarıdır. TÜBİTAK tarafından desteklenmiş, kalın linyit damarlarında betonarme suni tavan uygulaması (Birön ile birlikte 1970) ve Uludağ Volfram Madeninde atık malzemesinin dolgu malzemesi olarak kullanımı (1981) konularındaki araştırma projelerinin müellifidir. Kaya Mekaniği, yeraltı kömür madenciliği,maden yataklarının değerlendirilmesi ve üretimi,metro projelerinin çeşitli konularında, püskürtme beton, lifli püskürtme beton nitelik denetimi ve 2350 kgf/cm2 dayanımlı beton tasarımı-üretimi ve mühendislik büyüklüklerini içeren konularda, 160’nin üzerinde teknik-araştırma raporlarının yazarıdır. Ayrıca, çeşitli toplumsal konular üzerinde 80 civarında gazete makalesinin ve çalışma raporunun müellifidir. Sırası ile 1994, 1996 ve 1999 yıllarında olmak üzere üç kez Türkiye Prefabrik Birliği’nin en iyi makale ödülü sahibidir. 2002 yılında TMMOB Maden Müh. Odası İstanbul Şubesi tarafından yabancı dillerde (1983, 1987) yıllarında yaptığı kitap yayınlarından ötürü sektörde “ilkler” ödülüne layık görülmüştür. 1994-2000 döneminde TMMOB Maden Mühendisleri Odası, İstanbul Şubesinin yönetim kurulu başkanlığını sürdürmüştür. Ülkemizin madencilik enerji ve Ar-Ge politikaları üzerinde çeşitli basın organlarında yayımlanmış 60’ı aşkın makalesi, söyleşisi ve beyanatı vardır. Prof. Arıoğlu, Mart 2000 tarihinde İTÜ Maden Mühendisliği Bölümü’nden emekli olmuştur. Akademik etkinliklerine halen Yapı Merkezi Holding Grubu Ar-Ge bölümünde sürdürmektedir.

viii

Ali YÜKSEL 1959 Yılında Antalya Akseki’de doğan Ali YÜKSEL, 1981 yılında İ.T.Ü. Maden Fakültesinden mezun olmuş, 1983’de aynı fakülteden Yüksek Mühendis derecesini almıştır. 1983-1985 yılları arasında İTÜ Maden Fakültesi Maden Mühendisliği Bölümünde Araştırma Görevlisi olarak çalışmıştır.

Ali YÜKSEL’in; püskürtme beton, madenlerde; tahkimat, yüzey tasmanı, ve yapı hasarları, raylı sistem uygulamalarındaki tünellerde jeoteknik araştırmalar, jeoteknik ölçümler ve EPBM tünel uygulamaları üzerinde 35’den fazla Türkçe ve İngilizce dillerinde yayımlanmış bilimsel-teknik bildiri, makalesi, linyit madenciliği ve püskürtme beton konusunda 2 kitabı bulunmaktadır.

Yapı Merkezi’nin yükleniminde gerçekleştirilen İstanbul ve İzmir’deki Raylı Sistem Projelerindeki 4 tünelin yapımında sondaj, tünel ve açık kazılardaki jeoteknik konulardan sorumlu mühendis olarak görev alan Ali YÜKSEL evli ve bir çocuk sahibidir. Ali Osman YILMAZ

1964 Yılında Trabzon ili Şalpazarı ilçesinde doğan Yılmaz, sırasıyla 1987 yılında Zonguldak Karaelmas Üniversitesi Maden Mühendisliği Bölümü’nden Maden Mühendisi ve 1990 yılında Yük. Müh. olarak mezun oldu 1992 yılından beri Karadeniz Teknik Üniversitesi Maden Mühendisliği Bölümü’nde akademik çalışmaları sürdüren Yılmaz, 1998 yılında İ.T.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü’nden Doktor unvanını aldı. 1999 yılından beri K.T.Ü. Maden Mühendisliği Bölümünde öğretim üyesi olarak çalışmalarını sürdüren Dr Yılmaz 2008 yılında Doçent unvanını aldı. 60’yi aşkın bildiri, makalesi ve çalışma raporunun müşterek yazarıdır. Ayrıca 6 adet müşterek yazarlı kitabı yayımlanmıştır.

BİLGİ FÖYÜ : 1 YERALTI YAPILARINDA DESTEKLEME ELEMANI OLARAK PÜSKÜRTME BETON ve ARAZİ/İKSA BASINCI-RADYAL YERDEĞİŞTİRME KARAKTERİSTİK EĞRİLERİ • Genel

Püskürtme beton; agrega, çimento, su ve priz hızlandırıcı katkı karışımının boru hattı içerisinde basınçlı hava ile taşınıp, püskürtülerek yerleştirilen beton olarak tanımlanmaktadır. Geleneksel betona göre kalıp gerektirmeden yerleştirilmesi, ve özel katkılar yardımıyla hemen dayanım kazanmaya başlayarak taşıyıcılığını yerine getirmeye başlaması gibi özellikleri nedeniyle yeraltı mühendislik yapılarında, maden mühendisliği uygulamalarında yaygın kullanım alanı bulmaktadır. Püskürtme beton yukarıda sıralananların dışında baraj yapıları, şevler, hasarlı binaların onarımı ve güçlendirilmesi vb. alanlarda da yaygın olarak kullanılmaktadır.

• Tarihçe

Püskürtme yoluyla yerleştirilen ilk destekleme uygulamalarına 20. yüzyılın başlarında maksimum dane boyutu 5 mm’ yi geçmeyen agrega, kum ve portland çimentosundan oluşan karışım (gunite) kullanılarak başlanmış, ancak ekipmanlarda kullanılan malzemelerin dayanımındaki birtakım sorunlar nedeniyle yeterince yaygınlaşamamıştır. 2. Dünya savaşından hemen sonra, 1950’li yıllarda, daha ekonomik ve güvenli destekleme sistemleri konusunda araştırmalar yapılmış, malzeme teknolojisindeki gelişmelere parelel olarak; daha büyük dane çapındaki (25 mm’ye kadar) agrega içeren karışımları püskürtebilen makinaların geliştirilmesiyle yeraltı yapıları ve madenlerdeki destekleme sistemlerinde yaygın olarak yer almaya başlamıştır. 1960’lardan sonra ilkeleri Rabcewicz ve arkadaşları tarafından ortaya konulan “Yeni Avusturya Tünel Açma Yöntemi”nde, hızlı yerleştirilebilmesi ve kısa zaman aralığında dayanım kazanması, değişik kaya ve zemin koşulları, kesit geometrilerine kolaylıkla uyum sağlaması dolayısıyla püskürtme beton; çelik bağ, çelik hasır ve kaya saplamalaından oluşan destekleme sisteminin ayrılmaz parçası haline gelmiştir. (Rabcewicz, 1964)

• Yeraltı Destekleme Sistemlerinde Püskürtme Betonun Taşıyıcı İşlevleri

Genel anlamda, püskürtme beton kaplaması yeraltı yapılarında başlıca şu işlevleri yerine getirmektedir (Bkz Şekillere, Mahar vd 1975);

2

• Püskürtülen taze beton, kırık ve çatlaklar arasına girerek kayacın yerindeki kayma dayanımını artırır (Şekil-1),

Püskürtme Beton

Şekil-1 Püskürtme beton ile çatlakların doldurulması (Mahar ve Ark., 1975) • Köşelerin ve boşlukların püskürtme betonla doldurulmasıyla elde edilen

düzgün yüzey, köşe noktalarında oluşan gerilme konsantrasyonu azaltır. (Şekil-2)

Şekil-2 Sivri köşelerin doldurulması sağlanan eğrisellik ile gerilme konsantrasyonunun azalması

• Püskürme betonun sağladığı adezyon ve kayma direnci ile kırık ve

çatlaklarla sınırlanmış kaya bloklarının oluşturduğu yük civar kaya küt-lesine aktarılarak kayanın kendi kendini taşıması sağlanmış olur (Şekil-3).

3

KaymaYapışma

Şekil-3 Püskürtme betonla sağlanan yük transferi ve blok ağırlığının taşınması • Kaya elemanları arasındaki bağlantı düşükse; yüzeye uygulanan püskürtme

beton kaplaması statik bakımdan bir kabuk gibi çalışarak taşıyıcılık sağlar (Şekil-4)

Yapışma

Kayma

MomentPüskürtme Beton

Moment

Düşük Yapışma Direnci

Çekmegerilmesi

BlokAğırlığı

Şekil-4 Püskürtme beton kaplamasının kabuk şeklinde taşıyıcılık işlevi • Çöken, gevşeyen arazi tabakalarına karşı erken direnç göstererek iyi bir

kemerleşme sağlar ve dayanımının zamanla artmasıyla gevşemeleri önler ve deformasyonları minimize eder (Cecil, 1970) (Şekil-5).

• Karışım özellikleri ve katkı miktarları istenildiği şekilde düzenlenerek dayanım gelişimi değiştirilebilir. Böylece; kesit dışına taşan sökülme, kaya/zemin boşalma ve göçük olaylarının kontrol edilmesinde oldukça faydalı sonuç vermektedir.

4

Arazinin Kemerlenmesi

Açık, Gevşek Çatlaklar

Destekleme Sistemi ÜzerindekiYük

Aşırı Deformasyondan Dolayı Arazinin Kırılması

Gevşeme Bölgesi

Arazinin Yüklerinin Kemerlenmesi

Hafif Açık Çatlaklar

Püskürtme Beton Kaplama

Püskürtme Betonla Çökme Olayı Kontrol Edilerek Arazi Direncinin Korunması

Şekil-5 Püskürtme betonun taşıyıcılık işlevleri • Uygun kalınlıkta yapılmış püskürtme beton kaplaması arazi yüklerinin

taşınmasında asli veya tamamlayıcı destekleme elemanı olarak işlev görebilir.

• Püskürtme beton kaplaması, kazılan yüzeylerin hava ve su ile temasını keserek yüzey bozunmasını ve gevşemeleri önler (Şekil-6, Mahar vd 1975)

Kaya Bulonu

Ayrışabilecek Şeyl tabakası

(1/2) t

Püskürtme Beton

t

Kuru Bozunmayan Tabaka

Kuru Bozunmayan Tabaka

Şekil- 6 Atmosferik veya su etkisi nedeniyle ayrışabilecek yüzeylerin püskürtme beton ile kaplanması.

Kaya mekaniği açısından yukarıda belirtilen avantajların yanı sıra uygulama açısından sağladığı yararlar ise şunlardır:

• Betonun taşınması, yerleştirilmesi ve sıkıştırılması bir arada yapılır, • Kalıp gerektirmeden yerleştirildiğinden malzeme ve işçilik tasarrufu

sağladığından ekonomiktir,

Kaya kütlesinin yenilmesi Kontrol Edilerek Kaya Kütlesinin Yerinde Dayanımının Korunması

Saplaması

5

• Kazı yüzeyine açılır açılmaz hemen uygulanabilir, • Yüksek uygulama hızına sahiptir ve farklı çalışma koşullarında istenilen

kalınlık sağlanabilir. • Farklı boyut ve geometrilerdeki açıklık kesitlerinde uygulanabilir.

• Hidrostatik yüklemeye maruz dairesel kesitli bir tünelin basınç-yerdeğiştirme karakteristik eğrisi

Kaya kütlesi içinde açılan bir tünelin radyal yerdeğiştirmesinin arazi basıncına göre tipik bir değişimi Şekil-7’de gösterilmiştir (Birön, Arıoğlu, Ergin, 1985). İzlendiği gibi artan cidar deformasyonu ile daha açık deyişle tünel etrafında “plastikleşme zonu”nun oluşumuna izin verilerek iksanın maruz kaldığı arazi basıncının derinlik basıncından Po daha küçük değerler alması sağlanır. Aksi takdirde, derinlik basıncını karşılayabilecek bir iksa sistemini ekonomik olarak gerçekleştirmek çok zor, hatta imkansızdır. Kazı işlemi sırasında yerleştirilen belli bir taşıma kapasitesine sahip iksa elemanıyla arazi basıncı, öngörülen bir cidar deformasyonu için dengelenebilir.

Su/Ç

imen

to o

ranı

, a

P

Pmak

Kp

P

ri

o

t

a İdeal elastik b Normal formasyon c Aşırı yükleme şartları

( )

+−s= 2

i

2i

pmak trr1

21P

( )[ ]( ) ( )[ ]2

i2ipp

2i

2i

pptrr 211

trrEK−−u+u+

−−=

?

pp AE s=

Radyal yerdeğiştirme, u

Normal Çimento Özel Çimento (İnceliği yüksek)

Bp .A −a=s

Basınç dayanımı, sb

P

Ep Po

1, 2, 3 Farklı sıkılıktaki püskürtme beton

kaplamaları

Şekil-7 Çeşitli formasyon yükleme koşulları için arazi basınç-tünel radyal yerdeğiştirme karakteristik eğrisi ve püskürtme betonun basınç dayanımını değiştirmek suretiyle verilen yükleme koşuluna uyumunun sağlanması (Po= Derinlik basıncı, Pmak=Kaplamanın taşıma kapasitesi, Pi= İksa basıncı, Kp= Kaplamanın sıkılığı, sp= Verilen kür-yaş- için püskürtme betonun tek eksenli basınç dayanımı, Ep= Verilen yaşa karşı gelen elastik modül, up= Püskürtme betonun Poisson oranı, ri = Tünel yarıçapı, t= Kaplama kalınlığı, A,B= Regresyon katsayıları

6

Arazi basıncını ve deformasyonunu dengelemek üzere tünelde kullanılan iksa elemanı örneğin t kalınlığında Kp sıkılığına sahip püskürtme beton kaplaması elastik limit içinde yerdeğiştirme yaparak (arazi basıncı-yerdeğiştirme) eğrisini Pi noktasında keser. Bu nokta, mekanik anlamda denge konumunu tanımlar ve iksa üzerindeki arazi basıncının büyüklüğü de “iksa basıncı”nı belirler. Eğer, iksaya ait basınç-yerdeğiştirme eğrisi arazinin basınç-yerdeğiştirme eğrisini kesmiyorsa bu durumda “göçük”oluşumu sözkonusudur. Püskürtme betonun karışım tasarımını ve/veya kaplama kalınlığını değiştirmek suretiyle kaplamanın taşıma kapasitesi ve basınç-yerdeğiştirme eğrisinin eğimi, yani sıkılığı istenen düzeyde oluşturulabilir. Ayrıca; püskürtme beton çelik bağ, saplama ve önsüren gibi iksa sistemleriyle birlikte kolayca uygulanabilir. Bu özellikleri nedeniyle püskürtme beton iksa elemanı olarak tünel/galeri kazılarında çok geniş uygulama alanına sahiptir (Birön, Arıoğlu, 1985 ve Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999). Püskürtme beton genellikle tavan saplamaları ile birlikte kullanılır. Tavan saplamalarının taşıyıcılık yönünden temel görevi tünel etrafındaki kaya kütlesinin kimi çalışma koşullarında çok önemli boyutlara ulaşan “kayma, çekme yerdeğiştirmeleri”ni çekme kapasitesi içinde karşılamaktadır. Saplamaların boyutlandırılmasına ilişkin özlü bilgiler EK-1’de verilmiştir. Şekil-8’de farklı iksa elemanlarının taşıma kapasitelerinin (beton, püskürtme beton kaplamaları, saplamalar, çelik bağ vb) tünel yarıçapı ile değişimleri verilmiştir (Hoek, 2007).

50 cm kalınlığında 35 MPa dayanımlı beton kaplama

30 cm kalınlığında 35 MPa dayanımlı beton kaplama

12W65 profilli, 1 m aralıklı çelik bağ 34 mm çapında ve 1m aralıklı tavan saplama

5 cm kalınlığında 35 MPa dayanımlı beton kaplama

25 mm çapında ve 1.5 m aralıklı tavan saplama

5 cm kalınlığında 35 MPa dayanımlı beton kaplama 8I23 profilli, 1.5 m aralıklı çelik bağ

19 mm çapında ve 2 m aralıklı tavan saplama

6I12 profilli, 2 m aralıklı çelik bağ 16 mm çapında ve 2.5m aralıklı tavan saplama

Tünel yarıçapı , m

İksa

kap

asite

si, P

mak

, MP

a

Şekil-8 Çeşitli iksa elemanlarına ait (taşıma kapasitesi-tünel yarıçapı) değişimleri.

7

Şekilden elde edilen belli başlı çıkarımlar şöyle özetlenebilir:

o Verilen kaplama kalınlığı ve basınç dayanımında tünel yarıçapı arttıkça beton/püskürtme beton kaplamasının taşıma kapasitesi belirgin ölçüde azalmaktadır. Kaplamada kullanılan karışımın basınç dayanımını arttırmak suretiyle taşıma kapasitesi arttırılabilir.

o Tavan saplamasının taşıma kapasitesi sadece saplama çapına ve yerleşim mesafesine bağlıdır. Belli bir yerleşim mesafesi için artan çap ile saplamanın taşıma kapasitesi de artmaktadır.

o Verilen proje koşullarında çeşitli iksa elemanları kullanmak suretiyle istenen taşıma kapasitesi sağlanabilir. Örneğin; çok sıkışan tünel koşullarında gerekli taşıma kapasitesi (sık aralıklı yerleştirilen tavan saplaması+kalın püskürtme beton kaplaması+çelik bağ-esnek- + arın stabilitesi için arına belirli yerleşim yoğunluğunda uygulanan fibercam saplamalar) kompozit iksa sistemi ile oluşturulabilir.

Hidrostatik yükleme altında dairesel tünelin radyal yerdeğiştirmesi ve

tünel etrafında oluşan plastik zonun yarıçapına ilişkin analitik açılımlar topluca Çizelge-1’de verilmiştir (Hoek, 1999, 2002 ve 2007). Püskürtme beton kaplamasının temel büyüklüklerinin tanımlayan maksimum-taşıma- kapasite ve sıkılık değerlerine ilişkin açılımlar (Hoek ve Bray, 1980) ise Şekil-7 üzerinde belirtilmiştir. Çizelge-1 Hidrostatik Yüklemede Dairesel Kesitli Tünelin Arazi Basıncı-Radyal Yerdeğiştirme Karakteristik Eğrisi • Mohr-Coulomb Yenilme Ölçütü

En büyük efektif asal gerilme s1’ en küçük asal gerilme s3’ cinsinden 3y

'1 ks+s=s

Mohr-Coulomb ölçütü ile tanımlanabilir. o Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı (s3’ = 0 s1’ = sy)

'sin1'cos'c2

y φ−φ

=s

o s1 = ƒ(s3) yenilme zarfının eğimi

'sin1'sin1k

φ−φ+

=

8

Çizelgenin devamı o Efektif içsel sürtünme açısı

( )

( )

s++++

s+=φ −

−−

1a'n3yy

1a'n3yy1

msa.m 6a)a)(22(1 msa.m 6

sin'

o Kaya kütlesinin kohezyon büyüklüğü

o [ ] ( )

( )[ ][ ]a)a)(2(1 ms6am1a)a)(2(1

msm)a1(s)a21('c

1a'n3yy

1a'n3y

'n3yb

++s++++

s+s−++s=

−

−

o Normalize yanal gerilme-yenilmede-

b

'mak3

'n3 / ss=s

Tüneller için maksimum yanal gerilme büyüklüğü yenilmede:

y

94.0

o

y'mak3 P

47.0 s

s=s

−

Derinlik basıncı:

H.Po γ=

Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı:

[ ]( )

)a2)(a1(2s4/m)s8m(as4m 1a

yyyby ++

+−−+s=s

−

o Hoek-Brown lineer olmayan yenilme ölçütü

a

b

'3

yb'3

'1 s.m

+

ss

s+s=s

Malzeme faktörü:

−

−=

öiy D1428

100GSIexpmm

mi=Sağlam numuneye ait malzeme faktörü, GSI= Jeolojik dayanım indisi, Dö= Teknik girişimin (patlayıcı madde ile kazı, tünel makinesi ile kazı) kaya kütlesinde yol açtığı örselenmenin düzeyi. 0 < Dö ≤ 1 arasında değer alır.

9

Çizelgenin devamı Çatlaklık faktörü:

−

−=

öD39100GSIexps

Üs değeri:

( )3/2015/GSI ee61

21a −− −+=

• Kritik iksa basıncı

k1

P2P yo

k,i +

s−=

o Eğer iksa basıncı Pi > Pi,k ise tünel “elastik” rejimde davranır (Bkz

Şekil-9). Daha açık anlatımıyla tünel etrafında “plastikleşme zonu” oluşmaz. Bu rejimde tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi

)PP(E

)1(ru ioy

oie −

u+=

ile tanımlanır. o Eğer iksa basıncı Pi < Pi,k ise tünel “plastik” rejimde davranır. Diğer bir

anlatımla tünel etrafında rp yarıçaplı bir plastik zon oluşacaktır (Bkz Şekil-9). Genellikle Pi,k düzeyinde taşıma kapasitesine sahip iksa sisteminin uygulaması ekonomik olmayabilir. Uygulamada, tünel cidarının yerdeğiştirmesine izin verilerek, diğer kelimelerle Pi < Pi,k koşulu oluşturularak daha ekonomik bir iksa tasarımı gerçekleştirilebilir. Tünel stabilitesi çözümlemesinde önemli büyüklük olan plastik zonun yarıçapı rp

1k

1

yi

yoop P)1k)(k1(

)1k(P2rr

−

s+−+

s+−=

teorik formülünden hesaplanabilir. Verilen derinlik basıncı Po ve tünel kazı-orijinal-yarıçapında ro, artan iksa basıncı Pi ile plastik zonun yarıçapı belirgin şekilde azalmaktadır.

10

Çizelgenin devamı

Radyal yerdeðiþtirme, u

Elasto-plastikdavranýþ

P=ƒ(ui)B

Pik

Po=γH

Po

Po

Plastik zon

Pi rp

roAElastikDavranýþ

Eðer iksakullanýlmazsatünel içinde“göçük” oluþumukaçýnýlmazdýr

Şekil-9 Hidrostatik basınca maruz biri dairesel kesitli tünelin arazi basınç-radyal yerdeğiştirme karakteristik eğrisi (Po= Derinlik basıncı, γ = Birim hacim ağırlık, H= Tünel aks derinliği, Pi,k = Kritik iksa basıncı, ro= Tünel yarıçapı, rp= Plastik zonun yarıçapı)

• Yenilmede tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi Anılan büyüklük aşağıdaki teorik ifadeden belirlenebilir.

( )

−u−−

−u−

u+= 'ko

2

o

pko

y

oi PP)21(

rr

)PP)(1(2E

)1(ru

Açıktır ki verilen çalışma koşullarında azalan iksa basıncı Pi ile tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi ui atmaktadır. (u= Kaya kütlesinin Poisson oranı, Ey= Kaya kütlesinin elastik modülü) Yukarıda belirtilen Pi = ƒ(ui) ifadesinden hareketle verilen kaya kütlesi özellikleri (GSI, mi, sb) ve tünel geometrisi (Derinlik H, yarıçap ro) için

11

Çizelgenin devamı (Arazi basıncı-tünel cidarı yerdeğiştirme karakteristik) eğrisi çizilebilir*.

• Çoklu regresyon bağıntılarıyla ile tünel birim kısalma ve plastik yarıçapının kestirilmesi

Teorik ifadeler çoklu regresyon çözümlemesi ile şu şekilde yazılabilir:

−

s

−==ε

2PP4.2

o

y

o

i

o

io

i

PPP25.020.0100x

ru

−

s

−=

57.0PP

o

y

o

i

o

p o

i

PPP625.025.1

rr

Hoek, 2007 istatistiksel ifadeleri kitabın yazarları tarafından nomogram düzeninde Şekil-10’da sunulmuştur. Püskürtme beton kaplamasının karakteristik (arazi basıncı-radyal yerdeğiştirme) eğrisinin analitik açılımlarına ilişkin ayrıntılı bilgiler Oreste, 2003 a ve b kaynaklarından temin edilebilir.

• Sayısal Örnek Derinliği H = 100 m ve orijinal yarıçapı ro=3 m olan bir tünel kazısında geçici iksa olarak 10 cm kalınlığında, 14 MPa basınç dayanımında bir püskürtme beton kaplaması, 34 mm çapında ve 1 m aralığında yerleştirilen tavan saplamasıyla birlikte kullanılacaktır. Tünelin geçtiği formasyonun yerinde tek eksenli basınç dayanımı sy=0.4 MPa olup, birim hacim ağırlığı γ = 2.65 t/m3’dür. Anılan iksa sistemiyle tünel cidarında gözlemlenecek birim kısalmanın büyüklüğünü belirleyiniz. ÇÖZÜM

o İksa sisteminin güvenli basıncının hesaplanması Şekil-8’den ro=3.0 m yarıçap için verilen iksa elemanlarına ait maksimum kapasiteler: * Eğer tünel arınında kazı işlemi ikiden fazla kademe ile yapılıyorsa ve genel ilerleme hızları da düşük ise özellikle zayıf dayanımlı-ayrışmış kaya kütlelerinin mekanik büyüklükleri -c’, φ, sy- su geliri, tünel içi atmosfer koşulları ve sünme gibi faktörlerden olumsuz şekilde etkilenirler. Bu tür çalışma koşullarında mekanik büyüklüklerin “uzun süreli değerleri” alınmalıdır.

12

Şekil-10 Çeşitli (Pi/Po) değerleri için ui/ro= f(sy/Po) ve rp/ro=f(sy/Po) değişimleri (Pi= İksa basıncı, sy= Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı, Po= Derinlik basıncı, Po=γ.H, γ= Birim hacim ağırlık, H= Tünel aks derinliği). φ = 34 mm, a = 1.0 m saplama Pmak,s ≈ 0.35 MPa t = 10 cm, sp= 14 MPa püskürtme beton Pmak,s= 2*x0.25 MPa = 0.50 MPa * 0.25 MPa taşıma kapasitesi 5 cm püskürtme beton kalınlığına aittir. Problem verisi olarak kalınlık 10 cm’dir. Bu nedenle 2 sayısıyla çarpılmıştır.

13

Toplam taşıma kapasitesi Σ Pmak = 0.85 MPa

Güvenli iksa taşıma basıncı MPa 68.025.185.0

GKP

P makgi === ∑

(Geçici iksa olduğundan güvenlik katsayısı GK = 1.25 yeterli görülmüştür)

o (İksa basıncı/derinlik basıncı) oranının belirlenmesi

Derinlik basıncı 2o t/m 265100x65.2H.P ==γ= (2.65 MPa)

Güvenli iksa basıncı Pgi = 0.68 MPa

25.065.268.0

PP

o

gi ≈=

o (Yerinde dayanım/derinlik basıncı) oranının hesaplanması

15.065.24.0

Po

y ==s

o Tünel cidarının radyal birim kısalma değeri

Şekil-10 yardımıyla 15.0Po

y =s

ve 25.0PP

o

gi = oranlarına karşı gelen birim

kısalma ε=%2 olarak kestirilir. Aynı şekilden sözkonusu oranları kullanarak plastik zonun yarıçapı

rp ≈ 2 ro olarak bulunur. (Grafik çözüm Şekil-10 üzerinde kesikli çizgiler ile gösterilmiştir). Eğriden açıkça görüldüğü üzere verilen (sy/Po) oranında tünelde uygulanacak iksa basıncının Pi arttırılmasıyla plastik zonun yarıçapı belirgin ölçüde azaltılmaktadır.

• Sıkışan tünel koşullarında püskürtme beton uygulaması

Normal koşullarda, kapalı halka şeklinde uygulanan püskürtme beton kaplamasının yenilmeden karşılayabileceği radyal yerdeğiştirme miktarı %0.1~0.2x(tünel yarıçapı ) mertebesindedir (Hoek ve Brown, 1980). Örneğin 5 m yarıçapında olan bir tünelde maksimum radyal yerdeğiştirme miktarı 0.015 x 500 cm = 0.75 cm

14

olarak kestirilebilir. Kritik radyal birim kısalma değeri % 2’den büyük durumlarda, daha açık deyişle stabilite probleminin başladığı çalışma koşullarında maksimum radyal yerdeğiştirme yukarıda belirtilen değerden daha büyüktür ve püskürtme beton kaplaması ciddi düzeyde deformasyonlara maruz kalır. Zayıf dayanımlı kaya kütlelerinde açılan derin tüneller/galerilerde kaplamanın yenilmeden büyük boyutlu şekildeğiştirmeleri karşılayabilmesi için Şekil-11a’da gösterildiği gibi kaplamanın çevresinde belirli genişlikte “aralıklar” oluşturulur (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999). Böylelikle artan yüklemenin sonucunda oluşan radyal yerdeğiştirmeler kaplama içindeki bu aralıkların birbirine yaklaşmasıyla önemli ölçüde dengelenebilir. Aralıklı püskürtme beton kaplamasının değiştirilmiş iksa basınç-yerdeğiştirme karakteristik eğrisi Şekil-11b’de görülmektedir.

ui t

ri

aralık

ça

ƒa∑=

a

b Aralıkların kapanmasi

Radyal Yerdeğiştirme, ui

Bas

ınç 2/D

.tP p

ps

≈

Şekil-11 a)Dairesel kesitli bir püskürtme beton kaplamasında oluşturulan “aralıklar” ile radyal yerdeğiştirmelerin karşılanması. b) Aralıklı püskürtme beton kaplamasının basınç-yerdeğiştirme karakteristik eğrisi (ölçeksiz). (ƒa= Aralık faktörü, a = Aralık açıklığı, ç = Çevre, Pp= Püskürtme beton kaplamasının taşıma kapasitesi, t = Kaplama kalınlığı, sp = Verilen bir kür süresi için püskürtme betonun tek eksenli basınç dayanımı, D = Tünel çapı.)

15

Aralıklı püskürtme beton kaplama uygulamasında toplam birim kısalma

şeklinde ifade edilebilir (Pöttler, ?). Maksimum radyal yerdeğiştirme miktarı ise

olmaktadır. Sembollerin açıklaması Şekil-11’de verilmiştir. Ep = Verilen kür süresi-yaş-için püskürtme betonun elastik modülü. Yukarıda belirtilen püskürtme beton ile “tam halka” oluşturulma durumunda geçerli olduğu burada hatırlatılmalıdır. Moritz, 1999’ın Dr. tezi kapsamında geliştirdiği deformasyon sönümleyici- İç içe geçmiş özel boru düzeneği- elemanlar püskürtme beton kaplamasında oluşturulan aralıklarda kullanılarak sıkışan tünel koşullarında başarılı sonuçlar alınmıştır. Anılan iksa sistemin uygulama şeması Şekil-12’de görülmektedir (Moritz, 1999’den alıntılayan Barla, 2002).

Şekil-12 Sıkışan tüneller için Moritz, 1999 deformasyon sönümleyici elemanları ile oluşturulan kompozit iksa sistemi.

16

BİLGİ FÖYÜ 2 Q KAYA KÜTLESİ SINIFLAMA SİSTEMİ, YERİNDE MEKANİK BÜYÜKLÜKLER VE İKSA-DESTEK-ABAĞI

• Genel

Barton ve arkadaşlarının tünellerde yaptıkları araştırma sonuçlarına dayanarak ortaya koydukları sınıflandırma sisteminde Kaya Kütle Kalitesi” büyüklüğü

SRFJ.

JJ.

JRQDQ w

a

r

n=

bağıntısı ile tanımlanmaktadır (Barton, Lien ve Lund 1974). Sözkonusu büyüklük yardımıyla, kaya sınıflandırmasının yanı sıra yer altı mühendislik yapılarında kullanılacak destekleme tipleri konusunda öneriler yapılabilmektedir. “Q” büyüklüğünde kullanılan büyüklüklerin aldığı değerler; ilkin 200 kadar tünel üzerinde belirlenmiş, daha sonra da yaklaşık 2000 tünelde yaptıkları çalışma ile güncelleştirilmiştir (Grimstad ve Barton, 1993). Bu güncelleştirme çalışmasında en büyük değişiklik gerilme azaltma faktörü SFR üzerinde olmuştur. Yukarıdaki bağıntıdan anlaşılacağı üzere Q, birbirinden bağımsız 6 adet faktör ile temsil edilmektedir. Ve bu faktörlerin tanımladığı oranlar da kaya kütlesinin karakteristik geometrik ve mekanik özelliklerini belirtir: RQD = Kaya kalite göstergesi Jn = Çatlak-süreksizlik- takımı sayısı Jr = Çatlak pürüzlülük sayısı Ja = Çatlak ayrışma-bozunma- sayısı Jw = Çatlak su azaltma faktörü

SRF = Gerilme azaltma faktörü

tanımlar ıkoşullar ınger ilme bulunduğu

kütlesinin Kaya

w

dayanımıkayma anlamdabir

durumu pürüzlülüksisteminin Çatlak

a

r

boyutu blokkütlesinin Kaya

n SRFJx

JJx

JRQDQ

=

Faktörlerin aldıkları değerler Çizelge-1’de toplu olrak verilmiştir (Barton vd, 1974; Grimstad ve Barton, 1993; Barton, 2000).

17

Çizelge-1 Q Sınıflama Sistemi İlişkin Faktörler 1.KAYA KALİTE TANIMLAMASI RQD A. Çok Zayıf 0 – 25 B. Zayıf 25 – 50 C.Orta 50 – 75 D. İyi 75-90 E.Çok iyi 90 – 100 Notlar:

i 1. RQD değerinin 10’dan daha küçük değerler alması durumunda (0 değeri dahil) Q’nun hesabında 10 değeri esas alınmalıdır.

ii 2. RQD değerinin 95, 90, 85 gibi 5’erli aralıkla ifade edilmesi uygundur.

2. ÇATLAK (EKLEM) TAKIM SAYISI Jn A.Masif birkaç çatlak takımı veya hiç çatlak yok 0.5-1.0 B. Bir çatlak takımı 2 C. Bir çatlak takımı+düzensiz çatlaklar 3 D. İki çatlak takımı 4 E. İki çatlak takımı+düzensiz çatlaklar 6 F. Üç çatlak takımı 9 G. Üç çatlak takımı+düzensiz çatlaklar 12 H. Dört veya daha fazla çatlak takımı, düzensiz veya çok çatlaklı küp şeker görünümlü

15

J. Tamamen ufalanmış kaya, toprak görünümlü 20 Notlar:

i Tünel kesişme kesitlerinde (3 x Jn). ii Tünel girişlerinde (2 x Jn) değerleri alınmıştır

3. ÇATLAK (PÜRÜZLÜLÜK) SAYISI Jr a.Çatlak yüzeyleri temasta veya b:10 cm’den az kayma hareketiyle

temasta A.Süreksiz -çatlaklar 4.0 B. Dalgalı-pürüzlü 3.0 C. Dalgalı-düz 2.0 D. Dalgalı-cilalı 1.5 E. Düzlemsel-pürüzlü 1.5 F. Düzlemsel-düz 1.0 G. Düzlemsel-cilalı 0.5 Notlar:

i Dalgalı düzlemsel gibi tanımlamalar çatlakların en az 2 m’lik uzunluğu boyunca olan genel karakterini, pürüzlü, düz, cilalı tanımlama ise çatlak yüzeyinin küçük ölçekteki özelliklerini tanımlar.

b.Makaslama ile çatlak yüzeylerinin temasını önleyecek kadar kalın kil dolgusu

18

Çizelgenin devamı H. Çatlak yüzeylerinin temasını önleyecek kadar kalın kil dolgusu 1.0 J. Çatlak yüzeylerinin temasını önleyecek kalınlıkta kum, çakıl ve

breş (ezilme zonu) dolgusu 1.0

Notlar: i Ortalama çatlak aralığı 3 m’den fazla ise değerlere 1 eklenmektedir.

ii Makaslama hareketi izleri taşıyan ve bu izlerin olumlu yönde bulunduğu düzlemsel-cilalı çatlaklar için Jr=0.5 değeri alınabilir.

iii Jr ve Ja sınıflaması, yönelim ve kayma dayanımı (τ=sn.tg(Jr/Ja) açısından elverişsiz çatlak takımına veya süreksizliklere uygulanır.

4. ÇATLAK AYRIŞMA SAYISI φr yaklaşık Jr a.Çatlak yüzeyleri temasta (Mineral dolgu-kil kaplaması yok) A.Sıkıca kaynaşmış sert yumuşamayan geçirimsiz dolgu - 0.75 B. Ayrışmamış çatlak yüzeyleri, sadece boyanması 25o - 35o 1.0 C. Az ayrışmış çatlak yüzeyleri, yumuşamayan yüzey

mineralleri 25o - 30o 2.0

D. Siltli veya kumlu yüzey killeri, kil içeriği az (yumuşamayan) 25o - 30o 3.0

E. Yumuşamayan vey süşük sürtünme açılı yüzey killeri,kaolin, mika, klorit, talk, jips, grafit ve az miktarda şişen kil (1-2 mm veya daha az kalınlıkta, süreksiz yüzey dolgusu)

25o - 30o 4.0

b.10 cm’den az bir kayma hareketiyle çatlak yüzeylerinin teması sağlanabildiğinde (ince mineral dolgu) F. Kum taneleri, kil içermeyen ufalanmış kaya vs. 25o - 30o 4.0 G. Çok aşırı konsolide, yumuşamayan kil dolgulu

(sürekli, kalınlığı 5 mm az dolgu) 16o - 24o 6.0

H. Orta veya az aşırı konsolide, yumuşamayan kil dolgulu (sürekli, kalınlığı 5 mm’den az) 12o - 16o 8.0

J. Şişen kil dolgusu, montmorillonit vb (sürekli, kalınlığı 5 mm’den az Ja değerleri şişme özelliği olan kil boyutundaki parçaların % sine bağlıdır.

6o - 12o 8.0-12.0

Notlar: i Kalıntı içsel sürtünme açısı φr değerleri, eğer varsa ayrışma ürünlerinin

mineralojik öngörmek için verilmiştir. c.Çatlak yüzeylerinde kayma durumunda temas yok (ince mineral dolgu) K. L. M.

Ufalanmış veya parçalanmış kaya ve kil bantları veya zonları (kil özelliklerinin tanımı için G, H, J koşullarına bakınız)

6o - 24o 6, 8 veya 8.12

N. Silt veya kum boyutunda killerden oluşan bantlar veya zonlar, kil içeriği az (yumuşamayan) - 5.0

Q. P. R.

Kalın sürekli kil bantları vey zonları (kil özelliklerinin tanımı için G, H, J koşullarına bakınız)

6o - 24o 10, 13 veya

13-20

19

Çizelgenin devamı 5. ÇATLAK SUYU İNDİRGEME FAKTÖRÜ Su basıncı

(kgf/cm2) Jw

A.Kuru kazılar veya yer yer az su geliri, lokak olarak 5 lt/dak’dan az < 1 1.0

B. Orta miktar su geliri veya su basıncı, dolgu yer yer su ile yıkanıp akarak boşalabilir. 1 - 2.5 0.66

C. Kendi kendini tutabilen kayalarda dolgusuz çatlaklardan çok miktarda su geliri veya basıncı 2.5 - 10 0.5

D. Çok miktarda su geliri ve basıncı dolgu hemen tümüyle yıkanarak akmış 2.5 -10 0.33

E. Patlama ile ortaya çıkıp zamanla azalan çok aşırı su geliri veya basıncı > 10 0.2 -0.1

F. Zamanla azalmayan çok aşırı su geliri veya su basıncı > 10 0.1 -0.05

Notlar: i C ve F’deki faktörler gözlemle kabaca tahmin edilir. Drenaj sağlanırsa

Jw artırılmalıdır. ii Suyun donması, buz oluşumu gibi özel problemler dikkate alınmamıştır.

6. GERİLME İNDİRGEME FAKTÖRÜ SRF a.Kazıyı kesen, tünel kazısı yapıldığında kaya kütlesinde gevşemelere

neden olabilecek zayıf zonlar A.Kil içeren veya kimyasal ayrışmaya uğramış birden fazla zayıflık

zonu, çok gevşemiş kaya kütlesi (herhangi bir derinlikte) 10.0

B. Kimyasal ayrışmaya uğramış kaya veya kil içeren tek zayıflık zonu (Kazı derinliği ≤ 50 m) 5.0

C. Kimyasal ayrışmaya uğramış kaya veya kil içeren tek zayıflık zonu (Kazı derinliği > 50 m) 2.5

D. Kendi kendini tutabilen ve kil içermeyen kayada birden fazla makaslama zonu, kaya kütlesinde gevşeme (herhangi bir derinlikte)

7.5

E. Kendi kendini tutabilen ve kil içermeyen kayada birden fazla makaslama zonu (Kazı derinliği ≤ 50 m) 5.0

F. Kendi kendini tutabilen ve kil içermeyen kayada birden fazla makaslama zonu (Kazı derinliği > 50 m) 2.5

G. Gevşek, açık (dolgusuz) çatlaklar, çok çatlaklı veya küp şeker gibi (herhangi bir derinlikte) 5.0

Notlar:

i Makaslama zonlarının .kazıyı kesmediği fakat etkilediği durumlarda SRF değerleri % 25-50 oranında azaltılır.

b.Sağlam kayada kaya gerilmesi problemleri sc/s1 sθ/s1 SRF

20

Çizelgenin devamı H. Az derinlikte kazı, düşük gerilme koşulları,

açık çatlaklar >200 <0.01 2.5

J. Orta derecede kaya gerilmesi koşulları 200−10 0.01−0.3 1 K. Yüksek gerilme, çok sıkı yapısal unsurlar.

Gerilme koşulları genellikle elverişli, fakat duvarlarda elverişsiz duraylılık problemleri oluşabilir.

10−5 0.3−0.4 0.5-2

L. Masif kayada orta derecede kabuk şeklinde kaya parçası ayrılması (kazıdan sonraki 1 saat içerisinde)

5−3 0.5−0.65 5-50

M. Masif kayada kazıdan hemen sonraki dakikalardaki aşırı derecede, kabuk şeklinde parça ayrılması veya kaya patlaması oluşumu

3−2 0.65−1.0 50-400

N.Masif kayada şiddetli kaya patlaması ve ani dinamik deformasyonlar

<2 >1 200-400

Notlar: i Aşırı anizotropik-yönsel- doğal gerilme ortamlarında (eğer ölçülmüşse);

5 ≤s1/s3 ≤10 ise sağlam kayacın tek eksenli basınç dayanımı “sc”, 0.75 x s1 oranında azaltılmalı, eğer s1/s3 >10 olması durumunda da “sc”, 0.50 x sc kadar azaltılmalıdır. Burada s1,s3=Sırasıyla birincil ve ikincil asal gerilme, sθ= Elastik teoriye göre belirlenen maksimum teğetsel gerilme

ii Kazı genişliğinin örtü kalınlığından fazla olması durumunda (Bak H. Koşulu) SRF değeri 2.5’dan 5’e çıkarılmalıdır.

c.Sıkışan kaya, kendi kendini tutamayan kayanın yüksek gerilme altında plastik akma deformasyonu sθ/sc SRF

O. Sıkışan kayaçta orta derece gerilme koşulları 1.5 5-10 P. Sıkışan kayaçta aşırı gerilme koşulları > 5 10-20 Notlar:

i Kazı derinliğinin H > 350Q1/3 olması durumunda kayaçta sıkışma şartları oluşmaktadır (Singh vd, 1992) Kayacın yerinde basınç dayanımı ise sb,y=0.7γ Q1/3, (MPa) bağıntısı ile kestirilebilir. γ = Kayacın yoğunluğu, kN/m3 (Singh, 1993).

d. Şişen kaya; Su basıncına bağlı olarak şişmede kimyasal etkenlik durumu SRF

R. Şişen kayaçta orta derece gerilme koşulları 5-10 S. Şişen kayaçta aşırı gerilme koşulları 10-20

21

• Q Kaya kütlesi sınıflama sistemi ile diğer sınıflama sistemleri arasındaki istatistiksel ilişkiler

o Kaya kütlesi puanlama sistemi, RMR

Literatürde rapor edilen Q=ƒ(RMR) istatistiksel ilişkilerinin değişimleri topluca Şekil-1a’da gösterilmiştir. Şekil-1b ise Atatürk Barajının enjeksiyon galerilerine ait Q=ƒ(RMR) ilişkisinin grafik gösterimi verilmiştir (Tuğrul, 1998).

Bu çalışma

Q

RM

R

Olağanüstü zayıf

Aşırı zayıf zayıf

Çok zayıf

Zayıf

Orta

iyi

Çok iyi

Aşırı iyi

Fevk iyi.

Çok iyi

İyi

O

rta

Zayıf

Çok zayıf

a

Q

RM

R

Olağanüstü zayıf

Aşırı zayıf

Çok zayıf

Zayıf

Orta

iyi

Çok iyi

Aşırı iyi

Fevk. iyi

Çok iyi

İyi

V

asat

Zayıf

Çok zayıf

b

Şekil-1 a) Çeşitli araştırmanların önerdiği RMR=ƒ(Q) değişimleri. b) Atatürk Barajı enjeksiyon galerileri-kireçtaşı- için çıkartılan ifade.

22

Konu yakından incelendiğinde iki sınıflama sistemi arasında

BQlnARMR +=

yarı-logaritmik bağıntı sözkonusudur. A ve B sabiteleri genellikle sırasıyla (7-14) ve (36-49) aralıklarında değişmektedir. Daha güncel Barton 2000 kaynağında ise

+=

1550-RMR

50Qln15RMR

Q ≈10 ifadeleri bildirilmiştir. Örneğin Q sınıflama sisteminde 0.1 olan bir kaya kütlesi RMR sisteminde

35501.0ln15RMR =+= olmaktadır. Şekil-1b’den Q=0.1’a karşı gelen ağırlıklı ortalama RMR≈25 olarak elde edilmektedir.

o Jeolojik dayanım indisi-GSI Güncel literatürde kullanılmaya başlayan GSI ile değiştirilmiş Q’ faktörü* arasında

44'Qln9GSI +=

a

r

n JJ.

JRQD'Q =

ilişkisi vardır (Hoek vd, 1995’den alıntılayan Ulusay ve Sönmez, 2007). Burada Q’ değiştirilmiş Q Faktörünü tanımlamaktadır.

• Yerinde mekanik büyüklükler

o Yerinde tek eksenli basınç dayanımı Singh vd 1997, çeşitli derinlikte ve kaya kütleleri içinde açılmış 60 adet tünelin geri çözümlemesine dayanarak kaya kütlelerinin yerinde tek eksenli basınç dayanımı için * Gerilme ve çatlak su basıncının analitik ve nümerik çözümlemelerde göz önünde tutulduğunda bu büyüklüklerin tekrar ikinci kez kullanılmaları ciddi hatalara yol açabi-lir.Bu nedenle Jw=1 ve SRF=1 kabulüyle geleneksel Q faktörü Q’ olarak değiştirilmiştir.

23

MPa,Q7 333.0y,b γ=s

yarı ampirik bağıntısını önermişlerdir. İfadenin geçerli olduğu koşullar şöyledir: MPa 100MPa2 ,10Q b <s<< ve 5.0J/J ve1J arw <= Aynı araştırmacılar sözkonusu mekanik büyüklük için

MPa ,D

'Q5.51.0

333.0

y,b

γ=s

şeklinde bağıntı vermişlerdir (Alıntılayan Singh ve Goel, 2006). Burada sy,b = Kaya kütlesinin yerinde tek eksenli basınç dayanımı, sb = Sağlam kaya numunesinin basınç dayanımı, γ = Birim ağırlık gr/cm3, t/m3, Q’= Değiştirilmiş Q faktörü. Klasik Q faktörünün hesaplanmasında kullanılan çatlak su geliri faktörü Jw ve gerilme azaltma faktörü SRF bir olarak alınacaktır. D = Tünel kazı çapı veya açıklığı, m. Barton 2002 kaynağında anılan dayanım büyüklüğü-tutucu tarafta üzere-

MPa,100

Q5333.0

by,b

s

γ=s

olarak, sb = Sağlam kaya numunesinin basınç dayanımı, MPa, γ’in birimi ise gr/cm3’dür. Örneğin; Q = 0.1, sb = 60 MPa ve γ = 2.6 t/m3 değerlerine sahip kaya kütlesinin yerinde dayanımı

MPa 1.5100601.06.2x5

333.0

y,b ≈

=s

olarak kestirilmektedir. (sb,y/sb)oranının hesaplanması burada ilginç olacaktır: 5.1/600=0.085. Diğer bir deyişle süreksizliklerin varlığı nedeniyle kaya kütlesini dayanımı laboratuvar dayanımının yaklaşık %8.5’i kadarıdır. Eğer, ortamda hiçbir süreksizlik takımı bulunmuyorsa, teorik olarak yerinde dayanım by,b s≈s olacaktır.

24

• Yerinde elastik modül Kaya kütlesinin elastik modülü Hutchinson ve Diederchs, 1996 tarafından önerilen Ey=ƒ(Q’) ilişkisinden (Şekil-2) kestirilebilir.

Kay

a kü

tlesi

mod

ülü,

Ey,

GPa

Mak. Ey < Elab RMR > 85 ve Q’> 100 için Ey=Elab

Şekil-2 Yerinde elastik modül Ey ile Q’-RMR değişimleri. (Q’ = Değiştirilmiş Q faktörü, değeri Q’ = (RQD/Jn) (Jr/Ja) bağıntısından hesaplanır. Elab= Sağlam numunenin elastik modülü) Yerinde ölçümlerin değerlendirilmesine dayanan diğer bir bağıntıya göre anılan mekanik büyüklük Ey= H0.2. Q0.36, GPa olarak verilmektedir. (Singh, 1997’den alıntılayan Singh ve Goel, 2006). Burada Q= Ölçüm yapılan yere ait kaya kütlesinin Q faktörü, H= Tünel derinliği, m. Bağıntının zayıf Q < 10, oldukça kuru kaya kütleleri Jw ≈ 1 ve tünel derinliği H > 50 m için geçerli olduğu burada hatırlatılmalıdır. Aynı kaynakta kaya kütlesinin elastik modülü Ey için sağlam kaya numunesinin elastik modülü E ile Q faktörünün yer aldığı Ey=1.5 Q0.6E0.14, GPa ampirik bağıntısı verilmektedir. E’nin birimi (GPa) alınacaktır.

25

Daha güncel bir çalışmada ise

GPa,100.Q10E

333.0b

y

s

=

ifadesi önerilmektedir (Barton, 2002). Verilen bağıntı

0.1 < Q < 100 ve 10 MPa < sb < 200 MPa için geçerlidir. (Bağıntıda sağlam kaya numunesinin tek eksenli basınç dayanımı sb MPa birimiyle yazılacaktır). Çatlaklı kaya kütlelerinde geçerli olmak üzere mekanik büyüklüklerin oranları arasında

ny

b

y,b

EE

=

ss

ampirik ilişkisi yazılabilir (Sing ve Rao, 2005). Burada açıklanmamış terim olan n, kaya kütlesinin tek eksenli basınç gerilmesi altındaki “yenilme türüne” bağlı bir faktördür. Yenilme türüne ilişkin bir somut veri olmaması durumunda yerinde dayanım kestiriminde n ≈ 0.63 alınabilir. Eğer sb,y, sb ve E büyüklükleri biliniyorsa kaya kütlesinin elastik modülü

59.1

b

y,bn1

b

y,by EEE

s

s=

s

s=

bağıntısından hesaplanabilir. Yerinde tek eksenli basınç dayanımı sb,y ise yukarıda verilen Barton, 2002 ifadesinden kestirilebilir. Geçerken belirtilmelidir

ki

E

E y oranındaki azalım

s

s

b

y,b ’ye kıyasla daha fazladır.

Konu ile ilgili daha ayrıntılı bilgiler yerli mühendislik literatürümüzde (Ulusay ve Sönmez, 2007 ve Arıoğlu, Ergin ve Yılmaz, 2006) kaynaklarından sağlanabilir.

• İçsel sürtünme açısı Düşük kuşatma basıncında kaya kütlesinin pik içsel sürtünme açısı

26

laba

r1p 1.0

JJtg φ<

+

≈φ −

olarak tanımlanır. Kalıntı içsel sürtünme açısı da oo

pk 1410 ≥−φ≈φ ile hesaplanabilir (Singh ve Goel, 2006) (Jr, Ja büyüklükleri için Bkz Çizelge-1. φ lab=Sağlam numunenin üç eksenli basınç altında elde edilen içsel sürtünme açısı.)

• Kohezyon Q sistemde kullanılan faktörlere dayalı olarak çatlaklı kaya kütlesinin yerinde kohezyon büyüklüğü

MPa,100

xSRF

1xJ

RQDc b

n

s=

olarak verilmektedir (Barton, 2006). sb=Sağlam kaya numunesinin tek eksenli basınç dayanımı

• P dalga hızı Q faktörüne bağlı olarak P dalga hızı, RQD ve birim metre başına çatlak sayısı gibi büyüklükler birlikte topluca Çizelge-2’de belirtilmiştir (Barton 2006’dan alıntılayan Look, 2007). Çizelgedeki değerlerin yüzeye yakın sağlam kaya kütleleri için geçerli olduğu hatırda tutulmalıdır. (Artan derinlik ile kaya kütleleri içinde P dalgasının yayılma hızı önemli ölçüde artar). Çizelge-2 Q Değerine Bağlı Olarak P Dalga Hızı, RQD ve Çatlak Sayısı

Q değeri <0.01 0.01-0.1 0.1-1.0 1-10 10-100 100-1000

Tanımlama Zayıf Zayıf/ Orta

İyi Olaganüstü Aşırı Çok Çok Aşr/Olgüs.

P dalga hızı, Vp, km/sn

1.5 1.5-2.5 2.5-3.5 3.5-4.5 4.5-5.5

RQD, % <%5 % 5-10 %10-40 %40-80 %80-95 >%95 Çatlak sayısı/m

> 27 27-14 14-7 7-3 < 3

27

Örneğin; Q=0.1-1.0 aralığında yer alan kaya kütlesinde P-basınç- dalga hızının Vp=2.5-3.5 km/sn, RQD=% 10-40 ve birim metre başına çatlak sayısının (27-14) adet olduğu kestirilebilir. Çizelgeden artan RQD ile Vp büyüklüğünün arttığı açıkça görülmektedir(*). Uygulamalı kaya mekaniği disiplininde P dalga hızını ölçmek yolu ile kaya kütlesinin yerinde mühendislik büyüklükleri belirlenebilmektedir (Ayrıntılı bilgi Barton, 2007 kaynağından elde edilebilir). Kireçtaşı, çamurtaşı, marl ve şeyl kaya birimlerini içeren bir baraj çalışmasında aşağıdaki bağıntı elde edilmiştir (El-Naqa, 1996’dan alıntılayan Zhang, 2005)

97.0

s,p

a,p

VV

61.2Qln

= , r = 0.78

Açıklanmamış terimlerin anlamları şunlardır: Vp,a ve Vp,s= Sırasıyla P dalgasının kaya kütlesi ve sağlam numunede yayılma hızı, (km/sn), r = Regresyon ifadesinin korelasyon katsayısı.

• İksa basınçları

o Kısa süreli iksa basınçları Tünel/galeri kazısında geçici iksa sistemlerini-kaya saplaması, lifli püskürtme beton kaplaması vb.-etkiyen kaya basınçları olup, çatlak sistem sayısına bağlı çatlak takım sayısı üçten az ise tavan basıncı:

MPa,)Q(J

J039.0)Q5(J3J2.0P 333.0

r

5.0n333.0

r

5.0n

t−− ==

çatlak takımı sayısı üçten fazla ise tavan basıncı:

MPa,)Q(J117.0)Q5(

J2.0P 333.0

r

333.0

rt

−− ==

(*) Mühendise bir fikir vermek üzere literatürde RQD ile Vp arasında rapor edilen bir ampirik bağıntı burada verilmiştir (Budetta vd 2001’den alıntılayan Zhang, 2005).

)69.0(V 22.1

V22.1(% )RQD

p

p

−

−= , 0 < RQD < % 80

Vp= Arazide ölçülen basınç dalga hızı, km/sn. Birim doğrusal uzunluk (1m) başına çatlak sayısı λ ile Vp arasında diğer bir ampirik bağıntı ise

m

pop a1

VV

λ+=

şeklinde verilmektedir. Vpo= Sağlam numunede P dalgasının yayılma hızı, a ve m = Regresyon ifadesinin sabiteleri (Zchön, 1996’dan alıntılayan Zhang, 2005).

28

ile tanımlanmaktadır (Barton, Lien ve Lund, 1974). Yanal iksa basıncı ise belirlenen Q faktörüne karşı gelen Qy değerleri dikkate alınarak yukarıdaki ifadelerden kestirilebilir:

Q Yanal iksa basıncında kullanılacak Qy değeri > 10 5 Q 0.1 – 10 2.5 Q < 0.1 1.0 Q

o Nihai iksa basıncı

Tünel/galeri ana iksa sisteminin maruz kalacağı tavan ve yanal basınçlardır. Mekanik anlamda iksa tasarım basınçlarını ifade eder. Büyüklükleri aşağıda verilen amprik bağıntılardan hesaplanabilir: Çatlak takım sayısı üçten az ise tavan ve yanal basınç sırasıyla:

MPa,Q.J3J2.0P 333.0

r

5.0n

t−=

MPa,Q.J3J2.0P 333.0

yr

5.0n

y−=

Çatlak takım sayısı üçten fazla ise basınçlar aynı sırada:

MPa,Q.J

2.0P 333.0

rt

−=

MPa,Q.J

2.0P 333.0y

rh

−=

Belirlenen Q için Qy değeri yukarıdaki Çizelgeden bulunur. Bhasin ve Grimstad 1996 tünel genişliğini dikkate alan aşağıdaki bağıntıyı önermişlerdir:

4Q ,kPa,Q.J

D40P 333.0

rt <= −

D= Tünel genişliği veya çapı, m. (1000 kPa=1 MPa=0.01 t/m2)

29

İksa basınç bağıntıları yakından incelendiğinde tasarım açısından şu sonuçlara ulaşılmaktadır

o Verilen çatlak pürüzlülük durumunda artan Q ile iksa basınçları azalmaktadır. Daha açık deyişle kaya kütlesinin geomekanik özelliklerinin iyileşmesiyle gerek tavan gerekse yanal basınçların büyüklükleri küçülmektedir.

o Verilen Q faktöründe çatlak sisteminin “pürüzlülük” değerinin artmasıyla iksa basınçları belirgin ölçüde azalmaktadır.

o Normal koşullarda yanal basıncın büyüklüğü tavan basıncına kıyasla daha küçüktür. Zayıf, ayrışmış kaya kütlelerinde açılmış ve/veya fay zonlarını geçen derin tünellerin iksa tasarımında yanal basıncın büyüklüğü önemli rol oynar.

o İlginçtir ki geleneksel Q sisteminde iksa basınçlarının büyüklüğü açıklık genişliği veya çapından bağımsızdır. Zayıf dayanımlı kaya kütlelerinde açılmış tünellerde iksa basıncının artan açıklık ile artacağı söylenebilir.

o Verilen geoteknik koşullarda, nihai tavan basıncı kısa süreli basıncın 1.7 katıdır. Tünelin proje amacına göre bu husus özenle göz önünde tutulmalıdır. Kullanım süresi limitli yeraltı mühendislik yapılarının boyutlan-dırılmasında ekonomik bakımdan kısa süreli basınç dikkate alınmalıdır.

Kömür madenciliğinde kullanılmak üzere Sheorey (1993) tarafından

geliştirilen değiştirilmiş “Qd” kavramına göre tavan basıncı

2333.0dt m/t , BQ6.0P −γ=

bağıntısından hesaplanmaktadır. Orijinal Qd faktörünün taban yollarında uygulanması durumunda dikkat edilecek değişiklikler aşağıda belirtilmiştir.

Koşul Değiştirme • Yatay tabakalanma Jn Jn

2/3 Olarak değiştirilecek • Tabaka kalınlığı değişken Q Q/3 ” • Tavanda taş/kil paketleri

bulunuyorsa Q Q/3 ”

• Elverişsiz çatlak yönelimi -tabanyolu eksenine göre-veya yatay basınç yönü

Q Q/3 ”

Bağıntıda kullanılan açıklanmamış terimlerin anlamları şöyledir: γ = Tavan kaya biriminin birim hacim ağırlığı. Genellikle γ ≈ 2.6 t/m3, B= Galerinin kazı açıklığı, m. Qd= Orijinal Q faktörünün değiştirilmiş şekli.

30

Arıoğlu’nun 1976’da taban yolları için önerdiği yük veren yükseklik “hy” kavramına göre tavan basıncı galeri kazı açıklığı cinsinden; 2

yt m/t , B .hP γa=γ= şeklinde yazılabilir (Arıoğlu, 1995). a yük yüksekliği değiştirilmiş Qd veya orijinal Q faktörleri cinsinden aşağıdaki şekilde yazılabilir: Q B 6.0B 333.0

d−γ=γa

Q 6.0 333.0

d−=a

Örneğin; tavan tabakası yatay olan kumtaşı birimine ait ortalama büyüklükler RQD = % 50, üç çatlak takımı Jn = 9, Jr= 1, Ja = 1, Jw = 1, SRF = 1, B =3.5 m değerlerini almış olsun

o Orijinal 5.511x

11x

950

SRFJ.

JJ.

JRQDQ w

a

r

n===

o Değiştirilmiş 6.1111x

11x

950

SRFJ.

JJ.

JRQDQ 3/2

w

a

r3/2

nd ≈==

o Yük faktörü 27.0)6.11(x6.0Q6.0 333.0333.0

d ≈==a −− o Tavan yükü 2

t m/t 5.265.2x5.3x27.0BP ≈=γa=

• Q sınıflama sisteminde iksa seçimi Q sınıflama sisteminde tünel iksa seçimine ilişkin değerlendirme Çizelge-3’de topluca gösterilmiştir (Barton, Lien ve Lund, 1974). Bu değerlendirmenin temel faktörleri Q ve kazının eşdeğer boyutu De (De=Kazının genişliği, çapı veya yüksekliği/kazı iksa sayısı-ESR-) ESR sayısı bir anlamda tünel projesinin servis süresi ve önemini ifade eden amprik bir değerdir. Örneğin; kısa süreli maden galeri/tünel kazılarında ESR=3-5, uzun süreli kullanılacak maden galeri/tünel kazılarında ESR=1.6 tünel girişleri, büyük karayolu, demiryolu tünelleri ve yeraltında birini kesen açıklıkların kesişme bölgelerinde ise ESR =1 alınmaktadır. 1993 güncelleştirilmiş Q sınıflamasında ESR’lerde çok önemli bir değişiklik yoktur. Büyük karayolu, demiryolu tünelleri için rapor edilen ESR değeri yeni Q sisteminde (0.9-1.1) olarak belirtilmiştir. Yeraltı nükleer enerji santralleri, demiryolu istasyonları, kamu tesisleri için ESR=0.5-0.8 önerilmiştir.

31

Mühendise ön boyutlandırma çalışmalarında yardımcı olmak üzere Q-1974 sisteminde önerilen tavan saplama aralığı, uzunluğu ve püskürtme betonun kalınlıkları Çizelge-3’de sunulmuştur (Barton vd, 1974’den alıntılayan Look, 2007). Artan Q değeri ile daha açık deyişle kaya kütlesinin iyileşmesiyle tünel kazılarında uygulanacak saplama aralığının ve püskürtme beton kalınlığının belirgin ölçüde azaldığı Çizelgeden fark edilmektedir. Çizelge-3 Q-1974’e Göre Tünel İksa Türü Seçimi ve Ön Boyutlandırması

Q değeri <0.01 0.01-0.1

0.1-1.0 1-10 10-

100 100-1000

Tanımlama Zayıf Zayıf Orta İyi Olağanüstü Aşırı Çok Çok Aşr/Olğ.

Saplama aralığı

Püskürtme beton

uygulaması 1.0-1.3 1.3-

1.7 1.7-2.3 2.3-3.0 -

Püskürtme betonsuz 1.0-

1.3 1.3-2.0 2.0-4.0 -

Tipik püskürtme beton kalınlığı 300 mm 250

mm 150 mm 120 mm 90

mm -

Açıklık veya yükseklik/ESR

Saplama uzunluğu,m

1 150 mm p. beton 50 1 120 mm p. beton 70

1 90 mm p. beton 80 1.5 50 mm p. beton

60

1 1.2 150 mm 110 mm

75 mm

2 1.5 200 mm 140 mm

90 mm

45 mm

5 2.4 250 mm 175 mm

120 mm

60 mm 40 mm

-

10 3.0 300 mm 225 mm

150 mm

90 mm 40 mm

20 5 300 mm

210 mm

120 mm 50 mm

30 7 300 mm

135 mm 75 mm

50 11 150 mm 100 mm

100 20

Çelik iksa 0.5 m 0.5-1.0 m

1.0-2.5 m

2.5-5m -

Güncelleştirilmiş Q sisteminde önerilen iksa türleri ve bunların ön boyutlandırmalarına ilişkin bilgiler Şekil-3’de görülmektedir (Grimstad ve Barton, 1993). Verilen Q ve tünel açıklığı için projenin özellikleri dikkate alan

32

ESR’e karşı gelen iksa türü ve kaya saplama aralığı, lifli püskürtme beton kaplamasının kalınlığı Şekil-3 yardımıyla belirlenebilir. Bu abaktan elde edilen geometrik boyutların birer ön yaklaşım sonuçları olduğu daima göz önünde tutulmalıdır. Nitekim; Palmstrom ve Broch, 2006 kaynağında anılan abakta Q=0.1, açıklık/ESR= 2.5 ve Q = 40, açıklık/ESR=30 değerleriyle tanımlanan bölgenin dışında kalan kesimler için ek değerlendirmelerin yapılması önerilmektedir.

0,001 0,004 0,01 0,04 0,1 0,4 1 4 10 40 100 400 1000

1,5

2,4

3

5

7

11

20100

50

20

10

5

2

1

2) 1)

4.0 m

3)4)5)6)7)sb

8)9)CCA RRS Sfr Sfr Sfr B(+S) B

3.0 m

2.0 m1.6 m

1.3 m1.0 m

4.0 m

2.5 m2.3 m2.1 m

1.7 m1.5 m

1.3 m1.2 m1.0 m

G F E D C B AKAYA SINIFLANDIRMALARI

Fev-kaledeÝyi

Ziyade-siyleÝyi

Ýyi ÇokÝyi

OrtaZayýfÇok ZayýfZiyadesi ileZayýf

Olaðan Üstü Zayýf

Kaya Kütle Kalite Deðeri, Q

GÜÇLENDÝRME TÜRLERÝ1) Tahkimatsýz2) Nokta Saplama, sb3) Sistematik Saplama, B4) Sistematik Saplama, (güçlendirilmemiþ püskürtme beton, 4-10 cm), B(+S)

5) Lifle güçlendirilmiþ püskürtme beton (5-9 cm) ve saplama, Sfr+B6) Lifle güçlendirilmiþ püskürtme beton (9-12 cm) ve saplama, Sfr+B7) Lifle güçlendirilmiþ püskürtme beton(12-15 cm) ve saplama, Sfr+B8) Lifle güçlendirilmiþ püskürtme beton (>15 cm) saplama ve çelik çubuklarla güçlendirilmiþ, Sfr, RRS+B9) Yerinde beton kaplama, CCA

Kaynak: Grimstad ve Barton, 1993’den alýntýlayan Barton, 2000

Şekil-3 Güncelleştirilmiş Q sisteminde iksa türü ve ön boyutlandırma abağı. Şekil-4’de tünel açıklığı cinsinden lifli beton kaplama kalınlığının kaya kütlesi kalitesi Q ile değişimleri görülmektedir (Grimstad ve Barton, 1993). Pratik mühendislik açısından önemli sonuçlar şunlardır:

o Verilen bir tünel kazı açıklığında artan Q ile kaplama kalınlığı azalmaktadır.

o Belirli bir kaya kütlesi kalitesinde ise artan kazı açıklığı ile kaplamanın kalınlığı da artmaktadır.

Açı

klık

33

0

5

10

15

20

25

30

0.001 0.01 0.1 1 10 100Kaya Kütle Kalitesi, Q

Lifli

Püs

kürtm

e B

eton

Kal

ınlığ

ı, cm

Küçük Tüneller De=10 m Geniş Tüneller De=Açıklık/ESR

Şekil-4 Lifli püskürtme beton kaplama kalınlığının tünel kazı açıklığı ve kaya kütle kalitesi Q ile değişimleri.

• Tünel deformasyonlarının kestirilmesi Çeşitli tünel verilerine dayandırılan (Q/açıklık) veya (Q/yükseklik) ile ölçülen yerdeğiştirme arasında çıkartılan değişimler Şekil-4’de gösterilmiştir. Merkezi-orta- değişim yaklaşık olarak

Q

m,Açıklık≈∆ ,mm

ile ifade edilebilir. Dikkat edileceği üzere ölçülen değerlerin sözkonusu bağıntıdan “sapmaları” oldukça yüksektir. Sapmaları denetlemek açısından aynı amprik bağıntı

5.0

b

HQ

m,Açıklık

s

≈∆

şeklinde yazılabilir (Barton, 1998). Burada ∆= Tünel cidarındaki yerdeğiştirme, mm, H=Tünel derinliği, m. sb = Sağlam kaya numunesinin tek eksenli basınç dayanımı, MPa. Q= Yerdeğiştirmenin istediği kesimdeki kaya kütle kalite faktörü. Örneğin; Q=0.4-çok zayıf kaya kütlesi-. D=6 m, H=80 m ve sb=25 MPa olan bir tünel kazısında tavan yerdeğiştirmesi

34

mm272580x

4.06 5.0

≈

=∆

mertebesinde hesaplanabilir. Açıktır ki tünel cidarının yerdeğiştirmesi açıklık ile orantılı, geçilen formasyonun Q değeriyle ters orantılı olarak değişmektedir. Çok küçük (Q/açıklık) değerlerinde ise tünelin açıldığı gerilme koşulları daha açık deyişle SRF faktörü de yerdeğiştirme büyüklüğünü belirgin şekilde denetlemektedir. SRF ile birlikte ∆ değeri de artmaktadır.

Şekil-4 Q/Açıklık =ƒ(yerdeğiştirme) değişimleri. (Taralı bölge, Tayvan’da yumuşak/zayıf kaya kütlelerinde açılmış tünellerde ölçülen tavan/yan cidar yerdeğiştirmelerine karşı gelmektedir)

Taban kemeri

35

BİLGİ FÖYÜ : 3 PÜSKÜRTME BETON UYGULAMA YÖNTEMLERİ

• Genel

Geleneksel betondan farklı olarak, püskürtme betonun taşınması ve yerleştiri-lmesi işlemi basınçlı hava ile sağlanmaktadır. Ancak karışım tasarımı, taşıma ve yerleştirmede kullanılan ekipman, karışım suyu ve katkı maddelerinin ilave edilme şekli açısından farklılıklar gösteren iki ayrı yöntem ile uygulanmaktadır.

• Kuru Karışım Yöntemi

Bu yöntemde, karışım püskürtme makinasına “kuru” olarak beslenmektedir. Besleme hunisinden rotorda bulunan hücrelere dolan karışım basınçlı hava ile uniform bir şekilde boru hattına beslenmekte, basınçlı hava ile püskürtme ucuna kadar iletmektedir (Şekil-1a). Hidratasyon için gerekli olan basınçlı su, karışıma püskürtme ucunda (nozzle-lüle) verilmektedir. Çimentonun agregayı iyice sarması için kuru karışımdaki agrega ağırlığının % 3-8’i kadar nem içermesi istenir. Bu nem, püskürtme sırasındaki toz oluşumunun önlenmesi bakımından da gereklidir. Ancak karışımın daha fazla miktarda su içermesi bloklaşmaya ve iletim hattında tıkanmalara yol açmaktadır.

Bu yöntemde priz hızlandırıcı katkı malzemesi sıvı halde ise püskürtme ucunda su ile birlikte, eğer toz halinde ise püskürtme beton makinasına besleme sırasında dozaj ünitesiyle ilave edilmektedir. Eğer karışıma çelik veya diğer malzemelerden yapılmış lif ilave edilmek istenirse, karışım hazırlanırken veya püskürtme beton makinasına besleme öncesinde ilave edilmektedir.

Kuru püskürtme yöntemi fazla yatırım gerektirmeyen küçük ve basit ekipmanlar kullanılması dolayısıyla değişken ve küçük hacimli uygulamalarda yaygın olarak kullanım alanı bulmaktadır. Püskürtme ucu genellikle elle tutulmakta, yüzeye operatör tarafından yönlendirilmektedir. Tünel uygulamalarında uzaktan kumanda edilen robot kollu püskürtme makinaları da kullanılmaktadır. Karışıma giren su operatör tarafından ayarlandırmaktadır. Bu nedenle su gelirinin fazla olduğu durumlarda oldukça başarılıdır.

Ancak bu yöntemde, kuru karışımdaki agrega taneleri püskürtme beton makinasının rotor plakaları,hücre kılıflarında ve iletim hatlarında fazla miktarda aşınma oluşturmakta, dolayısıyla yüksek ölçüde sarf malzemesi giderleri sözko-nusudur. Diğer taraftan bu yöntemde püskürtme sırasındaki toz oluşumu işyeri güvenliği ve işçi sağlığı açısından olumuz bir durumdur. Aşınma plakalarının sık sık temizlenmesi değiştirilmesi ile bu sorun asgariye indirebilmektedir. Ayrıca aşınma plakalarının yağlanmasını sağlayan sistemlerin kullanımıyla bu plakalar daha fazla sıkılanabilmekte, böylece toz oluşumu azaltılabilmektedir. Kuru püskürtme yönteminde uygulama ekonomisini etkileyen en önemli unsur geri sıçrama oranının yüksek olmasıdır. Geri sıçrama miktarı, karışımın özellikleri uygulama yüzeyinin konumu ve operatörün deneyimine bağlı olarak % 15 - 35 arasında değişebilmektedir. (Melbye, 2006)

36

• Yaş Karışım Yöntemi

Yaş püskürtme beton uygulamasında ise karışım normal betonda olduğu gibi hazırlanarak beton pompasına beslenmekte ve pompa ile hidrolik olarak iletim borusundan püskürtme ucuna kadar iletilmektedir. Karışımın yüzeye püskürtülmesi için gerekli olan 7-15 m3/dak arasındaki debi ve 7 bar basınçtaki hava püskürtme ucunda verilmektedir (Şekil-1b). Bu yöntemde kuru püskürtme makinalarına benzer yapıda olan “rotorlu” tip makinalar da kullanılmaktadır. Bu tip makinalarda karışım basınçlı hava ile iletilmektedir. Yaş karışım yönteminde karışıma ilave edilen priz hızlandırıcı katkılar sıvı halde olduğundan püskürtme ucunda ilave edilmektedir. Püs-kürtme işlemi genellikle uzaktan kumandalı robot kollu makineler ile yapılmaktadır. Zira yaş karışımda püskürtme ucu elle tutulup kontrol edilemeyecek kadar ağırdır.

İyi bir yapışma ve sıkışmanın elde edilebilmesi açısından, verilen basınçlı havanın yeterli debi ve basınçta olması yöntemin başarısını etkileyen en önemli konudur. Basınçlı havanın yeterli olmaması, yapışma, geri sıçrama ve basınç dayanımı üzerinde olumsuz etki oluşturmaktadır. Bunun yanı sıra, karışımın uygun işlenebilirlikte olması ve kalitede sürekliliğinin sağlanması da oldukça önemlidir. Başarılı bir uygulama için kullanılan makine kapasitesine bağlı olmak üzere basınç-lı hava debisinin 4-8 m3/dak’dan fazla olması istenir. Robot kollu makinelerde ise basınçlı hava debisi 12 m3/dak mertebesinde olmalıdır. Çizelge-1‘de yaş karışım yöntemi için önerilen bazı yol gösterici değerler özetlenmektedir (Malmberg,1993).

Çizelge-1 Yaş Yöntemde Önerilen Kılavuz Değerler

Özellik Önerilen Değer Kaynak Pompa Tipi Burgulu Pompa:

• Maksimum Basınç • Dönüş Hızı • Debi • Maksimum Agrega Çapı

16 bar 0 – 170 dev/dak 17 m3/saat 8 mm

AFTES , 1992 AFTES , 1992 AFTES , 1992 Avusturya Beton Birl,1990

Pistonlu Pompa: • Maksimum Debi • Maksimum Agrega Çapı • Kıvam (Çökme)

24 m3/saat 12 mm 16-20 mm, ≤ 10 cm mümkün fakat geri sıçrama artar

AFTES , 1992 Avusturya Beton Birl,1990 NCA, 1992

Hava • Hava Miktarı

5 m3/dak ≥ 3 m3/dak, 7 Bar

AFTES , 1992 Wandewalle, 1991

İletim Hatti • Pompa Çıkış Çapı

• Püskürtme ucuna yakın

çapı • İletim Hattında Basınç

Genellikle Kauçuk, Çelik 100 mm 3 x Maksimum agrega çapı 65 mm ≥ 3 x maksimum pompa basıncı

AFTES, 1992 EFNARC,1992 AFTES, 1992 EFNARC, 1992 EFNARC, 1992

Katkı Dozlama • Sıvı Katkılar

Pompaya monteli debi-ölçer ile kontrollü Toplam tüketim kontrol edilmeli

AFTES, 1992 Pölla, 1991

37

Şeki

l-1 K

uru

ve Y

aş K

arış

ım P

üskü

rtme

Bet

on U

ygul

ama

Yön

tem

leri

a

bb

38

Yüksek ilk yatırım maliyeti gerektiren ekipmanlar kullanılması ve her kullanımda temizleme gerektirmesi nedeniyle bu yöntem büyük hacimli işlerde ekonomiktir. Diğer taraftan toz oluşumunun minimum düzeyde olması, geri sıçrama oranlarının oldukça düşük ve kalitenin yüksek düzeyde ve süreklilikte olması yöntemin başlıca avantajlarıdır.

Püskürtme beton teknolojisinde kullanılan her iki yöntemin değişik faktörler açısından birbirleri ile karşılaştırılması Çizelge-2’de özetlenmiştir (Arıoğlu, Ergin, Yüksel, Girgin, 1998). Çizelge-2’de özetle belirtildiği üzere her iki yöntemin bir birine göre yararlı ve sakıncalı tarafları bulunmaktadır. Ancak, son yıllardaki püskürtme beton kullanım miktarlarındaki eğilime göz atıldığında tercihin giderek yaş karışım metoduna doğru kaydığı dikkati çekmektedir. Son yıllarda dünya ölçeğinde kullanılan yaklaşık 8 milyon m3’lük toplam püskürtme beton uygulamasının % 80’inin yaş karışım metodu ile yapıldığı rapor edilmektedir (Melbye, 2006). Bu yöndeki artışın en önemli nedenleri arasında katkı teknolojisindeki yeni gelişmelerle prizi durdurarak beton bekletme süresini 72 saate kadar uzatabilen yeni nesil katkıların kullanıma sunulması, geri sıçramanın oldukça düşük seviyelerde olması, işçi sağlığı açısından yönetmenlik ve yapım şartnamelerine son zamanlarda toz oluşumu konusunda getirilen sınırlamalar ve makine ekipman teknolojisindeki yeni gelişmeler bulunmaktadır.

• Kullanılan Ekipmanlar

o Kuru Karışım Püskürtme Makineleri

Kuru karışım yönteminde silindir hazneleri olan rotorlu ve pnömatik tip olmak üzere iki çeşit makina mevcuttur (Şekil-2) (Mahar vd, 1975). Rotorlu tipte olan makineler daha yaygın olarak kullanılmaktadır. Konik biçimdeki malzeme haznesine doldurulan karışım bir karıştırıcı ile karışırken kendi ağırlığı ile rotordaki haznelere dolar. Dönen rotorun bir tarafında bulunan hazneler dolarken diğer taraftaki haznelerin içindeki karışım basınçlı hava ile iletim hattına doğru basınçla itilmektedir. Rotorun alt ve üst kısmında malzemenin ve havanın kaçmaması için kauçuk aşınma plakaları bulunur. Bu plakaların aşınarak sık sık değiştirilmesi bu yöntemdeki en önemli maliyet kalemlerinden birini oluşturmaktadır. Bu kauçuk plakalar arasına kayganlığı artırarak sürtünmeleri azaltmak için sürekli yağlama yapılabilmektedir. Böylece rotor daha fazla sıkılanabilmekte ve toz oluşumu azaltılabilmektedir.

Kuru karışım püskürtme makinelerinin kapasiteleri kullanılan iletim hattı çapına da bağlı olarak 0.5-10 m3/saat aralığında olup, püskürtme kapasitesi rotorun dönüş hızı ile ayarlanabilmektedir (Gerçek, 1992).

39

Çizelge-2 Kuru ve Yaş Püskürtme Beton Yöntemlerinin Karşılaştırılması Faktör Kuru Yöntem Yaş Yöntem

Uygulama • Küçük ölçekli ve sık değişken

destekleme işlemlerin yeraldığı uygulamalar için daha elverişlidir .

• Büyük ölçekli ve daha rutin işlemlerin yeraldığı destekleme için daha elverişlidir.

Ekipman

• Daha ucuz ve küçük yapıda, esnek donanımlara sahiptir .

• Toplam yatırım daha az, bakımı kolaydır.

• Aşınmalardan dolayı sarf masrafları yüksektir.

• Daha büyük yapıda, az sayıda fakat toplam yatırımı fazla olan makinalar gerektirir,

• Aşınma daha azdır. • Pompalanabilirlik limitlerinden

dolayı düşük su/çimento oranlarında çalışılamaz.

Kapasite -Verim

• Küçük kapasiteli (5 m3/saat) ve düşük verimlidir.

• İletim mesafesi daha uzundur. (50-600m)

• Büyük kapasiteli (4-25 m3/saat), • Daha verimli, ancak iletim

mesafesi sınırlıdır (~300 m)

Karışım Hazırlama

• Küçük kapasiteli karışım hazırlama ekipmanlarıyla işyerinde hazırlanabilir

• Islak ortamlarda fazla bekletilemez. • Islak agrega, kum kullanımı

bekleme süresini ve dayanımı olumsuz etkiler

• Merkezi beton hazırlama ünitesinde daha denetimli karışım hazırlanabilir.

• Hazır karışım beton kullanılabilir.

• Bekletme ve İletim süresi sınırlıdır.

• Islak Agrega kum kullanılabilir.

Geri Sıçrama

• Daha fazladır (%15-35) • İri agrega kaybı betonda dayanım

sorunlarına yol açabilir. • Geri sıçrayan malzemenin

uzaklaştırılması gerekir

• Daha Azdır (%10-15) • Agrega kaybı daha az oluşur. • Geri sıçrama az olduğundan

yığın oluşturmaz, daha az taşıma maliyeti gerektirir.

Toz Oluşumu

• İşyeri çalışma konforunu azaltır, işçi sağlığı problemlerine yol açar.

• Nemli agrega veya toz bastırma katkıları ile azaltılabilir.

• Çok az toz meydana gelir. İşçi ve çevre sağlığı açısından elverişlidir.

Kalite Kontrolu

• Düşük su/çimento oranlarında üretim yapılabilir.

• Su miktarı ayarlanabilir ancak operatörün deneyimine bağlıdır.

• Değişken kalitelidir. • Yeraltı açıklıklarının geçici ön

desteklemesi için düşünülür.

• Su miktarı sabit olup, daha üniform karışım uygulanır.

• Homojen kalite elde edilir. • Operatör deneyimi önemli

değildir. • Daha iyi görünüm – yüzey elde

edilir.

40

Şekil-2 Kuru karışım püskürtme makinesi

Kuru karışım yönteminde iletim borusu-hortumu çapları 25-80 mm aralığındadır. Hortum çapı seçiminde; iletim mesafesi, uygulama kapasitesi ve maksimum agrega çapı dikkate alınmaktadır. Genel kural olarak hortum-boru çapı maksimum dane çapının üç katından küçük olmamalıdır. Bu yöntemde iletim hatlarındaki aşınma maliyet kalemini artıran diğer bir konudur. Aşınmaların azaltılması bakımından yuvarlak şekilli agrega kullanılması yoluna gidilebilmektedir. İletim hatlarında aşınmaya daha dayanıklı olması bakımından sabit olan kısımlarda çelik boru, püskürtme ucuna yakın olan kısımlarda ise esnek yapıya sahip olan kauçuk hortumlar kullanılmaktadır. İletim hattındaki sürtünme nedeniyle oluşan basınç kayıpları birim uzunluk başına 0.022-0.045 bar/m mertebesindedir. Bu yöntemde genel kural olarak her m3/saat kapasite için basınçlı hava gereksinimi 2 m3/dak. civarındadır. Fikir vermesi bakımından püskürtme beton kapasitesi ve hortum çaplarına göre basınçlı hava gereksinimleri Çizelge-3 ve Şekil-3’de belirtilmiştir (NCA, 1993).

41

Çizelge-3 Kuru Karışım Yönteminde Basınçlı Hava Gereksinimleri Püskürtme

Kapasitesi, m3/saat Hortum-Püskürtme

Ucu Çapı, mm Basınçlı Hava

Gereksinimi, m3/dak 1 2 4 6 9

15

25 32 40 50 65 80

3 4 8 12 18 24

0

5

10

15

20

25

30

0 100 200 300 400 500 600İletim Hattı Uzunluğu, m

Bas

ınçl

ı Hav

a T

üket

imi,

m3/

dak

Hortum Çapı, mm

φ 90

φ 80φ 65φ 50

Şekil-3 Meyco marka püskürtme beton makinelerinde basınçlı hava gereksinimi

o Yaş Karışım Püskürtme Makineleri

Yaş karışım yönteminde betonun püskürtme ucuna iletilmesi beton pompaları ile yapılmaktadır. Pistonlu, sıkıştırmalı ve pnömatik olmak üzere üç tipi vardır (Şekil-4). Günümüzde yaygın olarak kullanılan çift pistonlu pompalar genellikle büyük hacimli uygulamalarda tercih edilmektedir. Püskürtme kapasitesi, pompa başında bulunan operatör tarafından sağlanır. Kapasiteleri 4-25 m3/saat arasın-dadır. Bu yöntemde basınçlı hava gereksinimi her m3/saat başına ≅ 1 m3/dak civarındadır.

İletim hatlarında blokaj-tıkanma-olmaması için kullanımdan önce çimento şerbeti ile ön yağlama yapılması gereklidir. Ayrıca her uygulama bittikten sonra veya bekleme durumunda priz başlamadan önce pompanın ve bütün iletim hattının temizlenmesi gereklidir. Ancak yeni nesil katkı maddeleri kullanılarak çimentonun hidratasyonu 72 saate kadar durdurulabilmektedir. Beton karışımlarının pompalanması üzerinde daha ayrıntılı bilgi (Özsöylev, 1997) kaynağından sağlanabilir.

42

1. Besleme Hunisi 2. Karıştırcı 3. Burgu

1. Piston 2. Besleme

Hunisi

Şekil-4 Burgulu (mono pompa) ve pistonlu tip yaş karışım pompaları

o Püskürtme Uç Sistemleri (Nozzle-Püskürtme Başlığı) Püskürtme uçları püskürtme beton ekipmanlarının en önemli unsurlarıdır. Geri sıçramanın kontrol edilmesi, sıkışmanın iyileştirilmesi, Yapışma dayanımı ve toz oluşumunun azaltılması üzerinde etkili rol oynamaktadır.

Püskürtme ucu, kuru karışım püskürtme yönteminde karışıma suyun ilave edildiği kısımdır. Burada karışım suyu basınçlı olarak sprey şeklinde verilir. Verilen suyun sprey şeklinde verilmesi suyun iyi dağılması açısından önemlidir. Bazı uç sistemlerinde su karışıma püskürtme ucundan 3-4 m geride verilmekte böylece suyun daha iyi karışması sağlanmaktadır.

Yaş karışım püskürtme yönteminde basınçlı hava ve hızlandırıcı püskürtme ucunda verilmektedir

Şekil-5'de kuru ve yaş karışım yönteminde kullanılan tipik püskürtme uçları gösterilmiştir.

43

a

b Şekil-5 Kuru karışımda ve yaş karışım yönteminde kullanılan tipik püskürtme uçları

• Püskürtme Betonda Geri Sıçrama

Püskürtme sırasında agreganın iri kısmı ve hamurun bir kısımı yüzeye yapışmayarak geri sıçrar ve yere dökülür. Geri sıçrayan malzemenin miktarı uygulamanın ekonomisini etkilediği gibi üretilen püskürtme betonun mekanik özelliklerini de olumsuz yönde değiştirmektedir.

Bu büyüklük;

100MM

MG

gp

g ×−

=

bağıntısı ile hesaplanmaktadır (ACS, 2006)

Burada: G = Geri sıçrama oranı,% Mg = Geri sıçrayan malzemenin toplam ağırlığı, Mp = Püskürtülen betonun toplam ağırlığı,

Geri sıçramada etkili olan faktörler Çizelge-4’de ve bunlardan bazılarının geri sıçrama miktarını hangi etkilediği ise Şekil-6’da topluca gösterilmiştir (Çeşitli kaynaktan derleyen Birön, Arıoğlu, Ergin 1985; Gerçek, 1992)

Püskürtme ucu Su püskürtme halkası

Malzeme hortumu

Su kontrol vanası

Su borusu

Basınçlı hava

Beton karışımı

Katkı

44

0

5

10

15

20

25

30

35

0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65Su/Çimento Oranı a

Ger

i Sıç

ram

a, %

010203040506070

0 2 4 6 8 10 12Kalınlık, cm

Ger

i Sıç

ram

a, %

05

10152025303540

0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3Uzaklık, m

Ger

i Sıç

ram

a, %

0

5

10

1520

25

30

35

4 6 8 10 12

Çıkışta Hava Debisi, Q, m3/dak

Ger

i Sıç

ram

a, %

Yatay Püskürtme

Düşey Püskürtme

10

15

20

25

30

0 30 60 90Yatayla yapılan Açı , θ (o)

Ger

i Sıç

ram

a, %

θ

10

15

20

25

30

35

150 200 250 300 350 400 450

Lif Malzeme Miktarı, (Ağr .( l/d))

Ger

i Sıç

ram

a, %

Düşey Püskürtme

Yatay Püskürtme

Şekil-6 Geri sıçramaya etki eden parametreler -ölçeksiz-

45

Çizelge-4 Geri Sıçramaya Etki Eden faktörler Karışım Özellikleri • Su/çimento oranı

• Çimento ve toplam ince miktarı • Agrega granülometrisi • İri agrega / toplam agrega oranı • Lif malzemesinin miktarı ve geometrik boyutları

Kullanılan Ekipman ve Operatör

• Püskürtme uzaklığı • Püskürtme doğrultusunun yüzeyle yaptığı açı • Püskürtme doğrultusunun yatayla yaptığı açı • Püskürtme ucundaki basınç ve tanelerin hızı • Operatörün deneyimi

Çalışma ve Çevre Koşulları

• Püskürtme beton tabakasının kalınlığı • Püskürtme yüzeyinin sertliği • Önceki tabakanın sertliği • Donatının sıklığı

Yukarıda sıralanan parametrelerin denetlenmesiyle geri sıçrama ile oluşan malzeme kaybı minimize edilebilmektedir. Almanya’da geliştirilen bir mekanizma vasıtasıyla geri sıçrama olayı hemen hemen ortadan kaldırılabilmektedir. Döner kalıplı bant (Roll-Over Shutterbelt System) olarak adlandırılan bu sistem, bir püskürtme ucu ile birlikte monte edilmiş üç tamburlu bir banttan oluşmaktadır. (Şekil-7) Püskürtme beton, kaya ile döner bantın açık

Şekil-7 Döner kalıplı bant sistemi ile geri sıçramanın azaltılması

tarafına püskürtülmekte, geri sıçrayarak bandın açık kısmına dökülen malzeme belli bir hızda dönen bant vasıtasıyla tekrar yüzeye yapıştırılmaktadır. Bu sistemin Püskürtme beton uygulamasında, geri sıçrama miktarını azaltmasının yanı sıra aşağıda sıralanan yararları da bulunmaktadır (Wind ve Kern, 1992). • Toz oluşumunda belirgin azalma ve iyileştirilmiş çalışma koşulları, • Mekanize ve daha kontrollu uygulama, • Püskürtmede optimum mesafe ve püskürtme açısı, • Kimyasal katkı tüketiminde azalma, • Püskürtme operatörünün çalışma yükünde azalma, • Daha kalın püskürtme beton tabaka kaplamasının bir defada yapılabilmesi, • Kalıpsız olarak bir defada nihai kaplama yapılabilmesi .

46

BİLGİ FÖYÜ : 4 PÜSKÜRTME BETON BİLEŞENLERİ VE ÖZELLİKLERİ

• Genel Püskürtme beton, normal betonda olduğu gibi iri - ince agrega, çimento, su ve buna ilaveten priz hızlandırıcı katkı, dane boyut dağılımını, işlenebilirliği düzenleyen katkılar ve ek bileşenlerden oluşan bir karışımdır. Gerek taze betonun işlenebilirlik ve geri sıçrama gibi özellikleri, gerekse sertleşmiş durumdaki betonun, erken-nihai dönemdeki dayanım büyüklükleri; bileşen miktarlarının yanısıra karışıma giren bu malzemelerin mühendislik özellikleri (agreganın fiziksel özellikleri, granülometrik karakteristikleri, “agrega /çimento” oranı, “su/çimento” oranı, çimento cinsi, kullanılan hızlandırıcı katkıların cinsi ve miktarı vb.) ile de yakından ilgilidir.

• Agrega Agrega, beton malzemesinin ana taşıyıcı iskeletini oluştur. Dane çapı 4 mm’ye kadar olan “ince agrega”, 4 mm’den büyük olanı ise “iri agrega” olarak tanımlanmaktadır (TS 706 EN 12620). Kullanılan agrega malzemesi dayanımlı, ayrışma ve aşınmaya karşı dirençli olmalı, içerisinde kil, silt, mika, alkaliler ve organik malzeme bulunmamalıdır. Agreganın dane boyut dağılımı açısından sahip olması gereken özellikler ve bunlara ilişkin sınır değerler Çizelge-1’de belirtilmiştir (Malmberg, 1993). Püskürtme beton uygulamasında en büyük agrega çapı, kullanılan ekipman ve iletim borusu çapı ile limitlidir. Ancak iletim borusu çapının 1/3’ünden daha büyük olmamalıdır. Püskürtme beton uygulamasında agrega granülometrisi hakkında şu konulara dikkat edilmesi istenmektedir (Melbye, 2006, EFNARC, 1999);

• Maksimum dane boyutu 8-10 mm aralığında olmalıdır. Agrega 12 mm’den

büyük dane içermemeli, 8 mm’den büyük malzeme miktarı ise %10’u geçmemelidir. Granülometrik dağılımda iri kısmının artması iletim hatlarında tıkanmalara neden olmakta, uzun zaman alıcı ve işçilik isteyen temizlik işleri gerektirmektedir. Diğer taraftan iri malzeme geri sıçarama oranında da artırmaktadır.

• Her elek aralığındaki malzeme miktarı dane boyut dağılımında kesikliğe yol açacağı için hiç bir durumda %30’u geçmemelidir. Maksimum yoğunluk ve buna bağlı olarak hedeflenen basınç dayanımını elde etmek için kesikli agrega granülometrisinden kaçınılmalıdır.

47

• İnce malzeme miktarı dayanım ve işlenebilirlik üzerinde etkilidir. 0,125 mm'den ince malzeme miktarı en az % 4-5 arasında olmalı, ancak % 8-9’u da geçmemelidir. İnce malzeme oranının az olması betonda ayrışmaya sebep olduğundan tıkanmalara yol açar ve geri sıçramayı da artırır. Diğer taraftan fazla miktarda ince malzeme ise betonun kıvamını artırıcı yönde etkili olmaktadır. Karışımda lif kullanılması durumunda belirtilenin miktarın biraz daha üzerinde ince malzeme olması tavsiye edilmektedir.

Çizelge-1 Agreganın Önerilen Özellikleri İRİ AGREGA Sınır Değer Kaynak

Maksimum Agrega Çapı Kuru Karışım :

16 mm 10 mm (maks. 20 mm) 11 mm

(JTA) (SCA) (ACS)

Yaş Karışım 8 mm 16 mm

(JTA) (SCA)

Elekler arası maksimum % miktar < % 30 (toplam agreganın) (NCA) Özgül Ağırlık ≥ 2,5 kg/dm3 (JTA) Su Emme ≤ % 3 (JTA) Yıkama Kaybı ≤ % 1 (JTA) Kil İçeriği ≤ % 5 (JTA) İNCE AGREGA (KUM) Sınır Değer Referans < 0,63 mm toplam malzeme < % 5 (ACS) İncelik Modülü 2,8 – 3,2 JTA) Yüzey Suyu % 4 – 6

% 2-4 (Tavsiye edilen) % 7 ( Maksimum)

(JTA) (AFTES)

Özgül Ağırlık ≥ 2,5 kg/dm3 (JTA) Su Emme ≤ % 3 (JTA) Yıkama Kaybı ≤ % 5 (JTA) JTA : Japon Tünelcilik Birliği, 1991 SCA: İngiliz Püskürtme Beton Birliği, 1990 NCA: Norveç Beton Birliği, 1992 AFTES: Fransız Tünelcilik Birliği, 1992 ACS: Avusturya Beton Birliği, 2006

Agreganın dane boyut dağılımı standartlarda belirtilen dane dağılımı sınırları içerisinde kalmalıdır. Çeşitli standartlarda belirtilen dane boyut dağılımları Şekil-1 ve Çizelge-2’de gösterilmiştir. Farkedildiği gibi granülometri dağılmlarında kısmen farklılıklar bulunmaktadır. Betonda maksimum yoğunluğu sağlayan dağılım eğrisi için bir çok bağıntı verilmektedir. Bunlardan en yaygın olarak bilineni Talbolt ve Fuller eğrileridir. Benzer bir diğer fonksiyon aşağıdaki ifade ile verilmektedir (Funk ve Dinker, 1994’den alıntılayan Jolin ve Beaupre, 2004).

48

nmin

nmak

nmak

n

DDDDP−

−= , %

Burada: P = D boyutundan daha incelerin toplam %’si D = Dane boyutu, mm Dmak = En büyük dane boyutu, mm Dmin = En küçük dane boyutu, mm

n = Dağılım modülüdür.

0102030405060708090

100

0,1 1 10 100Dane Çapı, d, mm

Elek

ten

Geç

en ,

P, %

TS 706EFNARCAFTESACI 506R Gr#1 TEORİK

1684210.25 ISO Elek Açıklığı mm0.125 0.5

Şekil-1 Çeşitli standartlarda verilen agrega granülometrisi sınırları Analitik olarak daneler arasındaki boşluğun minimum olduğu değer n=0,37’ dir. ACI 506 R-90’da verilen ASTM C33’e uygun granülometrik dağılıma sahip agregalar kullanılarak hazırlanmış karışımlar (1690 kg/m3 ACI Gr # 2 no’lu ince, iri ve optimal granülometri, Dmak=10 mm agrega, (agrega/bağlayıcı) oranı = 4/1, portland çimentosu 400 kg/m3-çimentonun %10’u silika füme ile yerdeğiştirilmiş) ile yapılan püskürtme denemelerinde en az geri sıçrama miktarı n=0,36 olan “optimal” granülometrik karışımda % 27 olarak elde edilmiştir (Jolin ve Beaupré, 2004). Bu husus, agrega granülometri dağılımının uygun sınırlar içerisinde olmasının maksimum yoğunluğun sağlanması açısından gerekli olduğu kadar, geri sıçramanın minimize açısından da önemli olduğunu göstermektedir.

49

Çiz

elge

-2 Ç

eşitl

i Sta

ndar

tlard

a V

erile

n A

greg

a G

ranü

lom

etril

eri

A

CI 5

06.R

A

STM

- C33

Gr #

3

Elek

ten

Geç

en Y

ığış

ımlı

Topl

am,P

,%

100

80-9

5

70-9

0

50-7

0

35-5

5

20-4

0

10-3

0

5-17

2-10

Gr #

2

- 100

90-1

00

70-8

5

50-7

0

35-5

5

20-3

5

8-20

2-10

Gr #

1

- - 100

95-1

00

80-1

00

50-8

5

25-6

0

10-3

0

2-10

D

ane

Boy

utu,

mm

A

STM

Ele

k

19

12

10

4,75

2,4

1,2

0,60

0,30

0,15

A

FTES

, 199

2

16 m

m

- 100

71-8

8

51-6

9

38-5

2

32-4

8

20-3

0

10-1

6

5-10

8 m

m

- - 100

68-8

0

48-6

3

32-4

8

20-3

0

10-1

6

5-10

B

S 88

2 Yaş

- 100

60-8

8

35-7

3

21-6

2

12-4

9

8-34

3-18

1-8

Kur

u

- 100

90-1

00

73-1

00

55-9

0

37-7

2

22-5

0

11-2

6

4-12

EF

NA

RC

, 199

6

- - 100

90-1

00

73-1

00

55-9

0

37-7

2

22-5

0

11-2

6

4-12

TS 7

06 –

EN

12

620 16

mm

- 100

60-8

8

36-7

4

21-6

2

12-4

9

8-34

3-18

-

8 m

m

- - 100

61-8

5

36-7

1

21-5

7

13-3

8

5-21

-

D

ane

Boy

utu,

(ISO

Ele

k)

mm

32

16

8 4 2 1 0,5

0,25

0,12

5

50

• Çimento Püskürtme beton uygulamasında genellikle normal portland çimentosu kullanılmaktadır. Genel kural olarak püskürtme betonda kullanılan çimentonun trikalsiyum alüminat (C3A) oranı ve özgül yüzeyin (blaine) yüksek olması, böylece priz hızlandırıcılarla birlikte hidratasyonu hızlı gelişen ve erken dayanım kazanan tipte olması istenir. Fakat, özel kullanım isteklerine bağlı olarak; refrakter fırın uygulamasında kalsiyum alüminatlı, sülfatlı suların bulunduğu ortamlarlarda ise sülfata dirençli çimento (SRC) veya kaplamanın erken direnç kazanması istendiği durumlarda hızlı sertleşen çimeto gibi farklı tipte çimentolar kullanılabilir. Çimentoların taşıması gereken genel özellikler Çizelge-3’de topluca verilmiştir. (Malmberg, 1993’den uyarlanarak Çizelge-3 Püskürtme Betonda Kullanılacak Çimentonun Özellikleri

Özellik Değer Kaynak Priz Başlangıcı

90 dk ≥ 60 dk ≥ 60 dk (42,5 N) > 45 dk (375 Priz sonu)

Avusturya Beton Birliği, 2006 Japon Tünel Birliği, 1991 TS EN 197-1 ASTM C 150

İncelik Modülü

3500 – 4500 cm2/g >2500 cm2/g 2800 cm2/g

Avusturya Beton Birliği, 1990 Japon Tünel Birliği, 1991 ASTM C 150

Terleme ≥ 20 cm3 Japon Tünel Birliği, 1991

C3A İçeriği

Mümkün olduğu kadar yüksek. ≤ %3 (Eğer betonla temasta bulunan suyun sülfat (SO4

2- ) iyonu içeriği >400 mg/l ) ise Betonla temasta bulunan suyun sülfat (SO4

2- ) iyonu içeriği > 1000 mg/l ise C3A içeriği (≤%1) olmalı (Sülfata dayanıklı çimento kullanımı gerekir)

EFNARC, 1999 Avusturya Beton Birliği, 1990 Avusturya Beton Birliği, 1990

SO3 İçeriği Sülfat Saldırısı :

≤ % 4,5 ≤ % 4,5 Betonla temasta bulunan suyun sülfat (SO4

2- ) iyonu içeriği > 600 mg/l ise; ≤ % 3,5

Avusturya Beton Birliği, 2006 TS EN 197-1 Avusturya Beton Birliği, 2006 TS EN 197-1

Alkali İçeriği

Na2O eşdeğeri ≤ % 1,5 (Na2O + 0,65 K2O) ≤ % 0,6

Avusturya Beton Birliği, 2006 TS EN 197-1 Japon Tünel Birliği, 1991 ASTM C 150

Sıcaklık ≤ +70 ° C (Şantiye silosunda) -

Çimento Basınç Dayanımı, MPa

Kür Süresi, Gün 1 saat 6 saat 1 2 3 7 28 Avs. Bet. Birl ≥0,5 1,5 12 - - - ≥32,5 Jap.Tün Birl. - - ≥15 ≥30 ASTM C150 12 19

51

TS EN 197-1 Standardı genel çimentolar olarak Portland çimentosuna ilaveten geniş bir katkılı çimento yelpazesi sunmakta, ayrıca aynı çimento içinde birden fazla mineral katkının kullanımına imkan vermektedir. Konuya ilişkin ayrıntılı değerlendirmeler Yeğinobalı, 2003 kaynağından sağlanabilir. • Su Püskürtme betonda kullanılacak su, normal betonda kullanılan suda aranan özellikleri taşımalıdır. • Katkılar

o Puzzolanik Katkılar-Zayıf Bağlayıcılar Puzolanik katkılar püskürtme betonda agrega boyut dağılımını optimize etmek ve, hidrolik bağlayıcı miktarını artırmak, böylece püskürtme beton malzemesinin taze ve sertleşmiş durumdaki fiziksel özelliklerini iyileştirmek ve dayanım değerlerini artırmak amacıyla kulanılırlar. Puzolanik maddeler tek başlarına hidratasyona girmezler. Ancak çimentonun hidrotasyonu sırasında açığa çıkan kalsiyum hidroksit ve su ile birlikte kimyasal reaksiyona girerek bağlayıcı özellik kazanırlar. Bu nedenle zayıf bağlayıcı olarak tanımlanırlar. Puzzolanik maddeler beton karışımlarında sadece bağlayıcı değil aynı zamanda boşluk doldurucu olarak ta önemli bir rol oynamaktadır. Hatta bu özeliğinin, nihai dayanım üzerinde daha etkili olduğu belirtilmektedir (Goldman ve Bentur, 1993’den alıntılayan Özkan, Taşdemir ve Gjorv, 2007). Puzzolanik madde olarak püskürtme betonda uçucu kül, silis dumanı ve öğütülmüş yüksek fırın cürufu kullanılmaktadır. Bu maddelerin teknik yararlarının yanı sıra karışıma giren çimento ile yer değiştirilmesi dolayısıyla ekonomik olarak ta önemli yarar sağlamaktadır. Silis füme: Silika füme yada mikro silika olarak adlandırılan bu katkı, çok ince dane boyutlu (0,1-0,2 μm), dolayısıyla çok yüksek özgül yüzeye sahip (20-35 m2/g) ve % 85-90'ı amorf yapıdaki SiO2’den oluşan çok reaktif puzzolanik mineral katkıdır. Hidratasyon ürünlerini karışımda varolan boşluklara dağıttığından betonda parçacıklar arası boşlukları doldurma etkisine sahiptir.

Silis dumanı ilkin 1970’lerde Norveç’te kullanılmış 1980’lerden sonra da yaygın olarak kullanılmaya başlamıştır. Püskürtme betonda karışıma silika füme ilave edilmesi aşağıda sıralanan faydaları sağlamaktadır (Army Corps Engineers, 1993; Sümer, 1994; Hoek vd, 1995; Arıoğlu, Ergin, 1998; Melbye, 2001; Wolsiefer, ve Morgan, 2003, ):

52

• Taze beton karışımını plastikleştirerek yapışkanlığını artırmakta, böylece geri sıçrama miktarı %50’ye varan oranda azalmakta ve püskürtme beton bir defada 20 cm’ye kadar varan kalın tabaka olarak uygulanabilmektedir. Luhuski, Kearsley, 2004 tarafından, kırmataş kum ve dere çakılı agregası ile çimentoya değişik oranlarda silika füme ve uçucu kül katılmış püskürtme beton karışımları ile yapılan denemelerin sonuçlarına göre artan uçucu kül ve silis dumanı miktarlarında geri sıçrama anlamlı ölçüde azalmaktadır. Yaş ve kuru kontrol karışımlarında geri sıçrama %32 ve % 43 iken % 15 er oranında uçucu kül ve silika füme katılmış yaş ve kuru karışımlarda geri sıçrama sırasıyla % 20 ve % 14 olarak kaydedilmiştir.

• Yapışkanlığı artırdığından priz hızlandırıcı tüketimini azaltmakta, nihai basınç dayanımı üzerinde de olumlu etki sağlamaktadır.

• Yaş yöntemde karışımın ince kısmının artması betonun işlenebilirliği üzerinde olumlu etki oluşturmakta, dolayısıyla pompa ve iletim hatlarındaki aşınma azalmaktadır.

• Karışımda lif kullanılması durumunda; lifin kolay karışması ve dağıtılmasını sağlamakta, lifteki geri dökülmeyi azaltmakta ve lif ile çimento harcı arasındaki yapışmayı sağlamaktadır.

• Erken, nihai basınç ve eğilme dayanımlarında artış sağlar, • Püskürtme betonun geçirimliliğini azaltmakta, böylece sülfat ve donma-

çözülme direncini artırmakta, elektrik iletkenliğini azaltmaktadır. Bu özellikleri sayesinde demir donatının korrozyonunu azaltmaktadır. Bileşiminde 373 kg/m3 çimento, 49 kg/m3 mikro silika kullanılmış kuru karışımlar ve 350-350 kg/m3 çimento, 47 kg/m3 mikro silika kullanılmış yaş karışımlar ile yapılan püskürtme betonlarda yapılan deneylerde hızlı klörür iletkenliğinin (AASTHO Designation T 277-83) kuru karışımlarda kontrol karışımlarına göre ~13 kat, yaş karışımlarda 18 kat azaldığı belirlenmiştir (Wolsiefer ve Morgan, 2003). Yine aynı çalışmada elektrik iletkenliğinin de 10-11 kat azaldığı bildirilmiştir.

• Suyun yıkama etkisine karşı dirençli olduğundan su gelirinin fazla olduğu durumlarda başarılı olarak kullanılmaktadır.

Püskürtme betonda silika füme kullanılması yukarıda sıralanan olumlu etkilerine karşın bazı sakıncaları da beraberinde getirmektedir. Birincisi, % 20 kadar daha fazla plastikleştirici – akışkanlaştırıcı katkı kullanımı gerekli olmaktadır. Bunun yanı sıra karışımdaki ince miktarının fazla olması büzülme çatlaklarının oluşmasına yol açmaktadır. Bu sorun, karışıma az miktarda (15-20 kg/m3) lif kullanımıyla önlenebilmektedir (Sümer, 1994)

Yaş karışım püskürtme beton yönteminde tünel desteklemesindeki silika füme (çimento ağırlığı cinsinden) % 3-5 oranında, uçucu küllü çimento ile geçici destekleme işlerinde % 4-8 oranında ve sülfata dayanıklı çimento ile destekleme işlerinde ise % 6-10 oranında kullanılması önerilmektedir (NCA, 1992). Kuru püskürtme betonda ise önerilen kullanım oranı çimento ağırlığı cinsinden %8-15 arasındadır.

53

Uçucu Kül:

Termik santrallarda kömürün yakılması sırasında bacadan çıkan küllerin toplanmasıyla elde edilir. Puzzolanik özelliklere sahip olan ve esas olarak SiO2 ve Al2O3’den meydana gelen, çapı 1-150 μm arasında değişen, küresel şekilli ve camsı taneciklerden oluşan ince tozudur. Dane çapı 0,045 mm’den büyük danelerin toplamı % 40’ı geçmemeli, reaktif SiO2 muhtevası kütlece en az % 25 olmalıdır. (TS EN 450) Uçucu külün inceliği ve kimyasal bileşimi puzzo-lanik aktiviteyi önemli ölçüde etkilemektedir. Yeterli inceliğe sahip olmaması durumunda tekrar öğütülmektedir. Ülkemizde uçucu küllerin sınıflandırılması ve özellikleri konusunda ayrıntılı bilgiler Türker vd 2004 monografisinden sağlanabilir.

Öğütülmüş Yüksek Fırın Cürufu:

Demir çelik fabrikalarında cevherin üretimi sırasında yan ürün olarak meydana gelen cürufun değirmenlerde çimento inceliğine kadar öğütülmesiyle elde edilen puzzolanik bir maddedir. Portland çimentosu ile karıştırılarak betonun sülfata dayanıklılığının artırılmasında kullanılmaktadır. Genel olarak, cüruflu çimentolar çoğu kimyasal katkı maddeleriyle sorunsuz olarak kullanılabilir. Tüm çimentolarda olduğu gibi tanımlanan üretim koşullarında “deneme karışımları”nın yapılmasında fayda vardır (Tokyay ve Erdoğan, 2001).

o Kimyasal Katkılar

Priz Hızlandırıcı Katkılar:

Özellikle tünel kazılarında ön destekleme elemanı olarak uygulanan püskürtme betonun gelişen arazi yükleri ve meydana gelen deformasyonlara karşı erken bir taşıyıcılık işlevi göstermesi beklenir. Bunun için püskürtme beton prizinin mümkün olduğu kadar kısa sürede tamamlanarak dayanım kazanması gereklidir. Bu nedenle priz hızlandırıcı katkılar püskürtme beton ile destekleme pratiğinde olmazsa olmazların en başında gelmektedir. Ayrıca su gelirinin fazla olduğu durumlarda suyun yıkama etkisi, priz hızlandırıcıların normal uygulamadan daha fazla miktarda kullanımıyla başarılı olunabilmektedir. Hızlandırıcı katkılar karışımın priz başlangıcını kısalttığından aynı zamanda geri sıçramayı da azaltır ve bir defada daha kalın tabaka uygulanabilmesini sağlar. Fakat, priz hızlandırıcılar betonun nihai (28 günlük) basınç dayanımını %35’e varan oranda azaltmaktadırlar.

Püskürtme betonda priz hızlandırıcı olarak kullanılan katkı türleri şunlardır; • Alüminatlı (Alkali içeren) hızlandırıcılar • Alkali içermeyen hızlandırıcılar • Sodyum Silikat (Camsuyu) ve Modifiye Sodyum Silikat

Priz hızlandırıcılar toz veya sıvı olarak imal edilmekte olup, kuru karışımda sıvı halde olanlar karışım suyuna dozaj pompası ile, toz olanlar ise

54

karışıma püskürtme makinası başında tercihen dozaj ünitesiyle veya elle ilave edimektedir. Yaş karışım yönteminde ise genellikle sıvı tipte olan kullanılmakta ve püskürtme ucunda hava ile birlikte ilave edilmektedir.

Alüminat esaslı priz hızlandırıclar çimentonun hidratasyonu sırasında erken dayanımı sağlayan “monosülfatların”oluşumunu hızlandırırlar. Çimento ile karışmasını takiben 1. dakikada priz başlamakta, 3,5 dakikada tamamlanmaktadır. İlk 5-10 dak. içerisinde püskürtme beton dayanım kazanmaya başlar ve 0,5–2 saat içerisinde 1-2 MPa mertebesinde basınç dayanımına ulaşır (Melbye, 2006). Aluminat esaslı hızlandırıcıların sodyum alüminat ve potasyum alüminat olmak üzere iki farklı tipi bulunmaktadır. Alüminatlı (Alkali içeren) priz hızlandırıcı katkıların pH değerinin yüksekliği, diğer bir deyişle “kostik” etkisi nedeniyle deri, solunum yolları ve gözde şiddetli tahriş ve yanıklara neden olmaktadır. Bu nedenle bu tip katkıların kullanımı işçi sağlığı ve çevre açısından sakıncalar taşımaktadır. Bunun yerine alkali içermeyen katkıların kullanımı önerilmektedir. Buna parelel olarak son yıllarda yapım şartnamelerine ve yönetmenliklere alkali içeren hızlandırıcılar için sınırlamalar getirilmektedir. Diğer taraftan alüminatlı katkılar çimento tipine karşı hassas olup, her çimento ile uyum sağlamayabilmektedir. Çizelge-4’de priz hızlandırıcı katkıların özellikleri yer almaktadır (Malmberg, 1993). Çizelge-4 Priz Hızlandırıcı Katkıların Genel Özellikleri

Özellik Değer Kaynak Priz Süresi: Priz Başlangıcı Priz Sonu

≤ 10 dk. 3-10 dk ≤ 60 dk 9-30 dk

EN 196-3 Malmberg, 1993 EN 196-3 Malmberg,1993

Alkali İçeren Prz. Hızland. Priz Başlangıcı Priz Sonu

< 60 sn < 3,5 dk.

Melbye,2006

Alkali İçermeyen Prz. Hzl. Priz Başlangıcı Priz Sonu

< 4 dk. < 8 dk.

Melbye,2006

Al2O3 içeriği Hızlandırıcı Dozajı x Al2O3 içeriği < 115

Basınç Dayanımında Azalma: ≤ %45 Toz Katkı ≤ % 30 Sıvı Katkı ≤ %25

Avusturya Bet. Birl.,1990 EFNARC, 1999

Suda çözünebilir Maddeler: Alüminat Klorür

≤ % 3 (püskürtme betonla temas eden sudaki SO4 > 600 mg/l ise) <%1

Avusturya Bet. Birl.,1990

Sülfat içeriği (SO3) <%4,8 Avusturya Bet. Birl.,2006 Eşdeğer Na2O içeriği <%1 Avusturya Bet. Birl.,2006 pH 3<pH<8 Avusturya Bet. Birl.,2006 Uygunluk Testi: Proktor testi ≥ 110 N, (10. dak’da) EFNARC , 1992

55

Alkali içermeyen priz hızlandırıcı katkıların sağladığı başlıca faydalar şöyle sıralanabilir (Melbye, 2006);

• Alkali içermeyen priz hızlandırıcı katkılar, kostik etkisi olmadığı için gözde, deride ve solunum sırasında tahriş oluşturmazlar. Bu özelliği ile işçi ve çevre sağlığı açısından alkali içeren katkıların taşıdığı sakıncaları önemli ölçüde ortadan kaldırmaktadır.

• Alkali içeren katkılara göre, nihai dayanımı azaltma etkisi %15-50 oranında daha azdır. Bu özelliği sayesinde bazı tünel projelerinde 1 veya 2 tabaka halinde uygulanan yaş karışım püskürtme beton “nihai kaplama” olarak kullanılmıştır. Böylece kazı boyutları ve dolayısıyla kazı hacmi, toplam beton kalınlığı ve kullanılan beton miktarı azalmakta, her iki kaplama (ön kaplama, nihai kaplama) birlikte veya ayrı olarak ve daha az iş hacmi ile yapılabildiğinden işin toplam süresi de kısalmaktadır.

• Çimento tipine göre hassasiyeti olmadığından bütün çimento tiplerinde rahatlıkla kullanılabilmektedir.

• Alkali agrega reaksiyonu riskini azaltmaktadırlar. • Yeraltı suları ve çevreye olan zararlı etkileri daha azdır.

Birim fiyatlarının geleneksel (alkali içeren) katkılara göre yüksek olmasına karşın, yukarıdaki hususlar gözönünde bulundurulduğunda nihai durumda daha e-konomik ve güvenli bir çözüm olmaktadır. Son yıllarda ülkemizde de bazı projelere ait teknik şartnamelerde bu tip hızlandırıcıların kullanımı zorunlu hale getirilmiştir.

Camsuyu olarak bilinen sodyum silikat ve modifiye sodyum silikat katkı malzemeleri püskürtme betonda priz hızlandırıcı olarak işlev görmeyip yapışkanlığı artırıcı-tutkal- etkisi gösterirler. Bu nedenle erken dayanım üzerinde etkili değildirler. Prizi hızlandırmadığından erken dayanım gelişimi normal betonda olduğu gibidir. Dolayısıyla bir defada en fazla 8-15 cm kalınlıkta uygulanabilir. Erken dayanımda etkili olmaması sebebiyle priz hızlandırıcı olarak sodyum silikat artık kullanılmamaktadır. Hatta çoğu Avrupa ülkesinde tünel destekleme işlerindeki kullanımı yasaklanmıştır. Ancak kalıcı destekleme (nihai kaplama) olarak veya erken taşıyıcılığın gerektirmediği sağlam kaya koşullarındaki geçici destekleme işlerinde kullanılabilir. Bütün çimento tipleri ile uyum sağlarlar. Alüminat bazlı priz hızlandırıcılara göre alkali içeriği çok düşüktür. Bu nedenle nihai dayanım üzerindeki negatif etkisi çok azdır. Ayrıca deri ve göze zararlı etkisi hemen hemen yoktur ve çevre dostu bir malzeme olarak nitelendirilebilir.

Akışkanlaştırıcı-Süperakışkanlaştırıcılar

Yaş karışım yönteminde pompalanabilirliği iyileştirmek ve kohezyonu artırmak için kullanılan su azaltıcı ve plastisiteyi artırıcı katkılardır. Son yıllarda geliştirilen yeni nesil katkılar lignosülfat, naftalin ve melaminlarin kombinasyonları ile kullanıma sunulmaktadır. Genel olarak, bu katkı maddelerinin içindeki melaminler karışımdaki parça yüzeylerini ince bir film tabakası olarak sarar ve yağlama etkisi gösterirken, naftalin çimento danelerini elektriksel olarak yükleyerek birbirini iter,

56

lignosülfatlar ise suyun yüzey gerilimini azaltırlar. Böylece betonun işlenebilirliğini iyileştirdiği gibi daha dayanımlı olmasını da sağlamaktadır. Bu tip yeni nesil katkılardan bazıları işlenebilirlik süresini de uzatmaktadır. Bu katkıların sahip olduğu bu kimyasal özellikleri sayesinde birinci molekülün işlevini tamamlamasından sonra ikinci molekül devreye girmektedir (Melbye, 2006).

Akışkanlaştırıcı süper akışkanlaştırıcı katkıların normal kullanım dozajı, püskürtme betonun bileşimine, istenen basınç dayanımı, su /çimento oranı ve kıvama bağlı olarak 4-10 kg/m3 arasındadır. Fazla kullanım durumunda ayrışmaya neden olmaktadır.

Hidratasyon Kontrol Katkıları

Yaş karışım yönteminde karışım hazırlandıktan en fazla 1-2 saat içerinde kullanılmak zorundadır. Aksi halde hidratasyon başlamakta ve betonun işlenebilirliği azaldığı için pompalanamamakta ve atılmaktadır. Diğer taraftan bu süre sonunda pompa ve hatlardaki beton temizlenmek durumundadır. Özellikle şehir içinde gerçekleştirilen tünel projelerinde beton temininde (trafik, çevre kısıtlaması nedeniyle uygun santral yeri bulunamaması, vb.) oldukça fazla güçlükler sözkonusudur. Bu durum yaş karışım yönteminin esnekliğini büyük ölçüde azaltmaktadır. Hidratasyon sürecini kontrol ederek yaş karışımın 72 saate kadar kullanımını mümkün kılan katkılar yaş karışım yönteminin bu sakıncasını ortadan kaldırmaktadır. Karışıma önce çimento parçacıklarını bir film tabakası halinde sararak hidratasyonu durduran (stabilizatör) katılmakta, bekleme süreci sonunda kullanılacağı zaman, çimento parçacıklarının yüzeyindeki film tabakasını kırarak hidratasyon başlatan (aktivatör) katılmaktadır. Aktivatör katkı betona püskürtme ucunda hızlandırıcılarda olduğu gibi verilmektedir (Melbye, 2006). Kullanım oranları toplam bağlayıcı madde cinsinden stabizatör ve aktivatör için sırasıyla % 0,4-1 ve % 4,5–6 arasındadır. Çizelge-5’de bazı uygulamalarda püskürtme püskürtme beton karışımlarındaki kullanım miktarları bekleme süreleri ve dayanım değerleri belirtilmiştir (Melby, 2006)

o Lif Malzemeler

Beton teknololojisinde lif malzemeler betonun çekme dayanımını artırmak amacıyla ilk olarak 1900’lerin başında kullanılmıştır. Püskürtme beton uygulamalarında ise çelik lif malzemeler donatı malzemesi olarak 1970’lerden sonra kullanılmaya başlanmıştır. Püskürtme betonda lif malzemesinin kullanımdaki öncelikli amaç, çelik hasır donatının yerleştirilmesi için gereken uzun zaman alıcı işlemlerin azaltılması hatta ortadan kaldırılmasıdır. 1980’lerden sonra lif içeren püskürtme betonun mühendislik özellikleri üzerinde yapılan çok sayıda araştırma deneylerinden sonra ve buna paralel olarak uniform karıştırmayı sağlayan besleme ekipmanlarının da geliştirilmesiyle, çelik hasır donatının yerini giderek almaya başlamış ve kullanımı yaygınlaşmıştır (Franzen, 1992, Papworth, 2002, Bracher, 2005). Hatta bazı İskandinav ülkelerindeki demiryolu ve karayolu tünellerinde lifli püskürtme beton “kalıcı

57

destekleme” elemanı olarak da kullanımı kabul edilmektedir. Böylece tünel birim maliyetlerinde oldukça anlamlı ölçüde tasarruf yapılabilmektedir. Örneğin Norveçteki 45-110 m2 arasında değişen kesitlere sahip karayolu ve demiryolu tünellerinde birim maliyetlerin 8.000 – 12.000 $/m’ye kadar düşürüldüğü rapor edilmektedir (ITA-AITES, 2006).

Çizelge-5 Priz Süresini Uzatan Katkıların Kullanıldığı Kimi Karışım Tasarımları Özellik

Bianya Tüneli, İspanya

Atina Metrosu

Jübile Line, Londra Metrosu

Karışım (kg/ m3)

• Çimento • M. Silika • Kum (0-1 mm) • Kum (0-6 mm) • İri Agr.(6-12 mm) • Çelik Lif • Akışkanl. • Stabilizer • Aktivatör • Su

500 16

150 1400 20 40 5

3-5 30

225

400 kg

(0-8 mm)

% 1 % 5-6

(Msu/Mç) <0,5

440 kg

(0-10 mm)

% 1 % 5-6

Çökme (cm)

Başlang.

23 14. saat e 19

18-20 -

20 yer altında 13

Dayanım: (MPa)

1 gün 3 gün 7 gün 28 gün

9 18 27 40

13-17

30

20-24

30 Geri sıçrama oranı, (%)

< %6 < %10 < %5

Msu/Mç= Su/Çimento oranı-ağırlıkça-

Lif Malzeme Kullanımının Sağladığı Yararları

• Beton malzemenin çekme dayanımı diğer mekanik büyüklüklerine göre oldukça düşük olup, çekme gerilmeleri altında çatlak gelişimi hızla ilerleyerek taşıyıcılığını ani ve tahripkar şekilde yitirmektedir. Geleneksel betonda bu dezavantaj çubuk donatı koyularak giderilmektedir. Püskürtme betona lif katılmasıyla, ilk mikro çatlakların oluşumunu takiben çatlak yüzeyine dik olarak bulunan lifler hem uzayarak hem de kancalı biçimi nedeniyle beton içinden sıyrılmaya direnç göstererek taşıyıcılığı devam ettirmekte, bir miktar daha deformasyon yapabilme kapasitesine sahip olmaktadır (Şekil-2, Yüksel ve Arıoğlu, Ergin 1999; Vandewalle, 2005).

• Lifli püskürtme betonun yük altında maksimum dayanımın yenilmesinden sonraki deformasyon yapabilme yeteneği “süneklik” ve yuttuğu enerji miktarı “tokluk” olarak tanımlanmaktadır. Lif malzeme kullanımıyla püskürtme betonun sünekliği 50-200 kat artmaktadır (Melbye, 2006). Bununla ilgili ayrıntılı bilgilere sonraki bilgi föylerinde yer verilmiştir. Çelik lifli püskürtme beton ülkemizdeki bazı karayolu tünel projelerinde de kullanılmaya başlamıştır. (Kıpırdar, İpekçi, Uslu, 2002, Pastore, 1999). Kuzey Anadolu Fay’ının sismik etkisi altında olan ve oldukça yüksek

58

miktarda deformasyonların gözlendiği Bolu Dağı Tüneli’nde ön destekleme mikro silika ile birlikte çelik lif kullanılan yüksek dayanımlı püskürtme beton ile yapılmıştır. Çizelge-6’da bu uygulamadaki karışım bileşenleri ve elde edilen dayanım değerleri belirtilmiştir (Pastore, 1999)

Şekil-2 Püskürtme betonda liflerin çatlak gelişimini önlemesi ve ilave taşıyıcılık işlevi Çizelge-6 Bolu Dağı Tüneli Desteklemesinde Kullanılan Lifli Püskürtme Beton Karışımı ve Dayanım Değerleri

Karışım Bileşenleri

Miktar (kg/ m3)

Kür Süresi

Basınç Dayanımı, MPa Yerinde–Karot

h/d =100/100 mm Küp

150 mm Çimento Su İnce Agr.(0-5 mm) İri Agr.(5-12 mm) Akışkanlaştırıcı (Rb 716) Priz Hızlandırıcı (SA 160) Mikro. Silika (MS 610) Çelik Lif (Fibrocev 30/40)

500 215 1089 474 10 35 25 50

2 dak (*)

5 dak 10 dak 1 gün 3 gün 7 gün 28 gün 56 gün

0,30 (180 N) 0,37 (237 N) 0,48 (307 N)

17,8 29,5 41,6 55,7 56,2

- - - -

33,6 61,1 75,0 79,6

(*) Erken dayanım değerleri, proktor penetrometresi ile belirlenmiş olan yük değerleri, ACS,2006’da verilen σ=(1,54.P(N)+5,88)/1000 bağıntısı kullanılarak kestirilmiştir.

• Lif malzeme betonun sadece çekme dayanımında değil, basınç, eğilme ve elastisite modülü gibi mekanik büyüklükleri üzerinde de önemli ölçüde etkili olmaktadır. Hacimce % 2 lif (25x4 mm) katılmasıyla, püskürtme betonun, eğilme dayanımında % 50-100 arasında, basınç dayanımında ise %50 oranında artış sağlanmaktadır (Henager, 2003). Ancak lifli uygulamada, yeterli kompaksiyona ulaşılmaması ve işlenebilirlik için su ihtiyacındaki artış nedeniyle basınç dayanımında %10-20 gibi düşüşler rapor edilmektedir. (ACI, R-90, 1993)

59

• Lifler beton hacminin her noktasına dağıldığından dayanım özelliklerinin her yönde daha üniform olduğu bir malzeme elde edilmektedir. Böylece, çelik hasırın bindirme yerlerindeki katları yüzünden meydana gelebilecek boşluklar ve malzeme dayanımında bundan kaynaklanacak düzensizlikler elemine edilir. Lifli püskürtme beton uygulamasında inşaat dezlerinde donatı sürekliliğinin olmayışının taşıma davranışı açısından problem oluşturacağı iddia edilmektedir. Ancak sentetik ve çelik lifle yapılan panel deneylerinde, inşaat derzinin çatlak davranışının çelik hasırlı olandan daha olumlu sonuçlar verdiği rapor edilmektedir (Trottier, 2002’den alıntılayan ITA-AITES, 2006). Avusturya Beton Birliği tarafından ise inşaat derzlerinde ilave donatı yerleştirilmesi önerilmektedir (ACS, 2006).

• Saldırgan kimyasal ajanlar içeren yeraltısuyu koşullarında, mikro çatlakla-rın gelişimini önlediği için korozyona karşı daha başarılıdır (Melbye, 2006).

• Özellikle delme-patlatma yöntemi ile açılan ulaşım ve maden tünellerinde çelik hasır donatının kayanın girintili çıkıntılı olan düzensiz yüzeyine tuturulması ve yerleştirilmesi oldukça zor ve zaman alıcı bir işlemdir. Diğer taraftan çelik hasırın yerleştirilmesi sırasında düşmesi muhtemel kaya blok-ları iş güvenliği açısından risk oluşturur. Püskürtme betonda lif kullanımıyla normal püskürtme betonda donatı olarak kullanılan çelik hasıra gerek kalmadığından malzeme, zaman ve işçilik tasarrufu edilmektedir (Şekil-3 Vandewalle, 2005).Brezilya’da gnays ve saprolit kayaçları içinde delme – patlatma yöntemi ile açılan 96 m2 kesitli bir karayolu tünelinin, aynı kaya sınıfı kalitesinde olan zonlarında hem çelik hasır, hem de lifli püskürtme beton ile destekleme yapılmıştır. Yapılan destekleme sisteminin karakteristikleri Şekil-4’de (Ortago vd., 1998) gösterilmiştir. Kuru yöntemle uygulanmış püskürtme betonda 400 kg/m3 çimento kullanılmış olup karakteristik dayanımı 25 MPa’dır. Yapılan tasarım ile püskürtme beton kalınlığı 2-5 cm arasında daha ince boyutlandırılmıştır. Yapılan iş-zaman etüdü sonucuna (Şekil-4) göre çelik hasır+püskürtme beton uygulamasında bir kazı adımı 13 saatte tamamlanırken, lif ile güçlendirilmiş püskürtme beton uygulamasında 10 saatte tamamlanmaktadır. Sonuç olarak, hem püskürtme beton ve kazı hacminden tasarruf edilmiş, hem de iş süresinde % 30 azalma sağlanmıştır (Ortago vd., 1998)

Şekil-3 Çelik lifli kullanılmasıyla püskürtme beton tasarrufu

60

ŞŞek

il-4

Çel

ik l

ifli

püsk

ürtm

e be

ton

uygu

lam

asın

da e

lde

edile

n za

man

kaz

ancı

(t

= Pü

skür

tme

beto

n ka

plam

a ka

lınlığ

ı, q

= Li

f içe

riği

-ağı

rlık

ça-)

Sapl

amas

ı

61

• Lifli püskürtme betonun taşıyıcılık özellikleri dolayısıyla, 20 kg/m3 üzerindeki lif içeriğinde kaplama kalınlığı lifsiz kaplamaya kıyasla % 20 - 35 kadar daha küçük olarak boyutlandırılmakta ve böylece toplamda püskürtme beton ve kazı hacminde anlamlı ölçüde tasarruf sağlanmaktadır (Şekil-5, Arıoğlu, Ergin ve Girgin, 1998, Arıoğlu-Ergin, Arıoğlu-B. ve Girgin, 1999).

Şekil-5a Çelik lifli püskürtme beton kaplama kalınlığı/lifsiz püskürtme beton kaplama kalınlığının (d/d0) tokluk faktörü (Re) ve çelik lif içeriği (mi)’ye göre değişimleri (a ZP305, b RC 65/30, c RC 65/35 Dramix lifleri için çıkartılan regresyon ifadeleri.ƒe=Yalın püskürtme betonun eğilme dayanımı) (II zonu çelik lif kullanımının ekonomiklik alanını belirtmektedir).

• Çelik lifle güçlendirilmiş püskürtme beton kaplaması ile tek hasır içeren püskürtme beton kaplaması arasındaki “kalınlık” açısından yapılan karşılaştırmanın sonuçları Şekil-5b’de sunulmuştur (Arıoğlu, Ergin ve Girgin, 1998). Açıktır ki artan tokluk Re ve püskürtme betonun eğilme dayanımı ƒe değerlerinde lifli püskürtme betonun kalınlığı belirgin ölçüde azalmakta, diğer kelimelerle kaplamanın orta kesimine yerleştirilmiş çelik hasırlı seçeneğe karşı daha ekonomik çözüm üretmektedir.

62

Şekil-5b Çelik lifli püskürtme beton kaplama kalınlığının tokluk faktörü “Re” ve çelik lif dozajı “mi”’ye bağlı değişimleri (Tek hasır içeren püskürtme beton kaplama kalınlığı dh=100 mm alınmıştır. Çelik hasır içeren püskürtme beton kalınlığı dh=100 mm olup, hasır dh/2’de yerleştirilmiştir). Burada 1 indisi ƒe= 2 MPa, 2 indisi ƒe= 3 MPa, 3 indisi ƒe3= 4 MPa, 4 indisi ƒe= 5 MPa’ ı belirtmektedir. a, b, c ve ƒe sembolleri Şekil-5a’ da açıklanmıştır. II ise çelik lifli püskürtme beton kaplamasının ekonomikliğini gösteren bölgedir

• Lifli Püskürtme beton bir defada ve istenilen kalınlıkta yerleştirilebilmektedir. Halbuki çelik hasırlı donatılı püskürtme beton uygulamasında toplam kalınlık en az iki yada üç aşamada oluşturulabilmektedir. Her aşamanın başlangıcında, püskürtülen huzmedeki agreganın iri kısmı sertleşmiş yüzeye veya donatı çubuklarına çarptığından yüksek oranda geri sıçrama meydana gelmektedir. Bu durum hasırın arkasındaki betonun boşluklu, kötü kaliteli olmasına yol açmaktadır.

• Lifli püskürtme beton uygulamasında pas payı için ilave bir kalınlığa gerek yoktur. Çubuk donatı veya çelik hasır yerleştirmenin mümkün olmadığı tamirat ve yenileme işlerinde tercih edilmektedir. Ayrıca kuruma ve termal büzülme çatlaklarını önleme kabiliyeti tamirat işlerindeki kullanımında diğer bir üstünlüğüdür.

• Stoklaması, düşey ve yatay taşıması çelik hasıra göre daha az işçilik gerektirir ve kolaydır.

63

Lif Malzemeler ve Özellikleri Yaygın olarak kullanılan lif malzemesi çeliktir. Ancak bunun yanı sıra, cam lifi ve sentetik (polipropilen) lif malzemeler püskürtme betonda lif olarak kullanılmaktadır. EFNARC, 1999’da çelik lifler, yapım şekline göre; soğuk çekilmiş tel, levhadan kesilmiş lif, çelikten haddelenmiş lif ve diğer çelik lifler olmak üzere beş ayrı gruba ayrılmaktadır. Yüksek sıcaklık, korozyon etkilerinin bulunduğu yerlerde ise paslanmaz çelikten yapılmış yüksek kaliteli lifler tercih edilmektedir.

Çelik lifler dairesel kare veya dikdörtgen kesitlerde; düz, dalgalı veya kanca biçiminde bükülerek şekil verilmiş olarak üretilmektedir. Çelik liflere ait tipik kesitler ve boyutları Şekil-6’da gösterilmiştir. Çizelge-7’de ise çelik lifler için bazı tavsiye edilen karakteristik değerler verilmiştir (Malmberg, 1993’den uyarlanarak).

Çizelge-7 Püskürtme Betonda Kullanılacak Liflerin Karakteristik Değerleri Özellik Değer Kaynak

Eşdeğer Çap 0,5 mm (Tip 1, ASTM 820) 0,25 – 0,76 mm

ACI 506.1R-98

Lif Uzunluğu 25 – 35 mm , ≤ 50 mm, ≤ 30 mm Kuru Karışım ≤ 20 mm Yaş Karışım 13 – 64 mm < 0,7 x İletim boru-hortum çapı > 3x maks agrega çapı

EFNARC, 1999 Avust. Beton Birliği, 1990 ACI 506.1R-98 EFNARC, 1992 ITA-AITES, 2006

Boy/Eşdeğer Çap -narinlik-oranı

40 - 60 (Tip 1 ASTM 820) 45-80

Japon Beton Birliği, 1991 ITA-AITES, 2006

Uzama % 12 - 22 Japon Beton Birliği, 1991 Kopma Dayanımı 345 – 2070 MPa

>800 MPa 1000-1200 MPa

ASTM 820, ACI 506.1R-98 ITA-AITES, 2006 Wandewalle, 2005

Maks. Agrega Çapı 8 mm 9 mm

Avust. Beton Birliği, 2006 ACI 506.1R-98

Su/Çimento Oranı ≤ 0,5 0,40-0,45

Avust. Beton Birliği, 2006 ACI 506.1R-98

Lif Miktarı Normal 50 – 80 kg/m3

< % 5-6 Ağırlıkça (120-140 kg/m3) Lif boyuna (l) göre: ≥ 65 kg/ m3 : l ≤ 21 mm ≥ 50 kg/ m3 : 21≤ l ≤ 39 mm ≥ 40 kg/ m3 : l ≥ 40 mm 39 – 150 kg/m3

> 30 kg/m3

EFNARC,1992 Norveç Beton Birliği, 1992 ACI 506.1R-98 Avust. Beton Birliği, 2006

64

28d=0.5

25

32.5

32.5

25.5

0.45

0.53

0.50

0.50

1.35

1.35

0.251.35

Şekil-6 Tipik çelik lif geometrileri ve boyutları

Püskürtme betonda kullanılan çelik lif malzemelerin performansını

denetleyen faktörler şunlardır (Wandewalle, 2005);

• (Boy/Eşdeğer Çap)-narinlik-oranı • Kullanım oranı-Dozaj • Geometrik biçimi • Kopma Dayanımı Boy/çap-narinlik-oranının ve dozajın yükselmesi; püskürtme betonun süneklik(*) ve çatlak direnci performansını artırmasına rağmen, karıştırma, taşıma ve püskürtme işlerini güçleştirmektedir.

Kuru püskürtme beton uygulamalarında çelik liflerin geri sıçrama oranına etkili olan lif büyüklükleri üzerinde araştırma yapan Armelin 1997’ in ulaştığı kimi sonuçlar Şekil 7a ve b’ de sunulmuştur. Şekiller yakından incelendiğinde pratik mühendislik açısından şu sonuçlar ön plana çıkmaktadır: * Lifle güçlendirilmiş betonun nihai eğilme dayanımı: ƒe ve tokluk faktörü: T kompozit malzeme mekaniğine dayandırılmış ampirik bağıntılarla verilmektedir (Nawy, 1996).

( )

e e,b l l

o l o

lf = A. f . 1 - V + B.V .d

lT = A . V . + Bd

fe,b= Lifsiz beton veya harcın eğilme dayanımı, Vl= Hacimsel veya ağırlıkça ifade edilen

lif içeriği, ld

= Lif narinlik oranı ve A, B, Ao, Bo= Regresyon sabiteleri.

65

Şekil-7 Kuru püskürtme beton yönteminde: a) Lif geri sıçraması ve toplam geri sıçraması arasında çıkartılan regresyon ifadesi (lif uzunluğu 25,4 mm) b) Lif geri sıçramasının (l/ d ) ile değişimi (Dairesel kesitli çelik lif, d= lif çapı, 0,5 mm – 1,0 mm; l= lif uzunluğu, 3 – 40 mm) (n=Data sayısı, r= Korelasyon katsayısı)

Toplam geri sıçrama, Gt,%

66

• Lif geri sıçrama büyüklüğü doğrudan doğruya genel sıçrama oranının bir fonksiyonudur. Bu değişim ikinci dereceden bir polinom ile ifade edilebilir. Lif geri sıçramasını en aza indirmek bakımından genel geri sıçrama oranını azaltmak gerekmektedir. (Örneğin; %40 genel sıçrama oranında çelik lif sıçrama oranı yaklaşık %80’ dir. Eğer, çeşitli önlemler sayesinde – iri agrega boyutunu küçültmek, silika füme ilavesi, basınçlı hava debisini optimal düzeyde uygulamak vb. – geri sıçrama oranı %20’ e çekildiğinde çelik lifin geri sıçrama oranı ise %40 – 45 mertebelerinde olacaktır).

• Tüm faktörlerin değişmediği durumda, çelik lif sıçrama oranı, ld

ile

ifade edilen değişkenin pozitif doğrusal bir fonksiyonudur. (l, d= Sırasıyla lif uzunluğu ve çapı). Uygulamada genellikle 0,5 mm çapında ve 25 mm uzunluğunda dairesel kesitli liflerin kullanıldığı gözönüne alınırsa, anılan değişken 35’dir ve lifin geri sıçrama değeri ise yaklaşık % 70 mertebesindedir. Sadece lif geri sıçraması açısından bakıldığında verilen bir lif uzunluğu için lif çapının büyütülmesi anlamlı olmaktadır. (Kuşkusuz bu durumda kompozit malzemenin – beton + lif – eğilme dayanımı ve enerji yutma özelliği olan tokluk büyüklüğü olumsuz şekilde etkilenecektir)

Püskürtme betonda cam lif ve organik polimerlerden üretilen lifler de

kullanılmaktadır Son yıllarda sentetik malzemelerden üretilen yüksek kaliteli polipropilen lif malzemeler (HPP) kullanıma sunulmuştur. 35 – 50 mm boyunda üretilen bu liflerin, püskürtme betonda 10-13 kg/m3 dozda kullanılmasıyla, çelik lifler (25-50 kg/m3) ile ulaşılan tokluk ve süneklik değerlerine ulaşılmaktadır.

Bunun yanısıra yapısal sentetik liflerin çelik liflere göre aşağıdaki yararları söz konusudur (Melbye, 2006, s 121):

• Uygun ölçüde hazırlanmış püskürtme beton karışımında daha iyi

işlenebilirlik ve düşük düzeyde geri sıçrama sonucu elde edilir. • Çelik liflere göre daha az aşındırıcı özelliğe sahip olup daha kolay

pompalanır. • Kalıcı yüzey kaplamasında yüzeyin düzeltilmesi kesilmesi tıraşlanması daha

kolaydır. • Yüksek oranlarda kullanımı sözkonusu olduğunda çelik life göre daha fazla

kalıcı yük taşıma kapasitesine sahiptir. Bu özellik, aşırı sıkışma koşullarının ve kaya patlama olayının sözkonusu olduğu yeraltı açıklıklarında önem kazanmaktadır

67

• Kimyasal ajanlara karşı daha dayanıklı olup korozyon riski* söz konusu değildir.

• İş güvenliği açısından çelik liflerin taşıdığı yüze, ele ve göze batma riski daha azdır.

Yapısal sentetik lifli güçlendirilmiş püskürtme beton kaplamalarının

uzun süreli yükler altındaki “sünme” performansına ilişkin ayrıntılı deneysel bilgilerin çok sınırlı olduğu burada hatırlatılmalıdır. Ulaşılabilen bir çalışmada eğilme kapasitesinin % 50 düzeyinde yüklenen kiriş deneylerinde 500.günde Dramix -65/35-BN çelik lifli beton numunelerinde ölçülen sehim 0.20 mm mertebesinde kalırken, makro sentetik I ve II nolu lifli beton kirişlerinde ise aynı büyüklük 3-5.5 mm olarak ölçüldüğü, bildirilmektedir (Ratcliffe, 2006, p 225). Ayrıca; çelik lifli püskürtme beton kaplamalarında çatlak genişliğinin ≤ (0.20-0.25) mm düzeyinde kaldığı sürece “korozyon risk”inin olmadığı da hatırlatılmalıdır. Kısacası; her iki tip lifin verilen proje koşulları altında gerçekleştirilecek ayrıntılı deneysel/ekonomik çalışmaların sonuçları doğrultusunda değerlendirilmesi daha rasyonel yaklaşım olacaktır. Son yıllarda karma liflerde-mikro lif, uzunluk- güçlendirilmiş beton/püskürtme beton uygulamalarına başlanmıştır. Bu tür beton üretiminde güdülen ana felsefe elastik bölgede oluşan çatlakların daha mikro düzeylerde mikro-kısa-lifler aracıyla denetlenmesidir. (Bkz Şekil-8 Rossi, 2001’den alıntılayan Mehta ve Monterio 2006’dan biraz değiştirilerek). Çimento hamuru içinde ve agrega ara yüzeylerinde oluşan mikro çatlaklar/boşluklar üzerindeki “gerilme yoğunlukları” mikro lifler ile köprülenerek bu tür doğal/suni mikro kusurların yapı içindeki süreklilik kazanması önlenir. Bu ise dayanımın belirli ölçüde artması demektir. Makro liflerin taşıyıcılığı ise daha büyük çatlakların oluşması durumunda ->0.5 dayanım düzeyi- ön plana çıkar. Makro liflerin varlığı beton kaplamanın yenilme sonrası davranışını karakterize eden tokluk indis değerini büyük ölçüde arttırır (Bkz Bilgi Föyü: 7 ve 8). * Püskürtme beton kaplamalarının dış yüzeyinde ve içinde gömülü bulunan çelik liflerin elektro-kimyasal korozyonu bir çok faktörün yer aldığı karmaşık bir olaydır. Sözü edilen faktörlerin açılımı ise şöyledir: Betonun geçirimliliği, ortam koşulları–açık çatlaklardan beslenen suyun pH ve oksijen içeriği, ortamın sıcaklığı, bağıl nemi, 10 m tünel uzunluğu boyunca su geliri miktarı, karbonatlaşma düzeyini etkileyen ortamdaki CO2 içeriği, beton içine sızmış klorür iyon miktarı (çatlaklardan sızan deniz suyu, tuzlu yeraltı suları, yıkanmamış ince agrega ile sürüklenen klorür iyonları vb)–kaplamada oluşan çatlakların açıklığı ve dış yüzeyde dağılım sıklığı–kaplama yükü, lif içeriği ve tokluk indis değerleri, kaplamanın kalınlığı– Norveç’de deniz altında açılmış, dayanıklılık açısından oldukça zor ortam koşulları içeren bir tünelin kalıcı kaplamasında gerçekleştirilen korozyon araştırmasında kaplamanın dış yüzeylerinde önemsiz “lekelemeler” belirlenmiştir. Bunların ise kaya kütlesinden çözülen ferik iyonlarından kaynaklandığı bildirilmektedir. Dış yüzeylerden alınan karotların incelenmesi sonucunda ise çelik liflerde kaplama kalınlığı boyunca gelişen, derinleşen herhangi bir korozyon izine rastlanmamıştır (NCA, 1993, s 61).

68

Mikro çatlak

Kısa lif

a

Makro çatlak

Uzun lif

b

Çatlak açıklığı

Çek

me

ili

Lifsiz kırılma

a b Tokluk büyüklükleri artmaktadır.

Şekil-8 Lif uzunluğunun betonun (çekme gerilmesi-çatlak açıklığı) karakteristik davranışı üzerine etkisi. Karşıma lif ilavesi ve uygulaması Lif katkı malzemeleri kuru yöntemde karışıma ilave edilirken topaklaşma eğiliminde olduğundan Şekil-9a’da görülen tambur elekli karıştırma ünitesi vasıtasıyla ilave edilmektedir. Tamburlu elekten üniform bir şekilde basınçlı hava ile püskürtme ucuna kadar iletilmektedir. Kuru karşım yönteminde de kullanılmasına rağmen lifin geri sıçraması daha fazla olduğundan lifli püskürtme beton uygulaması daha çok yaş karışımda tercih edilmektedir. Yaş karışım yönteminde ise lif malzemeler karışım hazırlama santralında agrega ile birlikte, transmikserde veya Şekil-9b’de görülen ekipman ile direkt olarak püskürtme ucunda ilave edilebilmektedir (Maidl, 1995).

Gerek kuru karışım gerekse yaş karışım yönteminde en önemli konu, lif malzemenin karışım içerisinde üniform bir şekilde dağılmasıdır. Karışımın hazırlanması sırasında başlıca şunlara dikkat edilmelidir (ACI, 1993) :

• Lif malzeme karışıma topaklanma yapmayacak şekilde yavaş yavaş

eklenmelidir

69

• Karıştırma kazanında lifler eğilmemelidir. Aksi durumda eğilen lifler topaklanmaya ve iletim hattında tıkanmaya yol açar ve yerleştirilen betonun sıkışması düşük olur.

• Kuru karışım içerisinde lif malzeme topaklanmaya daha yatkındır. Kuru karışım makinesinin üzerinde, topaklanmış liflerin iletim hattına gitmesini önleyecek bir elek bulunmalıdır. Topaklaşmayı önlemek için zımba teli gibi yan yana olacak şekilde ve suda kolayca çözülebilen tutkalla demetler halinde hazırlanmaktadır.

• Lifler geri sıçrayarak işgüvenliği açısından tehlike oluşturduğundan kişisel güvenlik techizatları kullanılmalı, daha ziyade uzaktan kumandalı robot kollu püskürtme ekipmanı kullanılmalıdır.

• Lifli püskürtme betonun kıvamı normal betona göre lif ilave edildikten sonra daha katılaşmaktadır. Çökme (slump) değeri fazla olsa bile işlenebilirlik açısından mutlaka gözle muayene edilmelidir. Gerekirse kıvamı ayarlamak için plastikleştirici katkı miktarı artırılmalıdır (Vandewalle, 2005)

Şekil-9 a) Kuru karışım yönteminde lif ilave edilmesi, b) Yaş karışım yönteminde lif ilave edilmesinde kullanılan püskürtme ucu

a

b

Çelik lif

Çelik lifler

Lifli püskürtme beton

Taze beton karışımı

Basınçlı hava

70

BİLGİ FÖYÜ : 5 LİFLERİN TEMEL MÜHENDİSLİK BÜYÜKLÜKLERİNİN TANIMLANMASI

• Lif İçeriği

1 m3 beton karışımı içindeki lif miktarıdır:

,%100xM100xkg/m- uzunluğu Lif

kg/m-ağır lıkça-içer iği LifVl

l3

3

l g==

Sözgelimi, beton karışımı % 1.5 çelik lif içeriyorsa karışımdaki lif içeriği ağırlık bazında 3m/kg

lll kg/m 7.1177850x5.1x01.0.V.01.0M3

==g= hesaplanır. Şekil-1 (Maidl, 1995)’de verilen abak yardımıyla beton karışımının yoğunluğuna bağlı olarak lif içeriği ağırlık ve hacim cinsinden tanımlanabilir. Genelde beton karışımının yoğunluğu gb ≈ 2.35-2.4 t/m3 alınabilir ve Vl = % 1.5-hacimce- lif içeriğinin ağırlıkça karşılığı yaklaşık % 4.9 bulunur. Karışımdaki lifin ağırlığı ise Ml ≈ 120 kg/m3 olarak kestirilir.

gb t/m3

%-H

acim

ce-

Ml,

kg/m

3

gb t/m3

%-Ağırlıkça-

Şekil-1 Lif içeriğinin çeşitli şekillerde ifade edilmesi (g l, gb = Sırasıyla çelik lifin ve betonun yoğunluğu)

gl=7.85 t/m3

71

• Lif uzunluğu Lifin uzunluğu hem taze beton karışımının işlenebilirliği hem de sertleşmiş betonun özellikle çekme, eğilme ve kayma dayanım büyüklüklerinin denetleyen önemli bir geometrik değerdir. Uygulamada çelik lifin uzunluğu agreganın maksimum boyutu “Dmak” cinsinden l ≈ 3Dmak alınmaktadır (Vardewalle, 2005). Agrega boyutunun lif üzerindeki etkileri Şekil-2’de kısaca açıklanmıştır (Değiştirilerek Maidl, 1995; Mathews ve Lub, 1983).

Dmak= 5 mm Dmak= 10 mm Dmak= 20 mm

• Taze karışımın işlenebilirliliği kolaydır • Lif yoğunluğu karışım içinde daha

üniform dağılmıştır. Lifin hamurla oluşturduğu kenetlenme göreli olarak daha iyidir.

• Taze karışımında lif içeriğin dağılımı homojen değildir. İşlenebilirlik azalır.

• Betonun en zayıf zonunu oluşturan iri agrega-çimento hamuru arayüzeyinde “lif yo-ğunluğu” daha yüksektir. Ve bu durum sözkonusu zonu boşluklar nedeniyle daha da zayıflatabilir. Kenetlenme dayanımı daha düşük olma olasılığı yüksektir.

Şekil-2 Maksimum agrega boyutunun Dmak beton karışımındaki liflerin üzerine etkileri Çizelge-1’de maksimum agrega boyutu Dmak’ın çeşitli lifli betonların önemli mühendislik büyüklükleri olan

dl.Vl

ve Ml’ye etkileri iletme

tekniğine göre değişimleri görülmektedir (Dramix 1987’den alıntılayan Maidl, 1995). Örneğin; Dmak= 8 mm’de pompalanabilir beton karışımında

70dl.Vl =

iken Dmak = 16 mm kullanılma durumunda aynı karakteristik

büyüklük 50 olmaktadır. İleriki bölümlerde daha ayrıntılı olarak incelenecek (lif içeriği x lif uzunluğu/lif çapı) büyüklüğü arttıkça lifli betonun çekme, eğilme ve kayma dayanımları ve enerji yutma kapasiteleri de önemli ölçüde artar. Daha açık deyişle

dl.Vl oranının elverdiği ölçüde karışımdaki değerini büyük

almak gerekmektedir. Bu açıdan bakıldığında agreganın maksimum boyutunun Dmak küçük alınması gerekmektedir.

72

Çizelge-1 Maksimum Agrega Boyutunun Çeşitli Büyüklükler Üzerine Etkileri

Dmak İzin verilebilir değer

dl.Vl

Maksimum lif içeriği, kg/m3

l/d = 75 Lif: 60/0.80

l/d = 60 Lif: 60/1.00

mm Standart üretim

Pompa betonu

Standart üretim

Pompa betonu

Standart üretim

Pompa betonu

4 120 90 125 95 160 120 8 95 70 100 75 125 95 16 65 50 70 55 85 65 32 40 30 40 30 50 40 Vl= Lif içeriği-hacimce-, l/d= Narinlik oranı, l= Lif uzunluğu, d= Lif çapı

• Lif aralığı

Bu büyüklük McKee, 1969 ve 1982 tarafından geliştirilen yaklaşıma göre

333.0

l

2

l

23/1

l

lif

Vld922.0

V

ld4

VVs

=

π

=

=

olarak tanımlanmaktadır (Alıntılayan Ratcliffe, 1999). Burada Vlif = Bir lifin hacmi, Vl = Hacimce lif içeriği, d,l = Sırasıyla lif çapı ve uzunluğu Uygulamada maksimum lif aralığı s = 0.45 l olarak alınmaktadır. Bu sınırlamadan hareketle kritik-minimum- lif içeriği belirlenebilir:

2

3

2

3

2

min,l ld6.8

)l 45.0(ld785.0

sld75.0V

===

Bu büyüklük ağırlık bazında çelik lif için şöyle ifade edilebilir:

322

min,l m/kg,ld67510

ld6.8x7850M

=

=

örnek olarak Dramix® ZP 308 dairesel kesitli çelik life ait çap d = 0.62 mm uzunluk l= 30 mm değerlerine karşı gelen minimum lif içeriği

32

min,l m/kg 8.283062.067510M =

=

ve hacimsel lif içeriği de

36.0%7850

8.28x100M100Vl

ll ==

g=

73

olarak hesaplanabilir. Ml,min belli olduğunda, sözü edilen büyüklükler Şekil-1’deki abaktan da bulunabilir. Eğer lif dairesel kesitli değil ise yukarıda verilen bağıntılarda d çapı yerine eşdeğer çap de kullanılarak incelenen büyüklükler hesaplanabilir. Eşdeğer lif çapı

b.aAd4

2e ==

π

b.a13.1de ≈

olarak bellidir. A = Kesit alanı, a,b = Sırasıyla lif kesitinin genişliğini ve yüksekliğini gösterir. Mekanik olarak kritik lif hacmi ileriki bölümde konu edilecektir.

• Kritik Lif uzunluğu

Kritik lif uzunluğuna ilişkin analitik çıkarımlar topluca Şekil-3’de verilmiştir. Kritik lif uzunluğu mekanik olarak lifin “yenilme türü”nü belirleyen önemli bir büyüklüktür. Eğer lifin geometrik uzunluğu l, kritik lif uzunluğundan lk (Şekil-3) büyük ise lif, kopma dayanımından yenilecektir. Lifin çimento hamurundan sıyrılması sonucunda oluşan “yenilme” genellikle istediğinden lifin geometrik boyu kritik lif değerinden küçük olmalıdır (l < lk). o Ortalama-aderans- kuvveti kk dl

21T τπ=

o Lifin kopma kuvveti k

2

kl 4dAT σ

π=σ=

o Kritik lif uzunluğunda lkk TTll =→= ’dir.

o Kritik lif uzunluğu k

k

k

kk

.d5.02.dl

τσ

=τσ

=

Tl

l=lk

d

σk

Tl

σk = Lif malzemesinin çekme dayanımı

τk = Lif ile beton arasındaki ortalama kenetlenme-aderans- dayanımı

d = Lif çapı

Şekil-3 Dairesel kesitli lifin kritik boyunun hesaplanması

74

Şekil-4’de dairesel kesitli çelik lifler için lk = ƒ(d, σk) değişimleri çizilmiştir. Verilen lif çapında artan τk ile kritik lif boyu azalmaktadır. Belli τk değerinde ise lk büyüklüğü d ile orantılı olarak artmaktadır. τk büyüklüğünü denetleyen temel faktörler ise lif pürüzlülüğü ve lif geometrik formu olmaktadır.

2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

Kenetlenme Dayanımı, τk, MPa

Kri

tik li

f boy

u, l k

, mm

k

kk

.d5.0lτσ

=

σk=1000 MPa

d= 0,4 mm

d= 0,5 mm

d= 0,6 mm

d= 0,7 mm

Şekil-4 Dairesel kesitli çelik lifler için lk=ƒ(d,τk) değişimleri (d = Lif çapı, mm, σk= Çeliğin çekme dayanımı σk= 1000 MPa alınmıştır. Eğer çeliğin çekme dayanımı σ’

k sözkonusu değerden farklı ise bulunan lk değeri (σ’k/1000) oranı

ile çarpılacaktır.)

• Liflerin yönelimi Liflerin beton içindeki dağılımları, diğer bir anlatımla yönelimleri lifle elde edilecek mekanik dayanımların büyüklükleri üzerinde çok önemli etkisi vardır. Liflerin beton içinde olası bulunma şekilleri Şekil-5’de gösterilmiştir (Maidl, 1995).

75

Püskürtme yönü

2 boyutlu Püskürtme beton

1 boyutlu Pompa beton Dökme beton Vibre edilmiş beton

Magnetik uygulama ile dizilmiş lifler

3 boyutlu Pompa beton Dökme beton Vibre edilmiş beton

İşlem görmemiş

Şekil-5 Lifin beton içerisinde olası bulunma şekilleri-yönelimleri- Lif yönelimini açıklayan faktör yönelim etkinlik faktörü olup, genellikle şu değerler (Bentur ve Mindess 1990’dan alıntılayan Lanu, 1995) arasında kalmaktadır:

o 3 Boyutlu dağılımda 21

61

≤η< φ

o 2 Boyutlu dağılımlarda 32

31

≤η< φ

o 1 Boyutlu dağılımlarda 1=ηφ

(Schnütgen, 1975) göre lif yönelim etkinlik faktörü

o 3 Boyutlu yönelim için ( )

υ+

−−−=ηφ bl n

)1n(5V1811

o 2 Boyutlu yönelim için ( )

υ+

−−−=ηφ bl n

)1n(6V11511

şeklindedir (Alıntılayan Maidl, 1995).

Burada Vl= Hacimsel lif içeriği, %, b

lif

EEn = . Elif, Eb= Sırasıyla lif

malzemesinin ve betonun elastik modülleri. =υb Beton için Poisson oranı. Vl < % 10, n = 7 için ηφ≈ 0.55 -3 boyutlu yönelim-

76

Açıktır ki en büyük etkinlik faktörü bir boyutlu dizilimde iken en düşük etkinlik faktörü ise 3 boyutlu lif diziliminde oluşmaktadır. Diğer bir lif etkinlik faktörü “ηl” kritik lif boyuna ilişkin olup;

l << lk ise k

lk l

l21

ll

41

<η<

l >> lk ise l2

l1l

l1 kl

k −<η<−

değerleri arasında değişmektedir (Laws 1971’den alıntılayan Bentur ve Mindess 1990 ve Lanu, 1995). Bir anlamda kenetlenme etkinliğini tanımlayan “ηl” oranı kullanılarak liflerdeki ortalama çekme gerilmesi lσ , lifin nihai dayanımı “σk” cinsinden

kll .ση≈σ

ile tanımlanabilir (Lanu, 1995).

• Mekanik olarak kritik lif içeriği

Bentur ve Mindess 1990’a göre sözkonusu büyüklük

klb

çbd,lk,l .E

ƒEV

σηη=

φ

bl EE ≈ kabulü ile

kl

çbd,k,l

ƒV

σηη=

φ

şeklinde yazılabilir. Yukarıda belirtilen φη ve lη değerleri dikkate alınarak lif yönelimine göre kritik lif içerikleri Vl,k şöyle ifade edilebilir (Lame, 1995):

o 3 Boyutlu dizilim ld.

ƒ)12...2(V

k

çbd,k,l τ

≈

o 2 Boyutlu dizilim ld.

ƒ)6...

2(V

k

çbd,k,l τ

π≈

o 1 Boyutlu dizilim ld.

ƒ)2...1(V

k

çbd,k,l τ

≈

77

Açıktır ki verilen beton dayanımı ve lif geometrisi için kritik lif içeriği kenetlenme dayanımıyla ters orantılıdır. Burada verilen bağıntıların önce liflerin kenetlenme dayanımlarının aşılması kabulüne (l ≤ lk) dayandığı, unutulmamalıdır. Lif içeren betonun lifin üreteceği “mekanik artımları” gerçekleştirmek için karışımındaki lif içeriği Vl, Vl > Vl,k olmalıdır. Bağıntılarda açıklanmamış terimlerin anlamları şöyledir: El, Eb= Sırasıyla lif içeren betonun ve yalın-lifsiz-betonun elastik modülleri, ƒd,çb= Yalın betonun direkt çekme dayanımı, τk = Lif ile çimento hamuru arasındaki ortalama kenetlenme dayanımı. Kırılan veya karot alınan bir yüzeyin birim-mm2- alanı başına “lif sayısı”

• Lifin hacimsel içeriğinin • Lifin eşdeğer çapının, ve • Liflerin yönelim şeklinin fonksiyonudur.

(Bkz Şekil-5 Malmberg ve Skarendahl, 1978’den alıntılayan Alema Holmgren ve Skarendahl, 1998 ?)

Üç boyutlu lif yönelimi

İki boyutlu lif yönelimi

Lif çapı

Lif içeriği-Hacimce-Vl Lif içeriği-Hacimce-Vl

a, mm2 a, mm2

Şekil-5 a = ƒ(Vl, d, lif yönelimi) değişimleri (1/ a değeri 1 mm2 kesit alanındaki lif sayısını n ifade eder)

78

• Lif güçlendirme indisi

Liflerin betonun mekanik dayanımı üzerindeki arttırıcı etkilerini açıklamak üzere ortaya koyulmuş indis olup büyüklüğü

dl.VRI l=

ile hesaplanmaktadır (Hannant 1978’den alıntılayan Thomas ve Ramaswamy, 2007). Aynı kaynakta çelik lifle güçlendirilmiş betonun -basınç-çekme- dayanımları

RI CRIƒBAƒƒ 21kb,kb, ++= aa

polinomu ile ifade edilmiştir. A, B, C= Regresyon sabiteleri. a1, a2 üs değerleri ise 0 ila 1 arasında değişmekte olup, 35 MPa < ƒb,k < 85 MPa için a1 = a2 = 0.5 elde edilmiştir. ƒb,k = Yalın-lifsiz- betonun 28 günlük tek eksenli basınç dayanımı-küp- Örneğin; çapı 0.55 mm ve ortalama uzunluğu 30 mm olan iki ucu kancalı çelik lifin hacimsel içeriği Vl = % 1.5 olması durumunda güçlendirme indisi RI

818.055.0

30x015.0RI ==

’dir. Narayanan ve Palanjian, 1984 çalışmasında lif faktörü

kl K.dl.VF =

şeklinde tanımlanmıştır. Vl= Lif içeriği-hacimsel-, Kk= Lifin kenetlenmesine ilişkin ampirik faktör. Düz lif, dalgalı lif ve iki ucu kancalı lifde sırasıyla 0.5, 0.75 ve 1.0 değerleri önerilmektedir. Aynı kaynakta lif içeren betonun yarma çekme dayanımı

FCBA

)F1.01(ƒƒ kb,

çy, +++

= , MPa

F20A −= MPa 7.0B = MPa 1C =

79

olarak verilmektedir. Burada =kb,ƒ Yalın-lifsiz- betonun tek eksenli basınç dayanımı-küp-,MPa. (Alıntılayan Narayanan ve Darwish, 1987). Yukarıda verilen ifadelerden görüleceği üzere artan güçlendirme indisi RI ve lif faktörü F ile lifle güçlendirilmiş betonun özellikle çekme, eğilme dayanım büyüklükleri önemli ölçüde artmaktadır. Fikir vermek bakımından lif içeriğinin çeşitli mekanik büyüklükler üzerindeki etkileri Şekil-6’da gösterilmiştir (Cucchaira, Mendola ve Papia, 2004). Şekil yakından incelendiğinde şu sonuçlar üretilmektedir:

• Tek eksenli basınç dayanımı açısından liflerin etkisi pratik olarak sınırlı iken maksimum basınç gerilmesine karşı gelen birim kısalma değeri ise lif içeriğiyle artmaktadır.

• Lif içeriğiyle yarma çekme dayanımında kırılma yükü dolayısıyla

yarma çekme dayanımı, ƒy,d önemli ölçüde artmaktadır. (DL2P ƒ çy, π

= ,

D = Numune çapı, L = numunenin boyu)

Vl = 0 Vl ≠ 0

Vl = %2

Vl = %1 G

erilm

e, M

Pa

Birim kısalma, mm/mm

Yerdeğiştirme, u, mm

Yük

, P,k

N

a b

P

Lif içeriği-hacimce-%

Artı

ş ∆

f y,d,

MP

a

c

Vl = Lif içeriği-hacimce-

∆ƒy,ç = Yarma çekme dayanı-mında artış miktarı, MPa (Çeşitli deneysel çalışma-ların sonuçları yansıtıl-maktadır)

P = Yarma çekme deneyinde kırılma yükü

Şekil-6 a) Lifli ve lifsiz betonun tek eksenli basınç gerilmesi altında davranışı. b) Lifli ve lifsiz betonun yarma çekme deneyinde (yük-yerdeğiştirme) eğrisi. c) Çeşitli araştırmacıların deneysel sonuçlarına göre lifli betonlarda yarma çekme dayanımındaki artış miktarları

80

• Lif içeriğiyle yarma çekme dayanımında artış “∆ƒy,d” çok anlamlıdır. Örneğin Vl = % 1 lif içeriğinde olası artış miktarı 2~3 MPa’dır. Lifsiz betonun yarma çekme dayanımı

0.63

bdby, ƒ387.0 ƒ = 5 MPa < ƒb < 120 MPa n = 325, r = 0.951

(Arıoğlu, N, Girgin ve Arıoğlu, Ergin, 2006) olup, lifli betonun yarma çekme dayanımı ise by,

0.63bby,dby,dy, ƒƒ387.0ƒƒ ƒ ∆+=∆+=

ile ifade edilebilir. Verilen lif içeriği-hacimce- için )ƒ(Vƒ lby, =∆ değeri Şekil-

5c’den kestirilebilir. ƒb = Yalın-lifsiz- betonun basınç dayanımı-φ150 x 300 mm silindir numune- ƒb=30 MPa alınırsa Vl = %1-hacimce- lifli betonun yarma çekme dayanımı 5.8MPa2.53.302.5MPa)~()30(x387.0 ƒ 63.0

by, ≈+=+= olarak hesaplanabilir.

81

BİLGİ FÖYÜ : 6 LİF İÇEREN BETON KESİTLERİNİN NİHAİ EĞİLME MOMENT KAPASİTELERİ

• Genel

Eğilmeye çalışan beton kaplamalar hem çekme hem de basınç zorlamasına maruzdurlar (Şekil-1 Lok ve Xiao, 1999). Gerilme-birim kısalma/uzama ifadelerinin analitik açılımları anılan kaynakta şöyle tanımlanmıştır:

o Basınç bölgesinde

bo

2

bobob 0 ;2ƒ ε<ε<

εε

−

εε

=σ

bƒ=σ 004.0bnbo ≈ε<ε<ε (bu değer büyük ölçüde

lif içeriğine bağlıdır.)

o Çekme bölgesinde

ço

2

boçoçd, 0 ;2ƒ ε≤ε<

εε

−

εε

=σ

kççoçokç

ço

çd,

çk,çd, ;

ƒƒ

11ƒ ε<ε<ε

ε−εε−ε

−

−−=σ

Şekil-1’den görüldüğü gibi lifli betonun basınç ve çekme gerilmeleri altındaki davranışı “farklılık”lar içermektedir. En büyük farklılık maksimum basınç gerilmesine ulaşan kesitin dış cidarı sabit gerilme altında (σ=ƒb) bir süre daha birim kısalması devam eder. Buna karşın-kesitin çekme bloğunda-maksimum çekme gerilmesinden sonra σ>ƒd,ç çekme gerilmesinin düzeyi kalıcı gerilmeye kadar düşer. Bu mekanik olgu tamamen kesitteki liflerin çatlak oluşumundan (σ≥ƒd,ç) sonra çekme gerilmesine çalışmasından kaynaklanmaktadır. Liflerin varlığı sayesinde σ>ƒd,ç olmasına rağmen, kesit yük taşımaya, diğer bir anlatımıyla eğilme momenti almaya devam eder. Bu momentin büyüklüğü daima M > Mç’dir. “Mç” ise kesitte ilk çatlağı oluşturan eğilme momentini ifade eder. Kesitin (moment – eğrilik) ve (çekme gerilmesi-birim uzama) karakteristikleri ise Şekil-2’de belirtilmiştir (Lok ve Xiao, 1999’den biraz değiştirerek).

82

εbo εbn

ƒb

σ

σ = ƒd,n

ΕbsSekant elastikmodül

εkç < ε < ε

εb0εçoεkçεçn

ƒk,ç

ƒd,ç

σΕçs

Şekil-1 Lif içeren betonun basınç ve çekme zorlaması altındaki gerilme =ƒ(birim kısalma/uzama) karakteristik eğrileri (basınç ve çekmede sekant modülleri Ebs=Eçs olmaktadır) Lifin çimento hamuru arasındaki mekanik kenetlenme dayanımı lifin çekme dayanımı yanında çok düşüktür ve kesitteki yenilme, genellikle kenetleme dayanımının yitirilmesi sonunda oluşur. Genelde lif içeriğinin ve

τ

dl.d

oranının düşük olduğu durumlarda (eğilme momenti-eğrilik)

karakteristik eğrisi Şekil-2’de (I) ile gösterilen formdadır. Gerek lif içeriğinin gerekse

τ

dl.d

ile tanımlanan büyüklüğün artması durumunda incelenen eğri

(II) konumuna doğru yerdeğiştirir. Bu durumda sergilenen mekanik davranış ideal “elastik-plastik” davranış olmaktadır. Büyük lif içeriği ve

τ

dl.d

oranlarında ise kesitin (eğilme moment-eğrilik) değişimi pozitif eğimli

bir eğri ile temsil edilebilir. Diğer bir deyişle nihai eğilme momentini tam olarak belirlemek zor olmamakla birlikte, taşıma kapasitesinin konu edilen diğer rejimlere (I ve II) kıyasla daha büyük olacağı söylenebilir.

ƒb = Basınç dayanımı ƒd,ç = Direkt çekme dayanımı εbo,εbn = Sırasıyla maksimum basınç gerilmesinde birim kısalma ve nihai kısalma değeri εço,εçn = Sırasıyla maksimum çekme gerilmesinde birim uzama ve nihai uzama ƒk,ç = Kalıcı çekme gerilmesi εkç = ƒk,ç’ye karşı gelen birim uzama

83

Β2

Β1

A

Mn

Mç

ƒd,ç

ƒk,ç

ƒkç

εço εkç εçn Birim uzama, εç

Kalýcý gerilme

Çatlak oluþumu

I

Artan

Vl,τd.

Eðrilik

ld

Moment, M

Çekme gerilmesi

Akma davranýþý

Şekil-2 Lif içeren kesitlerde (eğilme momenti-eğrilik) ve (çekme gerilmesi-birim uzama) karakteristik eğrileri (η=Genelde lif yönelimine ilişkin ampirik faktör. Kiriş ve plakalarda sırasıyla 0.405 ve 0.50 değerleri kabul edilebilir. τd = Lifin kenetlenme-aderans- dayanımı. Lifin geometrik şekil ve boyutlarına bağlıdır. 3 ila 7 MPa aralığında değer alır. Aderansı geliştirilmiş liflerde daha yüksek değerler sözkonusudur. Vl=Lifin kesitindeki hacimsel içeriği, l,d=Sırasıyla lif boyu ve çapı, El = Lifin elastik modülü).

• İlk çatlak ve nihai eğilme momentleri Lok ve Xiao, 1999 yaklaşımında kabul edilen birim şekildeğiştirmeler ve gerilme dağılımları Şekil-3’de sunulmuştur. İlk çatlak konumuna karşı gelen gerilme dağılımında basınç bloğunun dış cidarının nötr-tarafsız- eksene olan uzaklığı c = 0.45 h’dir. (Klasik elastik teoride anılan uzaklık c = 0.5 h’dir). M > Mç durumunda ise liflerin varlığı nedeniyle kesitin birim uzama büyüklüğü basınç bloğunda oluşan birim kısalma değerinden çok daha büyüktür. Gerilme dağılımı açısından bakıldığında önemli farklılıklar göze çarpmaktadır. Şöyle ki; ilk çatlak oluşumundan ötürü çekme bölgesinin en dışındaki gerilmenin düzeyi σ=ƒk,ç< ƒd,ç olup, tarafsız eksen daha yukarıya doğru yerdeğiştirmiştir.

ldkç

ldkç

E1

dl.

dlVƒ

τ=ε

ητ=

84

εb

c=0.45 h

εço

σb

h

ƒd,ç

εb

c<0.45 h

σb

h

ƒd,ç

ƒkc εkc

Tarafsız eksen

Şekil-3 a) M=Mç-İlk çatlak oluşumu-b) M=Mn durumlarına ait birim şekil değiştirme ve gerilme dağılımları (Sembollerin anlamları için Bkz. Şekil-1)

Şekil-2’den izlendiği gibi eğilme momenti nihai eğilme momentine ulaştığında çekme bölgesinin dış cidarındaki gerilme kesitin kalıcı dayanımına ulaşmıştır. Bu dayanımın düzeyi ise kesitteki liflerin ilk çatlak oluşumundan sonra harekete geçirilen maksimum kenetleme-aderans- gerilmesi “τd”(*) tarafından denetlenmektedir.

o İlk çatlağı oluşturan eğilme momentin büyüklüğü (Lok ve Xiao, 1999):

Basınç bölgesindeki birim kısalma (Bkz Şekil-3a) ç,dç,db 816.032

ε=ε=ε .

Tarafsız eksenin yüksekliği-basınç bölgesinde- c=0.45h. (*) Lif ile çimento hamuru arasındaki kenetlenme gerilmesi “çekip-çıkarma” deneyiyle belirlenebilir. Bu deneyde beton numunesine (l/2) derinlikte gömülü bir life eksenel çekme kuvveti uygulanarak lifin düşey yöndeki kayma miktarı ölçülür. Oluşturulan gerilme -kayma karakteristik eğrisinin maksimumu ortalama kenetlenme dayanımını tanımlar. Lifin geometrik şekli ve boyutlarına bağlı olarak maksimum gerilme 1 ila 1.5 mm kaymada gözlenmektedir. 1.5 mm’lik aksiyal kaymadan sonra kenetlenme gerilmesi sabit düzeyde kalmaktadır.

a

b

ƒk,ç

85

Eğrilik h

816.1h

çoç,dbç

ε=

ε+ε=φ

İl çatlak momenti

2çd,2

ç

o ço bç h.ƒ236.0

ddM

ç,db

=φ

εεσ+εεσ= ∫∫

εε

-birim genişlik için-

İlk çatlak oluşumunda kesitteki eğilme gerilmesi:

çd,2

2çd,ç

çe, ƒ416.1

6xh1

h.ƒ236.0WM

ƒ ===

Burada: çd,ƒ = Lifli betonun direkt çekme dayanımı

W = Kesitin mukavemet modülü h = Kesitin yüksekliği

o Nihai eğilme momenti (Lok ve Xiao, 1999):

Basınç bölgesindeki birim kısalma (Bkz Şekil-3b): kçb εa=ε

Tarafsız eksenin yüksekliği-basınç bölgesinde -: h1

hcçob

b

+λa

=ε+ε

ε=

Eğrilik: h

)(h

çoçobn

εa+λ=

ε+ε=φ

Yukarıdaki ifadelerdeki λ ve a faktörleri şu şekilde tanımlanmaktadır:

ç,d

kç

εε

=λ

( )1ƒƒ

121

32

çd,

kç −λ

++=a

Deneysel çalışmalarda direkt çekme değerleri “ƒd,ç” belirlemek kimi durumlarda oldukça zordur. Bu durumda yarma çekme deneylerinin sonuçları

86

“ƒy,ç” pratik olarak önemlidir. Sözü edilen deneyler arasında aşağıdaki korelasyon vardır: çy,çd, ƒ75.0ƒ = (Ghalib, 1980)

çd,kb,

boço ƒ

ƒε

=ε (Bkz Şekil-1; Ebs=Eçs koşulundan)

Kalıcı çekme gerilmesi ve birim uzama büyüklükleri (Lok ve Pei, 1998’den)

dl.V.ƒ ldçk, τη=

η = Lif yönelim faktörü. Kirişte η=0.405, plakada η=0.50 alınabilir.

l

dçk, E1.

dl.τ=ε

a ve λ değerleri bilindiğine göre birim genişlik için nihai eğilme momenti “Mn” ve nihai eğilme gerilmesi “ƒe,n” sırasıyla

( )2

çd,2

3/2

n h.ƒ41

32

Ma+λ

−β+a+a=

( ) çd,2

3/2

2nn

ne, ƒ41

32

.6

6xh1M

WMƒ

a+λ

−β+a+a===

( )2

çd,

çk, 1ƒƒ

261

−λ

+=β

• Değerlendirme notu

Lok ve Xiao 1999 yönteminin diğer deneysel çalışmalarla uyumu anılan kaynakta ayrıntılı bir istatistiksel değerlendirilmesi yapılmıştır. Çelik lif içeren kiriş ve plak taşıyıcı elemanlarının teorik nihai eğilme momentleri çeşitli

87

deneysel çalışmalarda (Ghalib 1980i Lim vd 1987 ve Mansur vd 1986) rapor edilen değerleriyle uyumu iyidir.

BİLGİ FÖYÜ : 7 ÇELİK LİFLİ PÜSKÜRTME BETONUN TOKLUK İNDİS BÜYÜKLÜKLERİNİN DEĞERLENDİRİLMESİ

• Genel bilgiler

o İlk çatlak ve nihai eğilme gerilmeleri

Şekil-1a’da uygulanan kiriş deneyinde ilk çatlak-elastik davranıştan plastik davranışa ilk geçiş noktası- ve nihai eğilme gerilmeleri sırasıyla

2ç

2

ç

ççe, bh

lP

6bh

3l.

2P

WM

ƒ ===

2n

2

n

nne, bh

lP

6bh

3l.

2P

WMƒ ===

olarak ifade edilmektedir. Mç, Mn= Sırasıyla ilk çatlak ve nihai eğilme momenti, W=Mukavement momenti . Diğer terimlerin açıklamaları için Bkz Şekil-1.

o Eşdeğer eğilme gerilmesi Japon standardına göre (JSCE, 1984) göre eşdeğer eğilme gerilmesi

22ee, mm/N,

bhl.Aƒ

∆=

olarak tanımlanmaktadır. Bu büyüklük ile lifli betonun kırılma sonrası ortalama eğilme dayanımı ifade edilmektedir. Burada A = Yük-sehim eğrisinde (l/150=450/150=3 mm sehime karşı gelen alan Nmm. ∆=Açıklık ortasında ölçülen sehim-düşey yerdeğiştirme-, mm. ∆=3 mm. Kesit boyutları b ve h ise mm biriminde kullanılacaktır. (Alıntılayan Arıoğlu, Ergin ve Yüksel , 1999)

88

Eğilme momenti:

a

Sehim, ∆, mm

Yük

, P, k

N

b

İlk çatlak yükü:

Pç=41.85 kN

Nihai kırılma yükü:

Pn = 41.85 kN

∆= Açıklığın ortasında ölçülen sehim

Şekil-1 a)Uç nokta eğilme deneyi, b) Kirişin yük-sehim karakteristik eğrisi (Dramix ZP 30/0.5; Lif içeriği 40 kg/m3) b = h = 100 mm, l = 450 ve ∆ = 3 mm değerleri için eşdeğer eğilme gerilmesinin büyüklüğü

A10.4.4ƒ 5ee,

−= olarak yazılabilir. Burada A Nmm ve ƒe N/mm2 -MPa- ile ifade edilmektedir. A büyüklüğü ise en genel şekilde )ƒ,,d/l,ƒ(VA bkl τ=

89

ile tanımlanabilir. Burada Vl= Lif içeriği-hacimce- oranıçapı Lif

uzunluğu Lifdl

=

-narinlik oranı-τk= Lif ile çimento hamuru arasındaki ortalama kenetlenme gerilmesi, ƒb= Yalın betonun tek eksenli basınç dayanımı.

o Açıklık ortası sehim Şekil-1a’da gösterilen şekilde yüklenen basit bir kirişin açıklık ortasındaki sehimi

)a4l3(EI 48a.P 22 −=∆

3la =

EIPl

129623 3

=∆

’dir. Eğrilik ϕ ile maksimum eğilme momenti M arasındaki temel bağıntıdan hareketle

EI6Pl

EIM

==ϕ

Sehim ile eğrilik arasındaki analitik ilişki

ϕ==∆ .216

l23EIM

216l23 22

olarak yazılabilir (Oh, Cho ve Park, 2003). Burada E= Kiriş malzemesinin elastik modülü I= Kiriş kesitinin atalet momenti. Dikdörtgen kesit (b x h) için

2hIW,

12bhI

3

== ’dir. W = Mukavemet momenti.

o Tokluk indisleri Lifli betonun kırılma sonrası “süneklik” davranışını, diğer bir deyişle enerji tüketme özelliğini tanımlamak üzere ASTM C 1018, 1994’ce geliştirilmiş indis

90

büyüklükleridir. Bu yaklaşımda malzeme ideal elastik-plastik olarak kabul edilir (Şekil-2).

Sehim, ∆

Pç

İdealleştirilmiş

P=ƒ(∆) eğrisi

Tokluk indisleri:

OAB AlanOACD AlanI 5 =

OAB AlanOAEF AlanI10 =

OAB AlanOAGH AlanI 30 =

O ƍ 3 ƍ 5.5 ƍ 15.5 ƍ

Şekil-2 İdealleştirilmiş elastik-plastik malzemede eğilme için tanımlanan tokluk indisleri (Pç=İlk çatlağın gözlendiği yük düzeyi, ∆ç= Pç yüklemesine karşı gelen sehim-açıklık ortasında ölçülen- I5,10,15 = Tokluk indis değerleri) Tokluk indisi IA=I2a-1, ∆a=a∆ olmak üzere (Bkz Şekil-2) eğilme gerilmesi cinsinden

çe,

oe,

çe,

oe,çe,

A ƒƒ

)1a(21ƒ

21

ƒ)1a(ƒ21

I −+=∆

∆−+∆=

şeklinde yazılabilir (Moens ve Nemegeer, 1991). ASTM’e göre kırılma sonrası ortalama eğilme dayanımı ise yukarıdaki formülden

)1a(2

1Iƒƒ Açe,oe, −

−=

91

olmaktadır. Burada a bir sayı olup, sözkonusu standartta sözkonusu standartta a = 3, a= 5.5 ve a = 15.5 alınmaktadır. Bu değerlere karşı gelen tokluk indisleri de sırasıyla IA=I2a-1=I5; IA=I2a-1=I10 ve IA=I2a-1=I30’dir. Örneğin; a = 3 için tokluk indisi

çe,

oe,

çç,

oe,5 ƒ

ƒ.41

ƒƒ

)13(21I +=−+=

ile bellidir. a, ∆ ve a2 ∆ sehimleri arasında kırılma sonrası davranışı belirlemek için tokluk indisleri arasında “fark” sayısallaştırılabilir. Benzer şekilde

çe,

aa12AA ƒ

ƒ)aa(2II 21

12−=−

belirlenebilir (Moens ve Nemegeer, 1991). Burada ƒa1.a2, (a1-a2)∆ sehim aralığına karşı gelen ortalama eğilme gerilmesini-kırılma sonrası- göstermektedir. Lifli betonun eğilme davranışını pratik olarak açıklayan diğer bir büyüklük ise tokluk faktörüdür.

)aa(2

1I.100

ƒƒ100R

12

AA

çe,

a1a2aa

12

21 −

−==

ila tanımlanmaktadır (Moens ve Nemegeer, 1991). İdeal elastik-plastik davranışta, diğer deyişle “akma”da Ra1a2=100’dir. Eğer Ra1a2 > 100 ise malzeme eğilmede yük-sehim eğrisi sürekli artan bir davranış sergiler. Bu tür davranış, genellikle lif içeriği ve lif uzunluğu/çap oranı büyük olan lif kullanımında sözkonusudur. Püskürtme beton uygulamalarında işlenebilirlik ve geri sıçrama gibi nedenden dolayı lif içeriği ve (l/d) oranı göreceli olarak düşüktür. Ve yaygın davranış “çekme yumuşaması” şeklindedir. Diğer kelimelerle kesit kırıldıktan sonra kesitteki çekme gerilmesi maksimum -dayanım- değerinden sonra göreceli olarak küçüktür. Kısacası, tokluk faktörü Ra1a2 < 100’dür. Kanada’da çeşitli tünel projelerinde elde dilen deneyimlerin sonucunda benimsenen tokluk indis -kalıcı gerilme-faktörleri Çizelge-1’de topluca belirtilmiştir (Valdewalle, 1997). Çizelge-1 Lifli Betonların Tokluk İndislerine Göre Değerlendirilmesi

Sınıf I10 I30 R30/10(*) Değerlendirme

I <4 <12 <40 Marjinal II 4 12 40 Oldukça iyi

92

III 6 18 60 İyi IV 8 24 80 Mükemmel

(*)R30/10 = 5 (I30-I10) bağıntısından hesaplanmıştır. Kısaca artan R30/10 değerlerinde lifli kaplamanın dinamik ve statik yüklemeler altında deformasyon kapasitesi, diğer bir deyişle “süneklik” özelliği artmaktadır. Özellikle kaya patlamaları gibi dinamik yüklemelere maruz kalan kaplamaların kesinlikle uygun geometrik formda ve içerikte çelik liflerle güçlendirilmesi hayati derecede önem kazanır (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999). Lifli beton tasarımında kullanılan diğer bir büyüklük ise “eşdeğer dayanım”a dayalı tokluk faktörü

be,

ee,e ƒ

ƒ100R =

’dir. ƒe,b= Yalın betona ait eğilme dayanımı olup aşağıdaki regresyon bağıntısından kestirilebilir (Vandewella, 1997, 2005). ( ) MPa,ƒ4.0ƒ 666.0

kb,be, = ƒb,k = Küp numune cinsinden yalın betonun 28 günlük basınç dayanımı, MPa. JSCEi 1984’e göre eşdeğer eğilme dayanımı dikkate alındığında, sözkonusu büyüklük ( ) Aƒ011.0R 666.0

kb,e−=

şeklinde basitleştirilebilir. Hatırlatılmalıdır ki verilen bağıntıda A (Nmm) ve ƒb,k (MPa) olarak alınacaktır. Dramix marka çeşitli çelik lif tipleri için Vandewalle (1997, s80) kaynağındaki işlenmemiş veriler kullanılarak tokluk ile yerinde lif içeriği arasında CBmAmR 1

2le ++=

regresyon bağıntısı elde edilmiştir (Arıoğlu, Girgin, 1998) (Çizelge-2) Re = Tokluk faktörü ml = Yerinde lif içeriği, kg/m3 A, B, C = Regresyon katsayıları r = Korelasyon katsayısı Çizelge-2 Dramix Marka Çelik Liflere Ait Re= ƒ(ml) Bağıntıları

Lif türü A B C r

93

RC 65/30 -0.0262 3.0548 -10.5 0.996 RC 65/35 -0.0167 2.0881 14.571 0.999 ZP 305 -0.0271 3.15 -17 0.998

Kullanılan lif türü ve içeriği belli olduğunda dikdörtgen bir kesitin nihai eğilme momenti bulunabilir:

6

bh.ƒW.ƒM2

ee,ee,n ==

MPa,R.ƒ10.4R.ƒ01.0ƒ e

0.666kb,

3ebe,ee,

−== Nmm,bhƒR10.66.6M 20.666

kb,e4

n−=

(Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999) Konuya ilişkin uygulamalar Problem-7 ve 10’de yapılmıştır. Norveç Beton Birliği, 1993 göre lifli püskürtme beton kiriş eğilme deneyinde 1 mm ve 3 mm sehimlere karşı gelen eğilme dayanımları ƒe ve tokluk faktörü R-kalıntı dayanım- büyüklükleri sırasıyla

211mm e bhlPƒ =

233mm e bhlPƒ =

ve

100xPPR

n

1mm 1 =

100xPPR

n

3mm 3 =

olarak tanımlanmaktadır (Alıntılayan Jeng, Lin ve Yuan, 2002). ƒe,1mm, ƒe,3mm = Sırasıyla kiriş eğilme deneyinde ∆ = 1 mm ve 3 mm’ye karşı gelen eğilme dayanım değerleri, MPa, P1 ve P2= Sırasıyla 1 mm ve 3 mm sehimlere neden olan yük düzeyleri, N. Şekil-3’de (NCA, 1993) lifli püskürtme beton için önerilen tokluk sınıfları, maksimum ve kalıntı eğilme dayanımları, lif uzunluğuna bağlı olarak

94

en az lif içerikleri-ağırlıkça- ve eğilme deneyinde (75 x 125x 600 mm-eğilme açıklığı 450 mm-) yük-açıklık ortası sehim karakteristik eğrileri topluca gösterilmiştir (Morgan vd, 1995’den alıntılayan Rose, 1999). Anlaşılacağı üzere

Tokluk sınıfı Tanımlanan sehimlerde kalıntı eğilme

gerilmesi 1 mm 3mm

0 Lifsiz püskürtme beton 1 Lif türü ve içeriği 2 2.0 MPa 1.5 MPa 3 3.5 MPa 3.0 MPa

a) Tokluk sınıfı önerilen kalıcı eğilme gerilmesi

Beton sınıfı (*) C30 C35 C40 C45 C50 C55 En az eğilme dayanımı 3.8 4.2 4.4 4.6 4.8 5.0

b) 2. ve 3. tokluk sınıfı için minimum eğilme dayanımları

Lif uzunluğu, mm En az lif içeriği, kg/m3(*) Ortalama değer Tek değer

≤ 20 ≥ 60 ≥ 42 21 – 39 ≥ 40 ≥ 28

≥ 40 ≥ 30 ≥ 21 (*)Sadece çelik lif için c) 2 ve 3 tokluk sınıfları için lif içerikleri

Açıklık ortası sehim, mm

Yük

, P,k

N

3. sınıf

2. sınıf

d) 2 ve 3 tokluk sınıfları için eğilme yükü açıklık ortası sehim karakteristik eğrileri

Şekil-3 Norveç Beton Birliği (NCB) 1993 göre yenilme sonrası püskürtme beton eğilme büyüklükleri (*Örneğin C 40 küp dayanımının karot Yükseklik/çap=2 eşdeğeri 40 x 0.8 x 0.8 =25.6 MPa olmaktadır. 0.8 küpten silindire geçişte kullanılan değerdir. Diğer 0.8 ise örselenme, yoğunluk ile ilintili faktördür.)

95

ilk çatlak yükü/gerilmesi yerine, tokluk indisleri doğrudan doğruya kolayca ölçülebilen 1 mm ve 3 mm’lik açıklık ortası sehimlerine karşı gelen “kalıntı gerilmeler” üzerinden tanımlanmıştır. Şekil-3’den şu bulgular elde edilmektedir:

o Enerji yutma-tokluk- özelliğinin önem kazandığı tünel projelerinde eğilme dayanımı ve kalıntı eğilme gerilmeleri yüksek olan lifli püskürtme betonu kullanılmaktadır.

o Bu tür püskürtme betonlarda örneğin lif uzunluğu l ≤20 mm için yerinde minimum lif içeriği 60 kg/m3’den büyük olmalıdır. Eğer lif uzunluğu ≥ 40 mm ise aynı büyüklük ≥ 30 kg/m3 alınmalıdır.

Yerli mühendislik literatüründe lifle güçlendirilmiş betonlara ilişkin tokluk indis büyüklükleri ayrıntılı şekilde (Taşdemir vd, 2006) kaynağında verilmiştir.

• Sayısal örnek 40 kg/m3 içerikli Dramix çelik lif (ZP 30/0.5) ile güçlendirilmiş 150 x 150 x500 (eğilme açıklığı 450) mm boyutlarındaki püskürtme beton kirişinde üç nokta yüklemesi (Şekil-1a) uygulanarak “yük-sehim” karakteristik eğrisi (Şekil -1b) çıkarılmıştır (Vandewalle, 1997, s78). Bu eğri yardımıyla çelik lifli kirişe ait eşdeğer eğilme dayanımını, tokluk indis büyüklüklerini ve Kanada’da tünel projelerinde geniş ölçüde kullanılan tasarım tokluk indisi (kalıcı gerilme faktörü) “R30/10” değerini hesaplayarak değerlendiriniz. ÇÖZÜM

o Nihai eğilme gerilmesi

Şekil-1b’den belirtilen “yük-sehim” karakteristik eğrisinden ilk çatlak ve nihai yük birbirine eşit olup, büyüklüğü Pç = Pn=41850 kN mertebesindedir. Buna göre nihai eğilme gerilmesi

)MPa(mm/N58.5)150(x150

450x41850h.b

l.Pƒƒ 222

nne,çe, ====

elde edilmektedir.

o Eşdeğer eğilme gerilmesi ve tokluk faktörü

Şekil-1b’den

===∆ mm3

150450

150l sehimine karşı gelen yerdeğiştirme işi A

= 90411 Nm bulunur (Vandewalle, 1997)

96

Japon standardına göre eşdeğer eğilme gerilmesi

222ee, mm/N02.4

)150(x150450x

390411

h.blAƒ ==

∆=

ve tokluk-kalıntı gerilme dayanımı-

725.584.02100

ƒƒ

100Rçe,

ee,e ===

olarak hesaplanır.

o Tokluk indis değerleri ve değerlendirilmesi

48.758.502.4)15.5(21

ƒƒ

)1a(21I5.5açe,

ee,10 =−+=−+=→=

89.2158.502.4)15.15(21

ƒƒ

)1a(21I5.15açe,

ee,30 =−+=−+=→=

( ) ( ) 05.7248.789.215II5R 103030/10 =−=−=

Hesaplanan R30/10 =72.05 değeri 60 < R30/10 =72.05 < 80 arasında

kalmaktadır ve Çizelge-1’de belirtilen değerlendirmeye göre, enerji yutma kapasitesi açısından incelenen lifli beton “iyi-mükemmel” aralığında yer almaktadır.

• Değerlendirme notu

o Kiriş eğilme deneyinde tanımlanan tokluk indis değerleri ilk çatlak yüküne/sehimine bağlıdır. Sözkonusu çatlağı deney sırasında sağlıklı bir şekilde gözlemlemek çoğu kez mümkün olmamaktadır. Daha açık anlatımıyla ilk çatlak yükü/sehimi kesin olarak tanımlanamadığından ötürü hesaplanan tokluk indis değerlerinin doğruluğu da daima tartışmaya açıktır.

o Kiriş eğilme deneylerinde liflerin kesit içindeki yönelimleri genellikle 1 boyutludur. Halbuki tünel kaplamasında liflerin yönelimleri genellikle 2 boyutludur. Bu durum, yenilme sonrasındaki lif dayanımlarını dolayısıyla kesitin nihai moment ve eğilme dayanımını belirgin ölçüde

97

etkilemektedir. Kısacası, kiriş eğilme deneyinden elde edilen deneysel bulgular gerçek davranışı yansıtmamaktadır.

BİLGİ FÖYÜ : 8 PLAKA EĞİLME DENEYLERİYLE LİFLİ PÜSKÜRTME BETONLARIN (YÜK-SEHİM) VE (ENERJİ-SEHİM) KARAKTERİSTİK EĞRİLERİNİN ÇIKARTILMASI

• Genel

Lifli betonların yük-sehim eğrilerinin çıkarılmasında kullanılan kiriş eğilme deneyi bir çok açıdan eleştiriye açıktır:

o Tünel ve yeraltı yapılarında püskürtme beton kaplaması genellikle hem boyuna hem de enine yönde eğilmeye çalışmaktadır. Mesnetlenme koşulları ise tavan saplamaları tarafından denetlenmektedir. Kısacası; püskürtme beton kaplamasının statik davranışı kirişten ziyade “plaka” olarak modellenmesi daha gerçekçi olacaktır.

o Gerçekte kaplama maksimum kırılma yükünden sonra, taşıdığı “hiperstatiklik” derecesine uygun olarak yükü iki yöne dağıtarak çökmeye devam eder. Plaka eğilme deneylerinde kaplamanın “hiperstatik” özelliği dikkate alınmaktadır.

o Kiriş eğilme deneyinde açıklığın orta noktasının alt cidarı maksimum eğilme gerilmesine maruzdur. Diğer kelimelerle, kaplamanın fevkalade küçük bir bölümü “çekme gerilmesi”ne çalışmaktadır. Bu durumda kullanılan malzeme bileşenlerinin (özellikle maksimum agrega çapı) ve üretim işlemleri sırasında yapılan kimi kusurların ölçülen büyüklükler üzerindeki etkileri hemen hemen maskelenmiş durumdadır. Diğer kelimelerle üretim kusurlarının etkilerini ayırt etmek mümkün olmamaktadır. Örneğin; bir çok üretim kusuru içeren bir kiriş numunesinde kusur dağılımları ağırlıklı olarak yukarıda sözü edilen geometrinin dışında yer alıyorsa, kaplamanın “ilk çatlak eğilme momenti” büyük olasılıkla yüksek değerde elde edilecektir. Plaka eğilme deneylerinde ise yenilme-akma- çizgileri birden fazla oluştuğundan malzeme özellikleri ve üretim kusurlarının etkileri daha sağlıklı biçimde ortaya çıkartılabilmektedir.

• EFNARC Plaka Eğilme Deneyi

EFNARC plaka eğilme deneyi Avrupa Birliği Ülkelerinde püskürtme beton kaplamasının tokluk-enerji yutma- büyüklüklerinin belirlenmesinde uygulanan bir deneydir. Şekil-1a’da görüleceği gibi (60x60x10 cm) boyutlu deney

98

numunesi yükleme düzeneğine dört kenarından serbestçe oturtulur ve plak ortasındaki sehimin hızı 1 (mm/dak) olacak şekilde yüklenir. Deneyde 25 mm’lik plak ortası sehime kadar yutulan enerji esas alınmaktadır.

Şekil-1 a) EFNARC plaka deneyi düzeneği ve b,c) Deneyden sırasıyla 10 saat ve 48 saat kür sürelerinde ve çelik lifli/çelik hasırlı betonlar için elde edilen

25 20 0 5 10 15

25 20 0

a

b

c

16

18

20

5 10 15

99

(yük-sehim) eğrileri (Kullanılan beton bileşimi: Portland çimento 450 kg/m3, Agrega (0-8 mm): 1770 kg/m3, süperplastikleştirici % 1-çimento ağırlığının-, su/çimento oranı:0.45-ağırlıkça-, Lif türü: uçları kancalı çelik lif, l/d oranı = 60) Çelik liflerle güçlendirilmiş beton kaplamanın EFNARC deneyinde elde edilen (yük-sehim) eğrileriyle birlikte çapı 6 mm, açıklığı 100 mm olan-donatı oranı µ=%0.19- çelik hasırlı beton kare plakanın (yük-sehim) eğrisi Şekil-1b ve c’de verilmiştir (Ding ve Kusterle, 1999). Eğriler yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar göze çarpmaktadır:

o Erken kür süresinde deneye tabi tutulan plakalarda lif içeriğinden bağımsız olarak elastik bölgede sürekli “çatlak oluşumları” gözlemlenmektedir. Plaka, lifler sayesinde bu çatlaklardan etkilenmeden tekrar yük alarak çökmeye devam eder. Artan kür süresiyle elastik bölgede oluşan çatlakların frekansları belirgin şekilde azalmaktadır.

o Kür süresi ve lif içeriği-ağırlıkça- arttıkça plakanın maksimum yenilme yükü ve (yük-sehim) eğrisinin altında kalan alanı, daha açık deyişle yutulan enerji miktarı da artmaktadır.

o Çelik hasırlı beton kaplamasının maksimum yenilme yükü 40 ve 20 kg/m3 çelik lif içerikli beton plakalara ait değerlerden daha büyüktür. Enerji yutma özelliğinin yüksek olması istenen çalışma koşullarında 60 kg/m3 içerikli çelik lifle güçlendirilmiş beton kaplamanın performansı çelik hasırlı beton kaplamaya kıyasla daha üstündür (Bkz Şekil-2 Ding ve Kusterle, 1999). Sözgelimi 25 mm açıklık ortası sehimde çelik hasırlı beton kaplamanın enerji yutma büyüklüğü 1000 Joule’de kalırken, 60 kg/m3 çelik lifli beton kaplamada yutulan enerji düzeyi ise 1400 Joule’den biraz büyüktür.

100

Şekil-2 Çelik lifli ve çelik hasırlı betonların 2. gündeki enerji yutma kapasitelerinin karşılaştırılması Çeşitli dozajlarda ve türdeki çelik liflerle güçlendirilmiş püskürtme beton kaplamasının (yük-sehim) performansları Şekil-3’de verilmiştir (Clements, 1996). Ulaşılan sonuçlar şöyle özetlenebilir:

101

Şekil-3 a) Değişik lif içeriği ve uzunluklarda liflerin-kullanıldığı püskürtme beton kaplamalarına ait (yük-sehim) eğrileri. (l/d=uzunluk/çap=60 ve lif çapı 0.5 mm). b) Çeşitli çelik lifler ile güçlendirilmiş püskürtme beton kaplamalarına ait (yük-sehim) eğrileri. (Çekme dayanımları: Dramix: 1200 MPa, Xorex: 900 MPa, Horle: 700MPA, Horex: 800 MPa, Dramix’in dışında kalan liflerin (uzunluk/çap) -narinlik-oranları 43-60’dır).

o Kiriş deneyinde olduğu gibi kaplamanın maksimum yenilme yükü ve 25 mm sehime karşı gelen enerji yutma büyüklüğü (lif kullanım içeriği, lif (uzunluk/çap) oranı, malzemenin çekme dayanımı’nın fonksiyonuur. Verilen lif uzunluğu ve çekme dayanımında anılan tasarım büyüklükleri artan lif içeriğiyle artmaktadır (Şekil 3a). Ayrıca; aynı lif kullanım

a

b

102

içeriğinde lif uzunluğunu arttırmak suretiyle hem maksimum yük hem de 25 mm sehim için yutulan enerji miktarı arttırılabilir.

o Çeşitli marka çelik liflerin kullanıldığı kaplamalarda en yüksek yenilme yükü ve enerji yutma kapasitesi Dramix’de elde edilmiştir (Şekil-3b). (Bu sonuç sözü edilen lifin çekme dayanımının daha büyük olmasından kaynaklanmıştır).

• Yuvarlak plaka eğilme deneyi

Bu deneyde kullanılan numunenin geometrik şekli yuvarlak bir plakadır. Genelde deney numunesi 120o’lik açılarla konumlandırılmış 3 adet basit mesnetin üzerine oturtulur (Şekil-4a). Belirli bir yükleme hızıyla uygulanan aksiyal yük altındaki numunenin merkezinin düşey yerdeğiştirmesi ölçülür. Yenilme sırasında oluşan çatlakların geometrik formunun izlenmesi önemlidir. Şöyle ki; eğilme gerilmesinden sonuçlanan yenilme modunda genellikle 120o açılarla bölünmüş 3 adet belirgin akma-çatlak-çizgisi oluşur.Bu yenilme şeklinde lifli beton kaplaması “sünek” davranış sergilemiştir. Eğer numune maksimum yükten sonra çok sınırlı bir yerdeğiştirme yapmışsa yenilmede kayma gerilmesinin etkileri ön plana çıkmıştır. Bu tür yenilme çok ani ve tahripkar özellik taşır ve deneysel çalışmaların değerlendirilmesinde dikkate alınmalıdır. Şekil-4a’daki gibi mesnetlenen deney numunesinin yenilme yükü P “akma çizgileri” teorisine göre belirlenebilir (Bernard, 2004 ve 2006):

İç enerji ∫∆

=θ=R

oi rmR33dxm6U

Dış enerji ∆= .PUd

di UU ≡ koşulundan

r

mR2.5r

mR33P ≈=

Burada açıklanmamış terimlerin anlamları şunlardır: m = Her bir akma çizgisinde birim uzunluk başına eğilme momenti, θ = Çatlak dönmesinin açısı , x = Her bir radyal çatlak boyunca uzaklık. R = Deney numunesinin yarıçapı, r = Plaka merkezinin mesnet noktalarına uzaklığı-mesnet noktalarının yarıçapı-, ∆=Plak merkezinin sehimi. Farklı mesnetlenmiş değişik kalınlıklı yuvarlak püskürtme beton kaplamalarının (yük-sehim eğrileri) Şekil-4 b ve c’de sunulmuştur (Bernard, 2000). Deneyde kullanılan püskürtme betonun bileşenleri şöyledir: Çimento: 380 kg/m3, Uçucu kül: 40 kg/m3, Toplam agrega: 1405 kg/m3-maksimum tane boyutu 10 mm- Çelik lif: Uçları kancalı 25 kg/m3. Eğrilere yakından bakıldığında ulaşılan pratik sonuçlar şunlardır:

103

Şekil-4 Yuvarlak plaka deneyinde numunenin mesnetlenme şeklinin ve kalınlığının çelik lifle güçlendirilmiş 600 mm çapındaki püskürtme betonun yük-sehim eğrilerine etkileri

o Elde edilen yük-sehim eğrilerinin maksimum yenilme yükü ve yenilme sonrası davranış plakanın mesnetlenme şekline ve kalınlığına büyük ölçüde bağlıdır. Kenetlenme derecesi ve kalınlığı arttıkça yenilme yükün düzeyi artmaktadır.Özellikle tutulu-basit mesnetlenmede çelik silindir ile plaka yüzeyi arasında oluşan sürtünme kuvvetinin etkiyle numune, yenilme sonrası büyük yerdeğiştirmeler yapabilir (Bkz Şekil-

104

4b). (Kuşkusuz bu tür büyük yerdeğiştirmeler yutulan enerjinin düzeyinin artmasına neden olur).

o Kenetlenme etkisinin en yüksek olduğu durumda (Şekil-4c) ise kalın numuneler kayma gerilmesinin etkisiyle yeterli bir “sünek” davranış sergilememektedirler. Kısacası; yenilme sonrası davranış formlarında belirgin anomaliler göze çarpmaktadır.

Sekil-5’de EFNARC ve yuvarlak plaka eğilme deneylerinin yutulan enerji bazında korelasyonu gösterilmiştir (Bernard, 2002). Bir dağılım olmasına rağmen her iki deneyden elde edilen yutulan enerji düzeyleri arasında anlamlı kabul edilebilecek doğrusal bir korelasyon sözkonusudur. (Bernard, 2001) :

E1 ≈ 2.5 E2 r=0.938

E1,E2=Sırasıyla EFNARC ve yuvarlak plaka deneylerinde 25 mm ve 40 mm sehimler için hesaplanan enerji düzeyleri, Joule, r = Korelasyon katsayısı.

Şekil-5 Farklı plaka eğilme deneylerinde elde edilen yutulan enerji düzeyleri arasındaki korelasyon

105

Çizelge-1’de (Papworth, 2002) Q-iksa abağı bazında önerilen EFNARC25 mm, ve RDP80 mm büyüklükleri lif içerikleriyle birlikte belirtilmiştir. Açıktır ki kaya kütlesinin kalitesi kötüleştikçe, diğer kelimelerle yerinde mekanik dayanımları azaldıkça lifli kaplamanın yutması gereken enerji düzeyleri artmaktadır ve buna bağlı olarak kullanılacak lif içeriği de artmaktadır. Örneğin; 1 < Q < 4 aralığında-D sınıfı kaya kütlesi- önerilen enerji düzeyleri EFNARC > 700 Joule, RDP40 mm > 280 Joule ve büyük sehim için RDP80 mm > 420 Joule olmaktadır. Yapısal sentetik lif ve çelik lif miktarı ise ağırlıkça 7.5 kg/m3 ve 27.5 kg/m3’dür. Eğer tünelin açılacağı kaya kütlesi 0.01 < Q < 0.1 aralığında bulunuyorsa kullanılacak lifli püskürtme beton kaplamasının enerji düzeyleri aynı sırada >1400, >560 ve >840 Joule olmalıdır. Çizelge-1 Q Sistemi Bazında Çeşitli Plaka Deneylerine Göre Lifli Püskürtme Beton Kaplaması İçin Önerilen Enerji Düzeyleri ve Lif İçerikleri

Kaya sınıfı

EFNARC, Joule

RDP40mm, Joule

RDP80mm, Joule

Büyük sehim ölçütü Yüksek performanslı lif kullanım

içeriği, Kg/m3 Yapısal sentetik lif Çelik lif

F >1400 >560 >840 11.5 55 E >1000 >400 >600 9.0 40 D >700 >280 >420 7.5 27.5 C >500 >200 >300 6.5 20 B A 0 0 0 0 0 EFNARC: Kare plaka eğilme deneyinde 25 mm sehim için belirlenen enerji miktarı, RDP40mm, RDP80mm :Sırasıyla yuvarlak plaka eğilme deneylerinde 40 ve 80 mm plak ortası sehim değerleri için yutulan enerji.

Geçerken burada önemli bir noktanın altı çizilmesi gerekmektedir. Şöyle ki; derin bir tünel/galeri A ve/veya B sınıfıyla temsil edilen kaya kütlesi içinde açıldığında belirli bir düzeyde “kaya patlama” oluşumu kaçınılmazdır. Bu tür stabilite problemlerinde kullanılacak lifli kaplamanın enerji düzeyleri ve lif içeriği kesinlikle yüksek olmalıdır (Arıoğlu, Ergin ve Girgin, 1998; Arıoğlu, Ergin; Arıoğlu, B ve Girgin, 1999). Kısacası; Çizelge-1’de A ve B sınıfı kaya kütlesi için önerilen enerji düzeyleri kesinlikle “kaya patlama” açısından özenle tahkik edilmelidir.

105

BİLGİ FÖYÜ : 9 TÜNEL KAPLAMASININ SIKIŞMA VE ESNEKLİK ORANLARININ HESAPLANMASI

• Genel

Dış yüklere maruz kalan tünel kaplamasının rölatif “sıkılık” özelliğini yansıtan sıkışma “sk” ve esneklik “ek” oranları dikdörtgen kesit için sırasıyla

( )( )

υ−υ+υ−

=

yy

2k

k

yk 211

1tR

EE

s

( )( )

υ+υ−

=

y

2k

3

k

yk 1

12tR

EE

e

ifadeleriyle tanımlanmaktadır (O’ Rourke, 1984).

Burada:

Ey,Ek = Sırasıyla kaya kütlesinin ve kaplama malzemesinin elastik modülleri R,t = Tünel kazı yarı çapı ve kaplama kalınlığı υk, υy = Sırasıyla kaplama malzemesinin ve kaya kütlesinin Poisson oranları (Beton kaplama kullanımında υk ≈ υy ≈ 0.25 kabulü yapılabilir)

o Ortamın -kaya kütlesi- elastik modülü Kaya kütlesinin elastik modülünün kestirilmesinde kullanılan kimi amprik ifadeler topluca Çizelge-1’de verilmiştir (Singh ve Goel, 2006; Zhang 2005; Arıoğlu, E ve Yılmaz, 2006 kaynaklarından derlenmiştir.) Hoek ve Diederichs 2006 tarafından önerilen Ey/Elab=ƒ(ƒö, GSI) amprik ilişkisinin değişimleri Şekil-1’de gösterilmiştir. Şekil yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar ön plana çıkmaktadır:

o Verilen örselenme faktörü ƒö için (Ey/Elab) oranı GSI ile birlikte artmaktadır. Beklenildiği gibi ƒö≈ 0-örselenmemiş kaya kütlesi- ve GSI= 100’de Ey/Elab≡1’dir.

o Verilen jeolojik dayanım indis değerinde örselenme faktörü (Ey/Elab) oranını önemli ölçüde etkilemektedir. Özellikle GSI > 25 durumunda bu etkime daha belirgin olmaktadır. Örneğin; GSI=100 ve ƒö=1-örselenmiş kaya kütlesi- durumunda kaya kütlesinin elastik modülü Ey, Ey≈0.45Elab değerini almaktadır. Ortalama ƒö=0.5 ve GSI=100 değerlerinde ise Ey≈0.7Elab’dir.

106

Çizelge-1 Kaya Kütlesinin Elastik Modülü İçin Çeşitli Amprik Bağıntılar Araştırmacı Bağıntı Kullanım sınırları

Verman 1993

−

α= 3810RMR

y 10H3.0E

α = 0.16 ~ 0.30 Zayıf kaya kütlesi için daha büyük α. σb≤100 MPa, H≥50 m Jw = 1 H, m; Ey GPa

Singh, 1997

2.036.0y HQE =

14.0lab

6.0y EQ5.1E =

Q < 10; Jw = 1 Jw ≤ 1 H m; Elab GPa; Ey GPa

Barton 2002

333.0b

y 100.Q10E

σ

= 0.1 < Q < 100 10 MPa < σb < 200 MPa

σb, MPa; Ey GPa

Barton , 2002 35.3V

y

p

10.10E−

= Vp km/sn; Ey GPa

Kayabaşı, Gökçeoğlu ve Ercanoğlu, 2003

5528.1

b

lab

y WD

)RQD01.01(E

001.0E

+σ

=

0< RQD < %100 Elab, σb MPa; Ey GPa

Hoek ve Diederichs 2006

+−

= −+ 11/)GSIƒ2575(ö6

y öe12/ƒ110E

+−

+= −+ 11/)GSIƒ1560(ö

laby öe12/ƒ102.0EE

10 < GSI ≤ 100 Elab MPa; Ey MPa

Ey= Kaya kütlesinin elastik modülü, Elab= Sağlam kaya numunesinin elastik modülü, σb = Sağlam kaya numunesinin tek eksenli basınç dayanımı, H = Tünel derinliği, RMR = Kaya kütlesi puanlama değeri, Q= Kaya kütlesi kalitesi, Vp= P-basınç-dalga hızı, RQD= Kaya kalite göstergesi, %; WD= Bozunma derecesi, GSI= Jeolojik dayanım indisi, ƒö=Kaya kütlesinin örselenme faktörü. Tünel kazı makinesinin kullanımında ƒö≈0. Ortalama koşullar için ƒö≈ 0.5 kabul edilebilir.

107

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100GSI

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1E y

/Ela

b

ƒö=0

ƒö=0.5

ƒö=1

Şekil-1 Ey/Elab=ƒ(ƒö, GSI) değişimleri (Ey, Ekb= Sırasıyla kaya kütlesinin ve sağlam numunesinin elastik modülü, ƒö = Örselenme faktörü. 0 < ƒö ≤1. ƒö =0.5 ortalama koşulları yansıtmaktadır.)

o Püskürtme betonun elastik modülünün kestirilmesi Sözkonusu mekanik büyüklüğün kestirilmesinde kullanılan kimi bağıntılar topluca Çizelge-2’de belirtilmiştir (alıntılayan Ansell, 2004 a): Çizelge-2 Püskürtme Betonun Elastik Modülü İçin Çeşitli Ampirik Bağıntılatar Araştırmacı Bağıntı Açıklama Chang, 1994 60.0t/37.1

b e6.33ƒ −=

0.60bk 3.86ƒE =

ƒb, MPa; t gün; Ek GPa

Meschke vd 1996

-0.5

k t100.80.8528E

+=

t saat, E GPa

Oreste ve Pelia, 1997

( )t -0.0187k e-128E = t saat, E GPa

Ek = Püskürtme betonun elastik modülü, ƒb = Basınç dayanımı, t= Kür süresi.

108

Kuwajima 1991, Einstein ve Kuwajima 1991 kaynaklarında rapor edilen Ek = ƒ(Kür süresi) değişimlerinden de yararlanılarak Ek büyüklüğü belirli bir yaklaşıklıkla bulunabilir.

Şekil-2 Püskürtme betonun elastik modülünün kür süresiyle değişimleri Çizelge-2 ve Şekil-2 birlikte değerlendirildiğinde aşağıda sıralanan sonuçlara ulaşılmıştır:

o Basınç dayanımı ve elastik modül kür süresiyle artmaktadır. Özellikle 1 saat < t < 10 saat aralığında elastik modüldeki artış hızı çok yüksektir ve bu artış artan kür süresiyle giderek önemini yitirir.

o 1 saat < t < 10 saat aralığında mekanik büyüklükler büyük ölçüde karışıma koyulan hızlandırıcı türü ve miktarıyla yakından ilintilidir.

• Kaplama oranlarının kesit zorları üzerindeki etkileri Şekil-3a ve b’de incelenen kesit sıkılık oranlarının-sk ek- kesit zorları-T, M- üzerindeki etkileri gösterilmiştir (Ranken, Ghaboussi ve Hendron, 1978’den alıntılayan O’Rourke, 1984). Değişimlerin sığ tüneller için geçerli olduğu burada hatırlatılmalıdır. Değişimlerden özellikle ön plana çıkan sonuçlar şunlardır:

o Verilen bir Ko değeri için tünel kaplamasındaki itkinin-normal kuvvet-büyüklüğü sıkışma oranı ile tedrici şekilde azalmaktadır. Değişmeyen bir kesit sıkışma oranında ise artan Ko ile itkinin şiddeti de

109

artmaktadır.Kaplama ile zemin arasındaki kaymanın varlığı itki üzerinde etkilidir.

o Verilen Ko değeri altında artan eğilme oranıyla eğilme momentinin büyüklüğü önemli ölçüde azalmaktadır. Özellikle 5 < lk< 60 aralığında momentteki azalma dramatik boyuttadır. Sözkonusu etkimenin şekli ve düzeyi Ko ve “kayma olgusu’ndan bağımsızdır.

Kayma yok Kaplama ile zemin arasında kayma var

c = Taç ve taban kemeri

υy= 0.4 ek=10

Sıkışma oranı, sk

İtki k

atsa

yısı

, T/γ

HR

a

Kayma yok Kaplama ile zemin arasında kayma var

Esneklik oranı, ek

Mak

sim

um m

omen

t kat

sayı

sı, M

/γH

R2

b

Şekil-3 a) Çeşitli Ko değerleri için itki katsayısının sıkışma oranı ile değişimleri. b) Çeşitli Ko değerleri için maksimum eğilme moment katsayısının esneklik oranı ile değişimleri (Ko = Zeminin sükunet durumundaki itki katsayısı, υy= Zeminin Poisson oranı, H = Tünel aks derinliği, γ = Zemin/kaya birim hacim ağırlığı, R = Tünel dış yarıçapı; M, N= Birim tünel genişliği için sırasıyla eğilme moment ve itki zorlamaları.

• Sayısal örnek Dairesel kesitli bir tünelin püskürtme beton kaplamasına ilişkin teknik veriler topluca aşağıda belirtilmiştir:

o Geçilen kaya kütlesine ait ortalama GSI = 25 o Sağlam kaya numunesinin tek eksenli basınç dayanımı-kumtaşı- σb = 20 MPa o Tünel derinliği H = 450 m o Tünel çapı D = 6m o 28 günlük püskürtme betonun tek

110

eksenli basınç dayanımı ƒb = 35 MPa-15 cm küp- 7 gün kür sonucunda 15 cm kalınlığındaki püskürtme beton kaplamasına ait sıkışma ve eğilme oranlarını hesaplayınız. Poisson oranı kaya kütlesi ve kaya kütlesi için sırasıyla υy=0.25 ve υy=0.20 alınacaktır. ÇÖZÜM

o Kaya kütlesinin elastik modülünün kestirilmesi

+−

+= −+ 11/)GSIƒ1560(ö

laby öe12/ƒ102.0EE

Elab ≈ M σb = 350 x 20 = 7000 MPa (Modül oranı kumtaşı için M ≈ 350 alınmıştır)

212e1

2/50.102.07000E 11/)255.0x1560(y ≈

+−

+= −+ MPa

Çin’de ve Tayvan’da açılmış çeşitli tünel projelerinde ölçülmüş yerinde

elastik modül değerleriyle aynı lokasyon için GSI büyüklüğünden kestirilen elastik modül değerlerinin karşılaştırılması Şekil-4’de görülmektedir (Hoek ve Diederichs, 2006). Verilen GSI değerleri için ölçülen ile kestirilen değerler arasında elde edilen uyum oldukça dikkat çekicidir.

Ortalama proje datası Kestirilen Ey değeri

E y, M

Pa

GSI

111

Şekil-4 Ey=ƒ(GSI, ƒö) değişimi ile yerinde ölçülmüş Ey değerlerinin karşılaştırılması. Ey = Yerinde elastik modül, GSI= Jeolojik dayanım indisi, ƒö= Örselenme faktörü. Ortalama değer olarak ƒö=0.5 alınmıştır.)

o Püskürtme betonun elastik modül

7 günlük küre karşı gelen basınç dayanımı: t = 7 gün MPa 26e53eƒƒ

6.06.0 7/95.0t/95.0b,28b === −−

’dir (Ansal, 2004 b). Çizelge-2’de verilen bağıntılardan MPa 27262GPa 262.27)26(x86.3ƒ86.3E 6.00.60

bk ==== t = 7 gün x 24 saat/gün = 168 saat

MPa 23252GPa 252.23168

8.10085.028t

8.10085.028E5.050.0

k ==

+=

+=

−−

hesaplanmaktadır. Şekil-2’den ise t = 168 saat için ağırlıklı olarak MPa 25000PaG 25Ek =≈ bulunmaktadır. Tüm değerlere ait aritmetik ortalama ise

MPa 251713

250002325227262Ek =++

=

olmaktadır.

o Püskürtme betonun kaplama kesitine ait oranlar

Sıkışma oranı:

112

( )( )

( )( ) 259.025.0x2125.01

)2.0(115.00.3

25171212

2111

tR

EE

s

2

yy

2k

k

yk

=

−+

−

=

υ−υ+υ−

=

Eğilme oranı:

( )( )

υ+υ−

=

y

2k

3

k

yk 1

12tR

EE

e ( )( ) 103

25.01)20.0(12

15.03

25171212 23

=

+

−

=

Bir çok durumda Poisson oranının etkisi pratik olarak ihmal edilebilecek düzeydedir. Smirnoff, 1989 kaplama kesit oranlarını

17.0

315.0x25171

212

RtE

Es

k

yk ≈=≈

135

12)15.0(x1x25171x6

)3(x212

12xt1.E6

REI.E6

REe 3

3

3

k

3y

k

3y

k ≈==≈

(I = Kesit atalet momenti) şeklinde hesaplanmaktadır. Son ve Cording, 2007 kaynağında sk ve ek için verilen bağıntılar O’ Rourke, 1984’deki ifadelerin aynısıdır. Smirnoff’un sonuçları diğerlerine kıyasla oldukça farklıdırlar. Genelde ek > 20 durumunda kaplama “esnek” olmaktadır. Diğer kelimelerle kaplama kesitinde dış yüklemeden doğan eğilme momentinin önemli ölçüde küçük bir değerde olduğunu işaret eder. Buna karşın normal kuvvetin varlığı çok daha belirgindir. Kuşkusuz bu mekanik davranışın

Ey << Ek olduğu koşullarda oluştuğu, unutulmamalıdır.

113

BİLGİ FÖYÜ : 10 PÜSKÜRTME BETON KAPLAMALARININ YENİLME TÜRLERİ

• Genel

Tünellerde püskürtme beton genellikle tavan saplamalarıyla birlikte kullanılır. Tavan saplamalarının uygulama düzeni ve geometrik boyutları püskürtme betonun mesnetlenme, diğer kelimelerle taşıyıcılık özelliklerini büyük ölçüde etkiler. Tünel cidar geometrisinde -düz, kemer vb-dikkate alındığında gerçekte tavan saplamalı püskürtme beton kaplamasının statik modelini-büyük boyutlu kiriş, iki yönlü plak, kompozit kesit (püskürtme beton-kaya kütlesi) vb- tam olarak oluşturmak çok zor hatta imkansızdır. Bu nedenle mühendislik çözümlemelerinde hem arazi yüklerinin büyüklüğü ve dağılımı hem de taşıyıcı sistem türü, geometrisi ve yenilme modları üzerinde kimi basitleştirici kabuller yapılır.

• Kenetlenme-yapışma-yenilme modu Püskürtülen beton, tünel/galeri cidarına yapışarak bir tabaka oluşturur. Eğer bu tabakanın kaya cidarı ile oluşturduğu “kenetlenme”yeterli değilse, daha açık deyişle kaya yükünü taşıyacak dayanıma sahip değilse Şekil-1’a da gösterildiği gibi kaplama kesitinde kenetlenme yenilmesi gözlenecektir (Pölla vd, 1996). Kenetlenme yenilmesine karşı güvenlik katsayısı

1MKGK

b

k ≥=

olarak tanımlanabilir. Planda kare düzeninde yerleştirilmiş tavan saplama geometrisi için püskürtme beton kaplamasının kenetlenme dayanımı ƒk ile taşıyacağı düşey yükün büyüklüğü kkkkk ƒa't4)a't4(ƒAƒK ===

114

’dir. Burada Ak olası kenetlenme yenilmesine maruz kalan kaplama alanını ifade eder. t’= Kenetlenme yenilmesinde kaplamanın kırılma genişliği (Bkz Şekil-1a) Gözlemsel değeri t’=30-50 mm’dir (Barret ve McCreath, 1995). a = Tavan saplamalarının ortalama ara mesafesi. Bu tasarım büyüklüğünün kaya mekaniği disiplininde nasıl alındığı belirli bir ayrıntıyla EK-1’de işlenmiştir.

a Kaya bloğunun göçmesi püskürtme betonun önce kenetlenme dayanımının yenilmesi ile başlar, sonra eğilme dayanımının yenilmesi ile devam eder.

b Yapışma dayanımının, kayma/çekme dayanımından büyük olması halinde kayma çekme yenilmesi oluşur.

c Eğilme yenilmesi-kenetlenme- dayanımından zayıfsa meydana gelir. Saplama ve püskürtme beton donatısı tamamen göçmeyi engeller.

2. Eğilme Yenilmesi

2. Kenetlenme Yenilmesi

Tavan saplaması

Püskürtme beton kaplaması

Şekil-1 Püskürtme beton kaplamasında gözlenen kimi yenilme modları. Şekil-1b’de ise püskürtme beton kaplamasına etki edebilecek olası kaya kütlesinin geometrisi belirtilmiştir. Anılan geometrik boyut ve şekil dikkate alındığında düşey yönde stabilitenin sağlanması

115

3bbk a

66MK γ

=≥

olmalıdır. Verilen çalışma koşulları için genellikle püskürtme betonun kenetlenme dayanımının ƒk bilinmesi istenir:

2b

k3

b

k

aƒ't76.9

a0.41ƒat4GK

γ≅

γ′

=

't

GK.a1025.0ƒ 2bk γ=

γb ≈ 2.65 t/m3, m04.0't ≈∆ değerleri kabul edilirse 22

k m/t,GK.a8.6ƒ ≈ bağıntısı bulunur. Açıklanmamış terimlerin anlamları şunlardır: Mb= Kaya bloğunun statik ağırlığı, γb = Kaya bloğunun birim hacim ağırlığı. Yukarıdaki bağıntıda a’nın birimi m olarak alınacaktır. Kenetlenme dayanımına etkiyen temel faktörler aşağıda belirtilmiştir (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999):

o Püskürtme betonun erken kür sürelerindeki basınç dayanımı o Kaplamanın uygulandığı kaya kütlesinin petrografik yapısı,

pürüzlülüğü, çatlakların dolgu malzemesi (kil, silt, kum vb) ve kalınlığı (Bkz Çizelge-1)

o Çatlak takımlarından süzülen su geliri ve kimyasal bileşimi o Kaplama ile birlikte kullanılan detaylar (tel örgü, saplama taşıma

plakaları vb) o Püskürtme beton işçiliğinin kalite düzeyi (geri sıçrama vb)

Şekil-2 a ve b’de lifli püskürtme betonun basınç ve kenetlenme dayanımları arasındaki ilişki gösterilmiştir (Bernard, 2007)

Şekil-2 yakından incelendiğinde pratik mühendislik bakımından şu çarpıcı sonuçlar öne çıkmaktadır:

o Erken kür süresiyle püskürtme betonun basınç dayanımı arasında artan logaritmik bir ilişki vardır. Örneğin; 1 saatlik kür süresinde ulaşılan basınç dayanımı yaklaşık 0.1 MPa (1 kgf/cm2) iken 10 saat sonraki anılan dayanım 2 MPa (20 kgf/cm2) olmaktadır. Lifli püskürtme betonun çok kısa bir süre içinde ulaştığı bu taşıyıcılık özelliği hem

116

tünel stabilitesi hem de arın ilerleme hızı açısından çok önemli olanaklar sağlamaktadır.

o Kenetlenme dayanımı ile basınç dayanımı arasında anlamlı sayılabilecek bir ilişki vardır. Bu ilişkiden hareketle kenetlenme dayanımı = ƒ(kür süresi) ilintisi kurulabilir. Dikkate değer kenetlenme dayanımı sözgelimi (ƒk= 0.05 MPa) püskürtme işleminden yaklaşık 5~6 saat sonra elde edilmektedir.

Çizelge-1 Bazı Kayaçların Püskürtme Beton ile Kenetlenme (Aderans) Dayanım Değerleri *

Kayaç türü Mineraller Dane büyüklüğü

Yapışma dayanımı, MPa Pürüzlü yüzey

Çatlaklı yüzey

Killi şist Kil mineraller Klorit Orta incelikte 0.24±0.18 0.28±0.11

Mikaşist Kuvars, Feldspat, Mika Orta incelikte 0.58±0.19 0.85±0.35

Somaki (Gnays) Tabakası (II)

Kuvars, Mika, Mikrolin, Amfibol

Orta incelikte 0.19±0.05 0.51±0.11

Somaki (Gnays) Tabakası (⊥)

Kuvars, Mikrolin, Mika, Amfibol

Orta incelikte 1.53±0.28 1.8

Gözenekli kumtaşı

Kuvars, Feldspat İnce

Kumtaşı Kuvars, Feldspat İnce > 1.8 >1.8

Marn Kalsit, Kil Minerali İnce 1.49 1.84

Kireçtaşı Kalsit İnce 1.58±0.12 1.54±0.30 Mermer Kalsit Orta incelikte 1.38±0.30 1.52±0.28

Granit/Diyorit Kuvars, Mikrolin, Biyotit

Kaba taneli porfirit cinsi 0.34±0.12 1.12±0.20

Granit/Diyorit Kuvars, Mikrolin, Biyotit

Orta incelikte 1.04±0.32 1.40±0.26

Granit/Diyorit Kuvars, Mikrolin, Biyotit

İnce, orta 1.48±0.45 1.71±0.14

Gabro ve Mikrolin, İnce, orta 1.56±0.25 1.7 * T.Hahn, 1978 BeFo’dan alıntılayan Norwegian Concrete Association- Committee Concrete, 1993’den alınmıştır.

117

diyabaz Piroksen Ahşap plak - - 1.7 1.7 Püskürtme beton - - 1.7 1.7

ƒb, MPa Süre, Saat

ƒ b, M

Pa

ƒ k, M

Pa

a b 0.1 1 10

Zemin penetrometresi İgneli penetrometre Kiriş uç deneyi

Yüzey

Kaya Beton

0.1 1 10

Şekil-2 a) Lifli püskürtme betonun = ƒ(Erken kür süresi) değişimleri, b) Kenetlenme dayanımı = ƒ(basınç dayanımı) değişimleri (ƒb, ƒk= Sırasıyla basınç ve kenetlenme dayanımları)

SAYISAL ÖRNEK: 1

Tavan saplama aralığı a = 1m -kare düzen- olan iksa sistemine 0.10 m kalınlığında lifli püskürtme beton uygulanacaktır. Gerekli kenetlenme dayanımını belirleyiniz. ÇÖZÜM

Şekil 1b’de geometrik boyutları gösterilen kaya bloğunun düşey yönde GK=1.25 -kısa süreli- güvenlik katsayısıyla taşımak için gerekli kenetlenme dayanımı MPa085.0t/m 5.825.1x)1(x8.6GKa8.6ƒ 222

k ==== olarak hesaplanır. Şekil-2b yardımıyla ƒk=0.085 MPa’a karşı gelen basınç dayanımı da ƒk≈2 MPa kestirilebilir. Bu dayanım düzeyine ise püskürtme işleminden yaklaşık 4~5 saat sonra ulaşılabilir (Bkz Şekil-1a). Kestirilen değerler kullanılan hızlandırıcı türüne, çimento cinsine, miktarına ve kür ortamının nemine/sıcaklığına büyük ölçüde bağlıdır. Taşınan statik yükün olası toplam büyüklüğü ise

118

t0865.1)1(x65.2x41.0a41.0M 33bb ==γ=

mertebesindedir. Çeşitli saplama aralığı ve püskürtme beton kalınlığı için gerekli kenetlenme dayanımı Şekil-3’den bulunabilir

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5a,m

0

4

8

12

16

20

ƒ k,t/

m2

GK= 1 Kritik deðer

GK= 1.25-Kýsa süreli-

Şekil-3 ƒk=ƒ(a, GK) değişimleri (ƒk = Kenetlenme dayanımı, a= Tavan saplama aralığı. Kabuller: t’≈0.04 m, güvenlik katsayısı GK=1.0 ve 1.25. 1 t/m2 = 0.1 kgf/cm2 = 0.01 MPa)

• Kayma modu ile yenilme

Püskürtme beton kaplamasında gözlemlenen bir diğer kritik yenilme türü de “kayma dayanımı”nın aşılmasından kaynaklanan yenilmedir (Bkz Şekil-1b). Kaya bloğunun düşey stabilitesi açısından

1MM

TGKpb

k ≥+

=

koşulu sağlanmalıdır. Burada Tk püskürtme betonun kayma dayanımıyla sağlanan kuvvet olup, büyüklüğü;

p*

pk t a 4T t= *

*Bu çalışmada kayma çatlağının uzunluğu püskürtme betonun kaplama kalınlığı tp kadar alınmıştır. Bu kabul direkt kayma yenilmesi için geçerlidir. Gerçekte çatlak oblik olup, uzunluğu tp’den büyüktür. Tutucu tarafta kalan çatlak uzunluğu ≈tp benimsenmiştir.

119

ile tanımlanmaktadır (Barrett ve McCreath, 1995). tp lifli püskürtme betonun kayma dayanımını ifade etmektedir. Mp ise püskürtme beton kaplamasının statik ağırlığıdır. tp mekanik büyüklüğü, tünellerde gerçekleştirilen deneylerin sonuçlarına göre tek eksenli basınç dayanımı ƒb cinsinden

11.0ƒ 28.0 0.6bk −=t , MPa

şeklinde ifade edilmektedir (Şekil-4, Bernard, 2007)

Basınç dayanımı,ƒb, MPa

Kay

ma

daya

nım

ı,tb,

t p M

Pa

Çelik lifli Makro sentetik lifli tb = 0.42 ƒb

0.5

tp = 0.28 ƒb0.6-0.11

Şekil-4 Lifli püskürtme betonun kayma dayanımının basınç dayanımıyla değişimi ve dökme betona ait değişim ile karşılaştırılması Aynı şekil üzerinde dökme betona ait kayma dayanımı-basınç dayanımı değişimi verilerek tp=ƒ(ƒb) ile karşılaştırılması yapılmıştır. Burada tekrar hatırlatılmalıdır ki tp ve tb sırasıyla lifli püskürtme ve dökme lifli betonların kayma dayanımlarını göstermektedir. Şekildeki değişimlerden elde edilen sonuçlar şöyle özetlenebilir:

o Lif türünden bağımsız olarak kayma dayanımı ile basınç dayanımı arasında güçlü bir korelasyon vardır. Özellikle erken kür sürelerinde (∆tp /∆ƒb) oranındaki artış hızı çok yüksektir. Artan basınç

120

dayanımlarında, diğer kelimelerle ileriki kür sürelerine karşı gelen anılan orandaki artış hızı belirgin ölçüde azalmaktadır.

o Dökme beton için literatürde rapor edilen (tp=0.42ƒb0.5) ifadesi ƒb > 35

MPa’den sonra lifli püskürtme betona ait regresyon bağıntısına yakınsama yapmaktadır. Kısacası; 0.2 MPa < ƒb < 35 MPa aralığında verilen ifadenin lifli püskürtme betonlara uygulama olanağı yoktur.

Kayma dayanımı tp=ƒ(ƒb) bilindiğine göre gerekli kısalmalar sonucunda kayma yenilmesine karşı güvenlik katsayısı

pp2

b

p0.6b

p2

p3

b

pp

pb

k

ata41.0t)44.0ƒ12.1(

taa41.0ta4

MMTGK

γ+γ

−=

γ+γ

t=

+=

şeklinde yazılabilir. Bu bağıntının kullanılmasında terimlerin birimlerine dikkat edilmelidir. Eğer dayanım birimi ƒb MPa olarak seçilmiş ise, birim hacim ağırlık γb, γp N/mm3 ve geometrik boyutlar a, tp ise mm olarak alınmalıdır.

SAYISAL ÖRNEK : 2 10 cm kaplama kalınlığında lifli püskürtme betonun yaklaşık 3 saat sonra 0.5 MPa basınç dayanımına ulaşmıştır. Tavan saplama aralığı 1.0 m tasarlandığına göre kaplamanın kayma yenilmesine karşı güvenlik katsayısını hesaplayınız. ÇÖZÜM İlkin, kayma dayanımı* kestirilmelidir:

* Kayma dayanımına ilişkin deneysel veri bulunmadığı durumda tutucu tarafta kalmak üzere malzemenin kohezyon değeri c kayma dayanımı olarak kabul edilebilir (Arıoğlu, Ergin, 1985). Tek eksenli basınç ƒb ve çekme ƒç dayanım değerlerinden hareketle Mohr-Coulomb yenilme ölçütünden anılan mekanik büyüklük

( ) ( ) ( ) 5.0byç

5.0byç

5.0bç ƒ.ƒ47.0ƒ.0.9ƒ

21ƒ.ƒ

21c ≈==

olarak ifade edilebilir. Lifli püskürtme betonlarda basınç ve yarma çekme ƒyç dayanımları lif içeriğine Vl-hacimce-ve güçlendirme indisi RI cinsinden aşağıdaki bağıntılardan biriyle tanımlanabilir (Thomas ve Rawaswamy, 2007)

121

MPa075.011.0)5.0(x28.011.0ƒ28.0 6.00.6bp ≈−=−=t

2

p m/t5.7=t Kayma dayanımı ile oluşturulan karşı koyucu düşey kuvvet: t35.7x1.0x1x4t a.4T ppk ==t= Kaplamaya etki eden toplam düşey kuvvet: p

2p

3bpb taa41.0MMM γ+γ=+=

= t315.1235.008.110.0x)1(x35.2)1(x65.2x41.0 23 =+=+ (γp, tp= Sırasıyla püskürtme betonun birim hacim ağırlığı-γp≈2.35 t/m3- ve kaplama kalınlığı) Güvenlik katsayısı

13.2315.13

MMTGK

pb

k >≈=+

=

olduğundan püskürtme beton kaplamasıyla Şekil-1b’de geometrik boyutları tanımlanan kaya kütlesinin stabilitesi sağlanmıştır. Aynı kayma dayanımı için kritik püskürtme beton kalınlığı belirlenirse -kaplama ağırlığı Mp ihmal edilmiştir-

1a41.0

t a 4MTGK 3

b

p p

b

k =γ

t==

koşulundan hareketle

RI BƒAƒ

CRI B)V1(ƒAƒ

BVV Aƒƒ

RI Aƒƒ

(RI) C(RI) BRI Aƒƒ

nyb,çy,

lyb,çy,

2llyb,b

yb,b

32yb,b

+=

++−=

++=

+=

+++=

Açıklanmamış terimlerin anlamları şöyledir: ƒb,y=Yalın-lifsiz-püskürtme betonun basınç dayanımı. A, B, C ve n = Regresyon sabiteleri, RI= Güçlendirme indisi, RI= Vl(l/d). l, d = Sırasıyla lifin uzunluğu ve çapı

122

m 036.05.7

)1(x65.2x1025.0a1025.0t2

p

2b

p ==t

γ=

hesaplanır (Şekil-5). Daha açık deyişle kaplamanın kalınlığı tp < 3.6 cm olursa kaplamada kayma yenilmesi sözkonusudur.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Kayma dayanýmý, tp, t/m2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Kapl

ama

kalýn

lýðý,t

p,cm

tp=7.5 t/m2

a=0.75 ma=1 m

a=1.25 m

tp=3.6 cm

Şekil-5 Çok erken kür sürelerindeki kayma dayanımının kritik kaplama kalınlığı-GK=1- ve tavan saplama aralığı ile değişimleri (Kayma çatlak uzunluğu kaplama kalınlığı kadar alınmıştır. Kaya kütlesinin birim hacim ağırlığı γb=2.65 t/m3 Kaplamanın ağırlığı, Mp, ihmal edilmiştir. 1 t/m2=0.01 MPa).

123

SAYISAL ÖRNEK: 3 Şekil-6’da (Cecil, 1975) gösterilen bir püskürtme beton tünel kaplaması hem belli boyutlarda tanımlanan kaya bloğunun statik ağırlığını taşırken hem de tünel cidarına paralel etki eden teğetsel - yanal - gerilmelere maruzdur. Verilen geometrik boyut ve gerilme koşulları için püskürtme beton kalınlığı tp = 10 cm uygulanması durumunda kaplamanın “kayma yenilmesi”ne karşı emniyet katsayısını belirleyiniz.

α = 45o

φ =30o

σt =1,5 kgf/cm2

a = 125 cm

tp = 10 cm

Şekil-6 ÇÖZÜM Püskürtme beton kaplaması “kayma yenilmesi” modunda kırıldığı kabul edilmiştir. Şekilde gösterilen kaya bloğuna etki eden kuvvetler

o Bloğun statik ağırlığı

b3

b .a.21M γ=

o Çatlağa dik kuvvet(Normal kuvvet)

ασ= 22t sin.a.N

o Çatlak boyunca etki eden kayma kuvveti

φ= tan.NT (φ = içsel sürtünme açısı)

o Normal kuvvetin düşey bileşeni

αασ=α= cos.sin.a.cos.NN 22td

124

o Kayma kuvvetinin düşey bileşeni

φασ=α= tan.sin.a.sin.TT 32td

o Kaya bloğunu düşey yönde aşağıya hareket ettiren toplam kuvvet denge

ifadesinden

ddbd T2N2MK −+=

’dir.

o Kaya bloğunu yerinde tutmaya çalışan düşey kuvvet-püskürtme beton kaplamasında kayma dayanımının oluştuğu düşey yöndeki kesit kuvvetleri -

α

t+t=

cos.t.a.2

.t.a.2T ppppk

o Püskürtme beton kaplamasının “kayma yenilmesi”ne güvenlik emniyet katsayısı

[ ]φα−αασ+γ

α+t

==tan.sincossin.a.2.a

21

cos11.t.a.2

KTGK

22tb

3

pp

d

k

genel ifadesiyle belirlenebilir (Cecil , 1975).

α = 45Ο ve φ = 30Ο değerleri için güvenlik katsayısı

a6.0a

t6.9GK

tb2

pp

σ+γ

t=

olmaktadır (Cecil, 1975).

Kaplamanın kaymaya karşı güvenlik katsayısı “GK”

o Kaplama kalınlığına “tp”

o Püskürtme betonun kayma dayanımına “tp”

o Blok boyutuna “a”

o Bloğa etki eden yanal - teğetsel - gerilmenin şiddetine “σt”

125

bağlıdır. Dikkat edilirse, artan blok boyutu ve yanal gerilme şiddetiyle “güvenlik katsayısı” azalmaktadır. γb= kaya yoğunluğu,γb =0,0025 kg/cm3. Verilen büyüklükler (Şekil-6) için püskürtme betonun kayma dayanımı cinsinden “kayma yenilmesi”ne karşı güvenlik katsayısı

pp 63.05,11239

96GK t≅t+

=

olarak ifade edilebilir. (Yukarıdaki formülde “tp” kgf/cm2 birimiyle yazılacaktır).

Lifli püskürtme beton için Bernard, 2007 tarafından verilen tp= ƒ(ƒb) regresyonu (Şekil-3) kullanılarak istenen kür süresine -basınç dayanımı- karşı gelen güvenlik katsayısı kestirilebilir. Örneğin ƒb = 1.25 MPa için kayma dayanımı

26.00.6bp cm/kgf10.2MPa210.011.0)25.1(28.011.0ƒ28.0 ==−=−=t

olarak kullanılır. Güvenlik katsayısı ise

132.110.2x63.063.0GK p >==t=

elde edilir. GK < 1 durumunda ise ya karışımda kullanılan hızlandırıcının miktarı ya da püskürtme betonun kalınlığı tp arttırılabilir. (Lif içeriği ve türü püskürtme betonun yenilme sonrası davranışı üzerinde etkilidir.)

• Çok yüksek düşey ve yan basınca maruz dairesel kesitli tünellerin püskürtme beton kaplamlarında kayma yenilmesi

Rabcewicz 1964, sıkışan tünellerin püskürtme beton kaplamalarının Şekil-7’de geometrik boyutları tanımlanan “kayma kamaları” ile yenildiğini göstermiştir (Alıntılayan Birön ve Arıoğlu, 1985, 1999). Özellikle sıkışan tünellerin yan cidarlarında oluşan yüksek basınç yığılması nedeniyle tünel çevresinde meydana gelen “kayma kamaları”nın denge koşulundan hareketle püskürtme betonun kaplama kalınlığı analitik olarak belirlenebilir.

126

b/2 = r.cos α

H=P.(b/2)

R=t.(tp/sin α

R = H

tp = (P.r.cos α .sin α)/ tp

t/sin α

t

α

R

α r

H

b/2

b/2

P

P

Basınç gerilmesi yoğunluğu nedeniyle oluşan yenilme yüzeyleri

Püskürtme beton kaplaması

Şekil-7 Sıkışan tünel kaplamalarında gözlenen kayma yenilmesi ve püskürtme beton kaplama kalınlığının belirlenmesi (P= Arazi basıncı, r = Tünel yarıçapı, b = Kayma kamasının uzunluğu, tp = Kaplama kalınlığı, α = Kırılma açısı, tp = Püskürtme betonun kayma dayanımını, H = Yanal yüklemede kaynaklanan itki, R = Yenilen kesitte kayma dayanımından kaynaklanan yanal direnç) Denge koşulunda H = R ’dir. Kritik konumda daha açık deyişle güvenlik katsayısı GK = 1 için püskürtme betonun kaplama kalınlığı

p

psincosr.Pt

tαα

=

30≈α -Gözlemsel bulgu-

p

pPr433.0tt

=

olarak elde edilmektedir (Birön, Arıoğlu, 1983, Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1986). Kayma dayanımı yerine MPa ,11.0ƒ28.0 0.6

bp −=t ifadesi (Bernard, 2007) koyulduğunda kaplama kalınlığı

127

)11.0ƒ28.0(

Pr433.0t 0.6b

p −=

bağıntısından hesaplanabilir. P, tp MPa ve r m alındığında, tp m olarak bulunur. Tekrar hatırlatılmalıdır ki ƒb lifli püskürtme betonun basınç dayanımını MPa ifade etmektedir. Boyutlandırmada GK ≠ 1 kabul edildiğinde güvenli kaplama kalınlığı

GK.Pr433.0

GK

Pr433.0tpp

p t=

t=

dır. Burada GK=Güvenlik katsayısı olup, en az 2 alınmalıdır. Ayrıca; GK değerinin projesinin önemine ve kullanım süresine bağlı olduğu unutulmamalıdır. Kaya kütlesi ve gerilme koşullarına göre belirlenmiş püskürtme beton kalınlıkları EK-2’de verilmiştir. Dairesel kesitli bir tünelin püskürtme betonunun taşıyabileceği tavan basıncının hesaplanması-Güvenlik katsayısı GK=1-için aşağıdaki bağıntıdan yararlanabilir:

rt

31.2P ppt=

Örneğin tp≈3 MPa, tp=0.15 m ve r = 5.0 m değerleri için kaplamanın taşıyabileceği tavan basıncının büyüklüğü

2m/t 21MPa21.05

15.0x331.2P =≈=

olarak bulunur. Kaya mekaniği literatüründe verilen diğer bir bağıntıya göre aynı büyüklük

2

u

pp m/t ,Dnt2

Pt

=

olarak hesaplanmaktadır (Sing ve Goel, 2006). Burada ƒu= Tünel kaplamasında gözlenen maksimum kayma gerilmesi zonları arasındaki mesafeyi tanımlayan faktör. nu= 0.60±0.05 alınması önerilmektedir. D = Tünel çapı. Ön hesaplamalarda tp = 300 t/m2 veya tp ≈ 0.20 ƒb ifadesinin kullanımı

128

istenmektedir. ƒb = Lifli püskürtme betonun basınç dayanımı. Yukarıdaki ifadede birimler tp, ƒb t/m2 ve tp, D ise m olarak alınacaktır. Sözkonusu bağıntı kabul edilen değerler (tp = 300 t/m2, nu=0.60) için

2ppp m/t,rt

500rt.

666.1P ≈t

=

şeklinde yazılabilir. Kaplama kalınlığı tp = 0.15 m, tünel yarıçapı r =5.0 m değerlerine karşılık gelen tavan basıncı ise

MPa15.0m/t 15515.0x500P 2 ===

olarak bulunur.

• Eğilme yenilmesi Eğilme yenilmesi iki şekilde oluşabilir (Diamontidis ve Bernard, 2004’den değiştirilerek):

o Tavan saplamalarının-mesnet noktaları-hem kenarında ilkin “kenetlenme yenilmesi” oluşur, daha sonrada noktasal dış yükler altında kaplama kesiti, eğilme dayanımının aşılmasıyla yenilir (Şekil-1c ve Şekil-8a).Eğilme yenilmesi maksimum momentin oluştuğu noktada daha açık deyişle eğilme gerilmesinin en fazla olduğu açıklığın ortasında oluşan “çekme çatlağı”yla kendisini gösterir.

o Kiriş veya plağın bütün kesimi üniform yayılı yüke çalışır (Şekil-8b). Kaplama maksimum eğilme gerilmesinin aşıldığı kesimde oluşan “çekme çatlağı”yla yenilir.

A

B

Tavan saplaması

A

B

b

q=P.b

a

a

A

B

A

B

4K

2a.

2KM a

mak ≈= 8ba.P

8qaM

22

mak ==

a

b

Kenetlenme yenilmesi

Çekme çatlağı

İdealleştirilmiş taşıyıcı sistem:

Şekil-8 Tavan saplamalı püskürtme beton kaplamalarında gözlemlenen çeşitli eğilme yenilme türleri (Mmak=Kaplama kesitindeki maksimum eğilme momenti,

K

129

K,q=Sırasıyla noktasal ve yayılı tavan yükleri, a,b= Tavan saplamaları arasındaki mesafeler. Planda kare uygulamada b ≈a’dır).

Birim kesit genişliği -b=1000 mm- için lifli püskürtme betonun ilk çatlak momenti

mm.N,6

t.10.ƒW.ƒM

2p

3

eeç ==

ile bellidir (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel,.1999). Burada ƒe= Eğilme dayanımı,

N/mm2-MPa-,W=Kesitin mukavemet momenti mm3,6t.b

W2p= , tp = Püskürtme

betonu kaplamasının yüksekliği, mm.

Holmgren 1993 göre nihai eğilme momenti kesitin yenilme sonrası “tokluk indis değerleri” cinsinden

Nmm,6

t10ƒ

200RR9.0M

2p

3

e10/305/10

n+

≈

şeklinde tanımlanmaktadır (Alıntılayan Banton vd, 2004). R10/5, R30/10 ASTMC-1018’e göre belirlenen tokluk indis büyüklüklerini ifade etmektedir. En genel anlamıyla R=ƒ(lif içeriği, lif türü, lifin kenetlenme dayanımı, püskürtme betonun basınç dayanımı) ile açıklanabilir. (Bu konuya ilişkin ayrıntılı bilgiler Bilgi Föyü:7’de verilmiştir.) Tavan saplamalı püskürtme beton kaplamaları geometrik boyutları nedeniyle kirişten çok “plak” olarak çalışırlar. Burada okuyucuya bir fikir vermek üzere sadece dört köşesinden basitçe mesnetlenen ve üniform yayılı yüke çalışan bir kare plağın taşıyabileceği nihai moment betonarme disiplininde kullanılan “akma çizgisi” yöntemiyle* hesaplanacaktır. İncelenen kare plak büyük olasılıkla 4 eşit parçaya ayrılarak yenilenecektir. Daha açık deyişle, 2 ana akma -kırılma- çizgisi plağın tam ortasından geçerek plağı 4 parçaya böler. Yenilmede plağın orta noktasındaki sehim 1 birim ise mesnetlenmeyen diğer açıklıkların ortasındaki sehim 1/2’dir. Bu durumda akma çizgilerinin dönme açısı (2 x 1/a = 2/a) olmaktadır (Bkz Şekil-9, Davies, 1964).

* Bir taşıyıcı sistem, yenilme-göçme- konumuna dengeyi bozacak sayıda plastik mafsal oluşması ile ulaşır. Bu konumdaki taşıyıcı sistem-kiriş, plak vb- labil bir mekanizmaya dönüşür. Örneğin; sadece 4 noktasal mesnetle desteklenen kare plakta ilk çatlama eğilme momentinin maksimum olduğu bölgede oluşacaktır. Yük belirli bir düzeye ulaştığında bu çatlaklar, “akma çizgileri” şeklinde plak içinde ilerleyerek taşıyıcı sistemi bir mekanizmaya dönüştürür (Bkz Şekil-9). Akma çizgileri yönteminde belirlenen olası yenilme mekanizmaları için iç kuvvetlerin yaptığı iş, dış kuvvetlerin yaptığı işe eşitlenerek taşınabilecek eğilme momenti/yükü bulunur. Çeşitli yenilme mekanizmalarından belirlenen en küçük eğilme momenti veya yükü, plağın taşıyabileceği en büyük momenti/yükü tanımlayacaktır (Ersoy, 1995).

130

Plan

Oluşan Mekanizma:

a

1/a

Akma çizgileri

Tavan saplaması -mesnet-

Şekil-9 Üniform yayılı yüke çalışan kare plağın akma çizgisi yöntemiyle nihai eğilme momentinin hesaplanması (Eğilme açıklığı l tavan saplama aralığı a olarak alınmıştır. Mesnetlenme şekli: Sadece 4 köşeden basitçe mesnetlenme). Yenilmede plağın eğilme momenti şöyle hesaplanır:

o Akma çizgileri boyunca yapılan içsel iş = nn M4a2.a.M2 =

o Dış yüklemenin yaptığı iş = 2

qa21.ql

22 ≈

İç ve dış işlerin eşit olma koşulundan hareketle nihai eğilme momentinin büyüklüğü

2

qaM42

n =

8

qaM2

n =

elde edilir (Davies, 1964). Burada q = Yayılı tavan yükü.

131

BİLGİ FÖYÜ : 11 PÜSKÜRTME BETON KARIŞIM TASARIMININ TEMEL İLKELERİ

• Genel

Karışım tasarımında, yaş püskürtme yönteminde, normal beton tasarımında göz önünde bulundurulan esaslar geçerlidir. Buna karşın kuru karışım yönteminde malzemenin dayanımı açısından malzeme bileşenlerinin saptanmasında kabul gören belirli bir tasarım yöntemi mevcut değildir. Ancak, daha önceki benzeri uygulamalara ait karışım oranları, ön karışım tasarımı için önemli ölçüde yol gösterici olacaktır. Malzeme özellikleri ve uygulama şartlarında farklılıklar nedeniyle karışım tasarım aşamalarında bir takım düzeltmeler yapılır. Bu işlemler için laboratuar çalışmaları pratik olmayacağından ön karışımdaki düzeltmeler 1/1 uygulama ölçeğinde hazırlanan deneme karışımları ile püskürtme yapılarak sağlanır. Elde edilen nihai karışım seçilen püskürtme yönteminden bağımsız olarak aşağıdaki koşulları sağlamalıdır.

o Püskürtülebilirlik: Karışım en az malzeme kaybı ile yüzeye yerleştirilebilmelidir.

132

o Erken dayanım: 4-8 saat içerisinde arazi yüklerini taşıyabilmesi için istenilen dayanım değerini almalıdır.

o Nihai dayanım: Kullanılan katkı ve su/çimento oranında spesifikasyonda belirtilen 28 günlük basınç dayanımına ulaşmalıdır.

o Dayanıklılık: Proje ömrü boyunca çevresel ajanlara (SO4, SO2, CO2, Cl vb.) karşı direnci olmalıdır.

o Ekonomiklilik: Çimento ve katkı kullanımı açısından maliyeti düşük olmalıdır.

Bu bölümde püskürtme beton karışımlarının tasarımına yönelik temel

ilkeler belirli bir ayrıntı içinde konu edilecektir.

• Tek eksenli basınç ve eğilme dayanım tanımları Genelde püskürtme beton dayanımı 28 gün bazında en az karakteristik dayanım sınıfı olarak tanımlanmaktadır. Örneğin; NCA 1993 kaynağında nihai ve püskürtme öncesi en az dayanım sınıfları küp numune cinsinden belirtilmiştir. Aynı çizelgede beton sınıf dayanımına bağlı olarak karotların-narinlik oranı λ = yükseklik/çap oranı = 2-en az dayanım düzeyleri de verilmiştir. Çizelge-1 Norveç Tünel Uygulamalarında Üretilen Püskürtme Beton Dayanım Sınıfları -28 günlük-

En az karakteristik dayanım-püskürtme öncesi- C38 C43 C48 C54 C60 C65 En az karakteristik dayanım sınıfı-nihai dayanım- C30 C35 C40 C45 C50 C55 λ=[Yükseklik/çap] oranı 2 olan karotların en az basınç dayanımları 19.2 22.4 25.6 28.8 32 35.2 o Tüm dayanımlar MPa’dır. o Karakteristik dayanım sınıfları 10 cm küp numune dayanımıdır. o Karot dayanımları ƒk= (Sınıf dayanımı x kş x ky) ifadesinden hesaplanmıştır. kş= Numune

şekil faktörü. Küpten silindir numune geçişte kş= 0.8, ky= Yerinde numune almadan kaynaklanan “dayanım azalımı”nı ifade eden faktör. ky=0.8

Çizelge-2’de ise basınç dayanım sınıfı cinsinden eğilme dayanımının en az değerleri yer almaktadır (NCA, 1993).

Çizelge-2 Yaş yöntemle Üretilen Püskürtme Betonun 28 Günlük Eğilme Dayanım Değerleri • Basınç dayanım sınıfı C30 C35 C40 C45 C50 C55 • Eğilme dayanımı, MPa 3.8 4.2 4.4 4.6 4.8 5.0

Örneğin; püskürtme öncesi 28 günlük karakteristik dayanım sınıfı C38 (38 MPa) olan bir beton üretimi sözkonusu olsun. Püskürtme lülesinden alınan küp ve karot numunelerinin basınç dayanımları sırasıyla

C30 (30 MPa)

133

ƒk = 30 x 0.8 x 0.8= 19.2 MPa

’dir. C30’a karşı gelen en az eğilme dayanımı ise Çizelge-2’den 3.8 MPa olarak elde edilmektedir. Normal betonlara uygulanan kalite kontrol ölçütlerinden yararlanılmak suretiyle yaş yöntemle üretilecek püskürtme betonların hedef dayanım düzeyleri hesaplanabilir (Arıoğlu, Ergin ve Arıoğlu, N., 2005):

ƒh= ƒp + t.s

Burada ƒh = Hedef dayanımı. Bir anlamda, tasarım yapılacak dayanım düzeyidir. ƒp = Proje dayanımı-karakteristik dayanım sınıfı- t = Student sayısı. Seçilen güven derecesi ve örnek sayısına bağlı olarak değer alır. Örneğin % 95 güvenlik derecesi ve n ≥ 25 adet örnek için t = 1.64 olmaktadır. s = Kalite kontrolde öngörülen/belirlenen standart sapma büyüklüğü. Püskürtme beton üretimi, yerleştirme, kür ve basınç deneyi işlemlerinde gösterilen “kalite kontrol düzeyi”yle yakından ilintilidir. Ayrıntılı bilgi Arıoğlu, Ergin ve Arıoğlu, N. 2005 kaynağından sağlanabilir. Püskürtme beton; kullanım amaçları ve taşıyıcılık işlevleri bakımından Avusturya Beton Birliği, 2006’da üç ayrı sınıfta tanımlanmaktadır (Bkz Çizelge-3 ve Şekil-1) Çizelge-3 Kullanım Amacı ve Taşıyıcılık İşlevlerine Göre Püskürtme Beton Tipleri Püskürtme beton tipi

Kullanım amacı ve işlevleri

SpC I Yapısal amaçla kullanılamaz, ancak koruma amaçlı kaplama olarak kullanılır. Göreceli olarak düşük kaliteli bir betondur.

SpC II Bu püskürtme beton sınıfının gerek emniyet gerekse taşıyıcılık işlevini yerine getirmesi beklenir. Tünel, şev ve kazı duvarla-rında taşıyıcı ön kaplama amacıyla kullanılmaktadır. J1, J2, J3 erken dayanım sınıfları olan bu tip betonlardan üretilmektedir.

SpC III

Yapısal taşıyıcı olarak kullanılır. Tünellerde tek tabaka nihai tünel kaplamasında, şev ve kazı yüzeylerinde ve su tanklarında taşıyıcı olarak kullanılır. Bu beton sınıfı tamirat işlerinde, ortamda saldırgan kimyasal ajanların bulunduğu yerlerdeki özel yapılarda kullanılmaktadır.

134

0,1

0,2

0,7

2

0,5

1,7

5

1,5

5

15

0,2

0,5

15 30 2 3 6 24120,0

0,1

1,0

10,0

100,0

0,1 1 10

Erke

n B

asın

ç D

ayan

ımı,

MPa

Süre, Dakika Süre, Dakika

J3

J2

J1

6

0,05

0,02

2,0 5,0

50,0

20,0

Şekil-1 Püskürtme betonda erken dayanımın gelişimi

Açılan açıklığın genel stabilitesinin sağlanması bakımından püskürtme betonun, özellikle zayıf formasyonlarda arazi yüklerine karşı erken direnç göstermesi istenir. Bu nedenle üretilen malzemenin yerleştirildikten hemen sonraki kür sürelerinde sahip olacağı dayanımları önem taşır.

Püskürtme betonun ilk 24 saatlik süre içinde kazandığı dayanımı “erken dayanım” olarak tanımlanmaktadır. Erken dayanım için Avusturya Püskürtme Beton Birliği 2006 tarafından üç farklı beton sınıfı için önerilen dayanım gelişimi Şekil-1’de gösterilmiştir. Tünel desteklemesi için uygulanan püskürtme betonun dayanımı daima J2 eğrisinin üstünde kalmalı ve kalınlığı 10 cm’den fazla olmalıdır. Sık çatlaklı, zayıf formasyonlarda ve su gelirinin fazla olduğu durumdaki destekleme için yüksek erken dayanım gerekli olup dayanım gelişimi J3 eğrisine yakın olmalıdır. J1 eğrisine uyan püskürtme beton, ince tabakalar halinde uygulanır ve püskürtüldükten sonraki 1 saat içinde taşıyıcılık gösterir. Ancak bu durumda geri sıçrama yüksektir ve toz oluşumu fazladır (Bracher, 2005).

Melbye, 2006 kaynağında verilen “Püskürme Beton Özel Şartnamesi”nde dayanım değerleri, özellikleri ve kullanım amaçlarına göre üç farklı tipte beton sınıfı tariflenmektedir (Çizelge-4). Burada tanımlanan beton sınıflarının Avusturya Beton Birliği tarafından verilen (Çizelge-3) beton sınıflarına olan benzerliği dikkati çekmektedir.

Çizelge-4 Püskürtme Beton Tipleri ve Basınç Dayanımları Püskürtme Beton Tipi P3 P2 S1

135

Karakteristik Dayanım MPa

C 16/20 C 20/25 C 25/30

Kullanım Amacı ve Özellikleri

Püskürtme Beton (Lifsiz): Yüzey düzeltme-tamamlama işleri, kaya, şev yüzeylerini kapatma, tabakaları koruma amacıyla kullanılır

Lifli Püskürtme Beton: Açıklığın geçici desteklenmesi gerektiği durumlarda kullanılır, ancak kalıcı destekleme amacı ile kullanılabilir.

Lifli Püskürtme Beton: Açıklığın geçici-kısa süreli ve çabuk desteklenmesi gerektiği durumlarda kullanılır, ancak kalıcı destekleme amacı ile kullanılamaz

Erken Dayanım (Yerinde) MPa

1 sa - > 0,5 >0,5 4 sa - > 1 >2 6 sa 0,5 1,5 3 12 sa 1 3 5 24 sa 2 5 10

Nihai Yerinde Dayanım (*) MPa

7 g (**) - 10 20 28 g 22 26 31

(*) Minimum Ortalama yerinde küp dayanımı; eşdeğer küp dayanımı olup, d/h=1/1 olan yerinden alınmış karotlar üzerinde yapılır. Yerinde dayanım değerleri karakteristik küp dayanımının 0,85 ile çarpılması ve 5 Mpa ilavesiyle elde edilmektedir. (**) Gösterge olması amacıyla yapılan deney sonucu

• Dayanım-su/çimento-kür süresi amprik bağıntıları Kuru yöntemle üretilen püskürtme betonlarında (su/çimento) oranını çok sağlıklı biçimde denetlemek mümkün olmadığından dayanım değişimleri kür süresi bazında ifade edilmektedir. Burada hatırlatılmalıdır ki bu tür bağıntılar verilen karışım bileşenleri (Çimento: toplam agrega: su), hızlandırıcı kullanım yüzdesi ve belirli bir operatör tecrübesi için geçerlidir. Kuru yöntemle üretilen bir püskürtme betonda kür süresine bağlı olarak ulaşılan dayanımlar ve tokluk indisleri toplu halde diğer özellikleriyle birlikte Çizelge-5’de belirtilmiştir (Figueiredo ve Helene, 1996). Aynı kaynakta rapor edilen regresyon bağıntıları ise Çizelge-6’da verilmiştir.

Çizelge-5 Basınç, Eğilme Dayanımları ve Tokluk İndisinin Kür Süresiyle Değişimleri

136

Yaş, gün Lif içeriği

40 kg/m3 60 kg/m3 ƒb, MPa ƒe, MPa ƒb, MPa ƒe, MPa

0.25 6.3 ± 1.1 1.14 ± 0.03 6.5 ± 0.5 2.05 ± 0.04 0.33 9.2 ± 0.4 2.08 ± 0.34 0.42 6.7 ± 0.3 1.72 ± 0.12

1 21.2 ± 2.9 2.71 ± 0.22 21.5 ± 1.5 5.07 ± 1.11 4 26.3 ± 4.3 5.72 ± 0.56 5 28.9 ± 1.8 5.79 ± 0.35 7 28.3 ± 4.6 5.61 ± 0.67 28 31.2 ± 3.0 6.15 ± 0.87 35.0 ± 1.2 8.91 ± 0.77

Lif içeriği, kg/m3

Yaş, gün

ASTM C1018 JSCE-SF4 ƒe,e, MPa I5 I10 I30

40

0.25 3.0 ± 0.3 5.2 ± 0.1 13.5 ± 1.2 0.6 ± 0.1 0.42 2.7 ± 0.1 4.3 ± 0.5 10.2 ± 2.9 0.6 ± 0.1 1 2.6 ± 0.4 4.4 ± 0.8 11.5 ± 2.1 2.0 ± 0.3 4 2.3 ± 0.1 3.9 ± 0.1 8.2 ± 0.2 1.2 ± 0.2 7 2.4 ± 0.2 3.9 ± 0.2 9.7 ± 0.4 1.8 ± 0.2 28 1.9 ± 0.1 2.9 ± 0.4 5.4 ± 0.1 0.9 ± 0.1

60

0.25 2.9 ± 0.1 4.4 ± 0.1 9.7 ± 0.5 0.6 ± 0.1 0.33 2.8 ± 0.1 4.7 ± 0.3 11.5 ± 1.2 0.8 ± 0.1 1 3.6 ± 0.2 6.1 ± 0.5 14.3 ± 1.5 2.1 ± 0.4 5 3.2 ± 0.5 5.5 ± 0.9 13.3 ± 2.9 2.6 ±0.4 28 2.7 ± 0.2 4.8 ± 0.3 11.5 ± 1.0 3.6 ± 0.3

ƒb = Basınç dayanımı, ƒe = Eğilme dayanımı, I5,10,30= Tokluk indisleri. ƒe,e =Eşdeğer eğilme dayanımı, ± değerler ölçümlerdeki standart sapmayı ifade eder. Karışım özellikleri:Deney panolarında yerinde (çimento: toplam agrega :su) oranları ağırlıkça 1: 3.37:0.39. Çimento III +% 30 yüksek fırın cüruflu maksimum agrega-kırmataş- boyutu: 9.5 mm. Hızlandırıcı: Potasyum aluminat bazlı kullanım oranı: % 2 çimento ağırlığı.

Çizelge-6 Dayanım = ƒ(Kür Süresi) İstatistiksel İlişkileri

Bağıntı Lif içeriği, kg/m3 A B r

5.0tbB

Aƒ −= 40 41.8 2.69 0.959 60 44.2 2.45 0.979

5.0teB

Aƒ −= 40 8.5 2.5 0.927 60 9.6 2.2 0.927

ƒb,ƒe = Sırasıyla basınç ve eğilme dayanımları, MPa. A, B= Regresyon sabiteleri. Kullanılan püskürtme beton karışım bileşenlerinin miktarlarına büyük ölçüde bağlıdır. t = Püskürtme beton kür süresi-yaş-, gün. r = Korelasyon katsayısı. Lifler 25 mm uzunluğunda uçları kancalı ve kesit alanı 0.5 mm x 0.4 mm’dir. Eşdeğer (uzunluk/çap) narinlik oranı ise 40.5 olmaktadır.

Kitabın yazarları tarafından hazırlanan Şekil-2’de sadece lif içeriği 40 kg/m3 ait (dayanım-kür süresi) ve (Eğilme dayanımı/Basınç dayanımı oranı-kür süresi) değişimleri görülmektedir. Şekil-2 ve Çizelge-5’den ulaşılan belli başlı sonuçlar aşağıda sıralanmıştır.

137

0.1 1 10 1000.2 0.3 0.5 2 3 5 20 30 50kür süresi,t,gün

5

10

15

20

25

30

35ƒ b

,ƒe ,

MPa

0.28

0.25

0.23

0.21

0.18

0.16

0.14

0.11

0.09

[ƒe /

ƒ b]

Basýnç dayanýmý Eðilme dayanýmý

,ƒb,ƒe

X= 0.196s = 0.042V= % 20.42

Şekil-2 40 kg/m3 lif içeriğinde basınç, eğilme dayanımlarının ve [eğilme dayanımı/basınç dayanımı] oranının kür süresiyle değişimleri ( X = Ortalama

değer,s = Standart sapma, V= Değişkenlik katsayısı, ,%100xXsV = )

o Verilen karışım oranlarında kür süresiyle incelenen dayanımlar artmaktadır. Dayanım artış hızını etkiyen temel faktörler ise (su/çimento) oranı, karışımda kullanılan katkı maddesinin türü ve kullanım içeriğidir. Lif içeriğinin basınç dayanımı üzerinde etkisi ihmal

5.0tb69.2

8.41ƒ −=

5.0te5.2

5.8ƒ −=

138

edilebilir düzeyde kalırken, eğilme dayanım büyüklüğünü daha belirgin ölçüde etkilediği söylenebilir.

o Malzemenin süneklik özelliğini yansıtan (Eğilme dayanım/Basınç dayanımı) oranı kür süresinden bağımsız gözükmektedir. (Yalın betonlarda ilk kür sürelerinde ulaşılan büyük oranlar malzemenin “sünek” olduğunu gösterir. İleriki kür sürelerinde ise anılan oran azalır bu da malzemenin daha gevrek özellik taşıdığını işaret eder).

Yaş yöntemle üretilen püskürtme betonun (Basınç dayanımı-su/çimento oranı-kür süresi) değişimleri büyük ölçüde pompalanabilir normal betonlar için çıkartılan değişimlere büyük ölçüde benzer (Bkz Çizelge-7). Kısacası; normal betonlar için verilen amprik bağıntılar ön tasarım amacıyla kullanılabilir. Kuşkusuz anılan bağıntıların proje bazında tekrar üretilmesi ve gerekli düzeltmeleriyle -özellikle erken dayanım, çökme, geri sıçrama miktarı, maliyet vb- birlikte uygulanması daha doğru yaklaşım olacaktır.

Çizelge-7 Çeşitli Kurum/Araştırmacıların Önerdikleri Dayanım = ƒ(Kür, Su/Çimento Oranı) Değişimleri

Kurum/ araştırmacı

Bağıntı Açıklama notu

CEB-FIP MC 90

28t ƒ).t(ƒ β=

−=β

5.0

1t/t281sexp)t(

t = 1 gün

Çimento dayanım sınıfı

32.5

32.5R 42.5

42.5R 52.5

s 0.38

0.25 0.20

Zhao, 1991’den alıntılayan Gard-ner ve Zhao1993

75.0

75.0

28 btatƒƒ(t)

+=

Çimento I a = 2.8 b = 0.77 Çimento II a = 3.4 b = 0.72

Çimento III a = 1.0 b = 0.92

Arıoğlu, N. Girgin, Arıoğlu, Ergin, 2004

α−

+α+−=

e137.7

log392.3692.1logƒ

−−=α AğırlıçaMM

ç

su

0.24 < α < 0.8 10 MPa < ƒ < 75 MPa ∅150 x 300 mm silindir ƒ=28 günlük basınç dayanımı, MPa

ƒt, ƒ28 = Sırasıyla t (gün) ve 28 günde ulaşılan basınç dayanımları β(t) = Kür süresine ilişkin amprik bir faktör s = Amprik faktör. Kullanılan çimentonun 28 günlük norm dayanımına

bağlıdır. t = Kür süresi, gün a, b = Çimento türüne bağlı regresyon sabiteleri α = (Su/çimento) oranı ağırlıkça Msu,Mç = Sırasıyla 1 m3 taze beton karışımda kullanılan karışım suyu

ve çimento miktarı • Önerilen (su/toplam bağlayıcı madde miktarı) oranı

139

α =(su/toplam bağlayıcı) oranı-ağırlıkça- en genel şekliyle

mkç

su

M.KMM

+=α

olarak ifade edilmektedir (NCA 1993; EFNARC, 1999). Burada Msu= Karışımda kullanılan su miktarı, kg/m3, Mç = Çimento miktarı, kg/m3, K = Mineral katkı türüne ilişkin etkinlik faktörü. Çimento, uçucu madde ve yüksek fırın cürufu kullanımında sırasıyla 1, 0.5 ve 0.5 değerleri alınmaktadır. Silika füme kullanımında ise karışıma koyulan miktara-çimento ağırlığı cinsinden- bağlı olarak şu değerler önerilmektedir: % 8’den küçük ise K = 2, (%8-15) çimento ağırlığı ise K = 1 (EFNARC, 1999). Mmk = Mineral katkı -uçucu kül, silika füme vb-miktarı, kg/m3 EFNARC, 1996 kaynağında püskürtme beton karışımlarında kullanılacak mineral katkıların üst limit değerleri belirtilmiştir (Çizelge-6).

Çizelge-8 Mineral Katkıların En Fazla Kullanım Oranları-Portland Çimento Ağırlığı Cinsinden-

Mineral katkı Kullanım oranı Silika füme-mikrosilika- % 15

Uçucu kül % 30 Portland çimento % 15 Portland/uçucu küllü çimento % 20 Portland/yüksek fırın cüruflu çimento

Yüksek fırın cürufu % 30 Portland çimento

Eğer karışımda çeşitli mineral katkıları kullanılıyorsa erken dayanımı sağlamak üzere ilave edilecek hızlandırıcı katkı miktarı çimento dozajı cinsinden aşağıda gösterilen şekilde hesaplanmaktadır:

o Hızlandırıcı madde miktarı yüzdesi -çimento miktarı cinsinden- % mh ise o Çimento için Mç x K.mh = Mç.mh o Uçucu kül için Muk.K. mh=0.5 Muk.mh o Silika füme için Msf . K. mh = 2 Msf.mh (< %8)

Yukarıda hesaplanan miktarların toplamı ise karışımda kullanılacak toplam hızlandırıcı katkı maddesinin miktarını belirleyecektir. Örneğin; karışımda kullanılacak bağlayıcı maddeler ve hızlandırıcı madde yüzdesi şöyle olsun:

Mç = 325 kg/m3

Muk = 125 kg/m3

Msf = 25 kg/m3

Mh = % 5-ağırlıkça-

Hızlandırıcı madde miktarları o Çimento için 325 x 1 x 0.05 = 16.25 kg/m3 o Uçucu kül için 125 x 0.5 x 0.05 = 3.125 kg/m3 o Silika füme için 25 x 2 x 0.05 = 2.5 kg/m3

ve toplam hızlandırıcı madde miktarı Mh = 21.875 kg/m3 olarak bulunur.

140

Uygulamada önerilen hızlandırıcı katkı maddelerinin kullanım oranları çimento ağırlığı cinsinden Çizelge-9’da belirtilmiştir (Malmberg, 1993; EFNARCH, 1999) Çizelge-9 Priz Hızlandırıcı Katkıların Kullanım Oranları

Katkı Tipi / Özellik Oran-çimento ağırlığı- Kaynak Önerilen : Toz Katkı % 6 – 8

% 4-8 Avusturya Beton Birliği, 1990 EFNARC, 1999

Sıvı Katkı Alüminatlı Alkali İçermeyen

% 4-12 % 4-10 EFNARC, 1999

Camsuyu (Sodyum Silikat) Kuru Karışımda Yaş Karışımda Belirtilmemiş

% 10 – 15 % 4-7 % 5-10 % 2-5

Avusturya Beton Birliği, 1990 Japon Tünelcilik Birliği, 1991 Japon Tünelcilik Birliği, 1991 Morgan 1991

İzin Verilen En Fazla: Toz Katkı Sıvı Katkı Belirtilmemiş

≤ %10 ≤ % 8 ≤ % 3 (5 yıldan fazla deneyim sonucu)

Avusturya Beton Birliği, 1990 Avusturya Beton Birliği, 1990 Güney Afrika Tünel Birliği,1991

Dayanıklılık isteminin öne çıktığı proje koşullarında en fazla (su/bağlayıcı madde) oranı ve en az bağlayıcı madde miktarı Çizelge-10’da belirtilmiştir (NCA, 1993). Çizelge-10 Dayanıklılık Bakımından Önerilen En Fazla α = (Su/Bağlayıcı Madde) Oranı-Ağırlıkça- ve En Az Bağlayıcı Madde Miktarı, Mb

Çevresel koşullar Çevresel koşulun tanımı α ΣMb, kg/m3 NA Biraz agresif 0.60 360 NMA Orta agresif 0.50 420 MA Çok agresif 0.45 470 NMA Aşırı agresif 0.40 530

sfç

su

b

su

KMMM

MM

+==α

∑

∑ += sfçb M.KMM

Msu= Su miktarı kg/m3, ΣMb= Toplam bağlayıcı madde miktarı, kg/m3; Mç, Msf = Sırasıyla çimento ve silika füme miktarı kg/m3, K= Bağlayıcı madde etkinlik faktörü

Çizelgeden görüleceği gibi çevresel ajanların (Cl-, SO4, SO2, CO2 vb) etkisinin artmasıyla α oranı azalırken kullanılacak bağlayıcı madde miktarı ise artmaktadır. Örneğin; çok agresif bir çevresel ortamın olduğu durumlarda püskürtme beton karışımının (su/bağlayıcı madde) oranı en fazla 0.40-ağırlıkça-

141

ile sınırlandırılmıştır. Bu durumda 1 m3 taze püskürtme beton karışımında en az toplam bağlayıcı madde miktarı 530 kg/m3 olmalıdır. Artan çimento miktarı ile “geri sıçrama” önemli ölçüde azalmaktadır. Şekil-3’de geri sıçrama* yüzdesinin artan çimento miktarıyla nasıl azaldığı açıkça görülmektedir (Melbye ve Dimmock, 2001). Örneğin; Mç = 375 kg/m3 çimento miktarında tavanda geri sıçrama miktarı % 29 iken 450 kg/m3 çimento içeriğinde aynı büyüklük % 15’e inmektedir.

Şekil-3 Yaş yöntemde geri sıçrama yüzdesi = ƒ(çimento miktarı) değişimleri Şekil-4’de sıvı silika füme ilave edilmiş kuru karışımlı püskürtme betonun (α = su/toplam bağlayıcı madde) oranına-ağırlıkça- bağlı olarak “geri sıçrama miktarı”nın değişimi gösterilmiştir (Herfurthve Nilsen, ?). Aynı kaynakta mikrosilika türüne bağlı olarak geri sıçrama ve çimento miktarları verilmiştir (Bkz Çizelge-11).

Şekil-4’den elde edilen belli başlı sonuçlar şunlardır:

o Kuru üretilen püskürtme beton karışımlarında geri sıçrama oranı = ƒ(su/toplam bağlayıcı madde-silika füme- şeklinde ifade edilebilir. En az geri sıçrama oranını oluşturan optimum (α=su/bağlayıcı madde) oranı ve silika füme kullanım dozajı vardır. Ekonomik karışım tasarımı çalışmalarında bu hususlar dikkate alınmalıdır.

* Kuru yöntemle üretilen püskürtme betonlarda “geri sıçrama” oranı kullanılan agreganın en büyük boyutunu küçülterek, ince kısmını arttırarak, kaya yüzeyini önceden nemlendirerek ve hava basıncını azaltarak belirli bir düzeye indirilebilir. Yaş yöntemde ise çimento dozajının arttırılmasının yanı sıra karışıma uçucu kül veya silika füme ilavesi “geri sıçrama” miktarını önemli ölçüde azaltır.

142

o Verilen bir karışımda en az geri sıçrama oranı yaklaşık α = 0.40-0.50 aralığında elde edilmektedir. Karışım tasarımı bu aralığın dışında olduğu durumlarda “geri sıçrama” çok yüksek değerler almaktadır.

o İdeal (su/çimento) oranında silika füme içeren püskürtme beton karışımı silika fümesiz karışıma kıyasla daha az “geri sıçrama” yapmaktadır. Bu belirgin üstünlüğüne ek olarak silika fümeli karışımla daha “dayanıklı” beton/püskürtme beton oluştururlar (Arıoğlu, Ergin, 1997).

Mineral Katkısız p.beton karışımı

Silika fümeli p.beton karışımı

(Su/çimento) oranı veya (su/toplam bağlayıcı madde) oranı-ağırlıkça-

Ger

i sıç

ram

a or

anı,

%

Ger

i sıç

ram

a or

anı,

%

Şekil-4 Geri sıçrama oranının (su/toplam bağlayıcı madde) ile değişimleri (Toplam bağlayıcı madde=Çimento+silika füme) Çizelge-11 Mineral Katkısız/Katkılı Kuru Karışımlı Püskürtme Betonlarda Geri Sıçrama Oranları ve Teorik Çimento Miktarı

Silika füme türü

Normal mikro silika dozajı-çimento ağırlığı-cinsinden

Olası tabaka kalınlığı, mm

Geri sıçrama -% orijinal karışım cinsinden-

Teorik çimento miktarı, kg/m3

Mineral katkı yok 0 5 – 40 30

50 490 670

Kuru mikro silika 10 - 20 5 – 150 15

25 410 460

Sıvı mikro silika 5 - 15 5 – 300 5

10 365 385

Geri sıçrayan karışımda sadece agrega olduğu kabulü yapılmıştır (Bu kabul çimento miktarının az miktarda fazla hesaplanmasına neden olur).

Kuru püskürtme beton karışımlarında hem dere kumu/kırmataş agrega türlerinin hem de çeşitli bağlayıcı maddelerin geri sıçrama oranı üzerindeki etkileri Şekil-5’de görülmektedir (Lushiku ve Kearsley, 2004). Verilen agrega türünde mineral katkı kullanım oranı arttıkça geri sıçrama miktarı belirgin ölçüde azalmaktadır. Değişmeyen mineral katkı türünde ise kırmataş kullanımı dere agregasına kıyasla daha az geri sıçramaya neden olmaktadır. En düşük geri sıçrama oranı (~%13), kırmataş ve % 70 Portland çimento+% 15 silika füme +%15 uçucu kül içeren püskürtme beton karışımında sağlanmıştır.

143

%100 Portland Çimento

%85 Portland Çimento+%15 Silika füme

%70 Portland Çimento+% 30 Uçucu kül

%77 Portland Çimento+%8 silika füme+%15 Uçucu kül

%70 Portland Çimento+%15 silika füme+%15 Uçucu kül

Dere agregası

Kırmataş

Ger

i sıç

ram

a or

anı,

%

Şekil-5 Kuru püskürtme beton karışımlarında geri sıçrama miktarı = ƒ(agrega türü, mineral katkı türü ve kullanım oranı) değişimleri. (Karışımda kullanılan çimento CEM I 42.5, en büyük agrega boyutu Dmak= 13.2 mm, silika füme 35-65 kg/m3, uçucu kül F türü: 65-131 kg/m3, teorik karışım suyu: 200 kg/m3-; İnce +iri agrega/toplam bağlayıcı madde oranı: 4.1:1-ağırlıkça-, çelik lif miktarı 30 kg/m3- Tüm karışımlarda ilave edilmiştir- Mineral katkı kullanım oranları çimento ağırlığı cinsinden ifade edilmiştir).

• Deneme karışımların üretilmesine ilişkin çeşitli öneriler Püskürtme beton karışım bileşenleri ve çelik lifleri için çeşitli mesleki birlik ve araştırmacılar tarafından yapılan genel öneriler Çizelge-12 ve Bilgi Föyü:4, Çizelge-7’de topluca belirtilmiştir (Malmberg,1993). Çizelge-12 Püskürtme Beton Karışım Bileşenleri İçin Yapılan Öneriler

Karışım bileşenleri Öneriler Kaynak Çimento miktarı • İnce püskürtme beton, 0-4 mm • Püskürtme beton, 0-8 mm • İri püskürtme beton, 0-15 mm

450-600 kg/m3

350-450 kg/m3

330-350 kg/m3

Vandewalle, 1991

(Su/çimento) oranı-ağırlıkça- • Kuru karışım için

• Yaş karışımlar için

• Lifli püskürtme beton için

0.3-0.4 0.45-0.55 ≤ 0.5

0.4-0.5 0.50-0.65

≤ 0.5

Morgan, 1991 Japon Tünel Birliği, 1991 DIN 18551, 1992

Morgan, 1991 Japon Tünel Birliği, 1991

Avusturya Beton Birliği, 1990 Kum/toplam agrega oranı 0.55-0.60 Japon Tünel Birliği, 1991 Toplam agrega/çimento oranı 3.5:1-4.0:1 Püskürtme Beton Birliği, 1990

143

BİLGİ FÖYÜ : 12 PÜSKÜRTME BETON KARIŞIMININ HAZIRLANMASI, TAŞINMASI, UYGULAMASI ve UYGULAMADA DİKKAT EDİLECEK HUSUSLAR

• Genel

Püskürtme beton uygulamasında elde edilen nihai ürünün kalitesi ve ekonomisi, kullanılan karışımın hazırlanması, taşınması, ve makine ekipman cinsinin yanısıra, büyük ölçüde uygulanan yüzeyin şekli, uygulamayı yapan pompa operatörü, püskürtme operatörünün ustalık derecesi ve deneyimi, püskürtme ucundaki betonu hızı, püskürtme-yerleştirme tekniği gibi faktörlere bağlıdır.Bu hususlar aşağıda özetlenmiştir.

• Karıştırma-Taşıma

Püskürtme beton karışımının hazırlanması uygun kapasitedeki bir karışım hazırlama tesisinde (beton santralı) yapılır. Karışım hazırlama tesisinin mümkün olduğu kadar kullanım noktasına yakın olması tercih edilmelidir. Özellikle tünel, maden gibi yeraltı uygulamalarında mümkün olduğu kadar çabuk temin edilmesi gerekmesi bakımından tesisin yeri; giriş şaftı, portal gibi tünel çıkış noktası yakınında seçilmelidir.

Bileşenler ağırlık esasına göre karıştırılır ve bunların tartımında belirli bir hassasiyet gereklidir. Tartımdaki tolerans çimentoda %2, agregada, ilave bileşenlerde (silis füme, uçucu kül, yüksek fırın cürufu) % 6’yı aşmamalıdır (ACI 506R-90).

Kum, ince ve iri agrega yığınları ayrı ayrı bulundurulmalı ve nem içeriğinde değişikliğe yol açabilecek yağmur, kar ve güneş gibi etkilerden korunacak şekilde bulundurulmalıdır. Kuru karışım yöntemi için hazırlanacak karışımda toz oluşumunun en az düzeyde tutulması açısından agregadaki nem % 3-6 arasında olmalıdır. Kuru karışım yönteminde agrega kuru ise tozu azaltmak için verilecek su daima agregaya verilmelidir. Bu nem içeriğinin fazla olması da topaklanmaya ve iletim hatlarında tıkanmalara yol açmaktadır. Uygun nem miktarının basit bir şekilde tayini el ile kolaylıkla yapılabilir. Avuç içinde sıkıştırılan bir miktar püskürtme beton karışımı dağılmadan kendini tutabiliyorsa su oranı “uygun”, ele nem bulaşıyorsa su oranı “fazla” demektir.

Ulaşımın zor olduğu veya küçük hacimli partiler halinde püskürtme yapılması durumunda karıştırma işlemi işyerinde hacim esasına göre elle veya küçük kapasiteli karıştırıcılar ile hazırlanabilmektedir. Bazı durumlarda ise işyerinde önceden hazırlanmış agrega karışımın çimentosu püskürtme beton makinası yanında karıştırılmaktadır. Buna, özellikle zayıf kaya koşullarında

144

göçme, boşalma ve su geliri beklenen ve püskürtme beton ile hemen müdahale edilmesi gereken tünellerde ihtiyaç duyulmaktadır. Ancak hiç bir zaman bu şekilde hazırlanan karışım taşıyıcı sisteme uygulanmamalı, sadece sadece göçük boşluğu veya su geliri olan bölgeye püskürtülmelidir. Böylesi koşullarda 1 tonluk büyük torbalar halinde hazır kuru karışımları kullanım yerinde bulundurmak oldukça faydalı olmaktadır. Bu karışımları, içindeki çimentonun hidrate olmadan uzun süre bekletilebilmesi için tamamen kuru halde olmalı ve bekletilirken de ortamdaki nemden çok iyi korunması gereklidir.

Hazırlanan karışım, kullanım noktasına kadar karıştırıcılı kamyon - transmikser-ile taşınmalı, düşey aktarmalarda-özellikle yaş yöntemde- karışımın ayrışmaması için gerekli önlemler alınmalıdır. İçerisine toprak, kaya vb. karış-masına yol açtığından kuru karışımların tünel içinde taşınmasında çok gerekli olmadıkça kamyon, kepçe gibi taşıma araçlarının kullanımından kaçınılmalıdır.

Yaş karışım yönteminde kullanım noktasında pompaya verilmeden önce karışım uygun kıvamda olmalıdır. Karışımın kıvamı hem santral çıkışında hemde pompaya verilmeden önce çökme konisi testi ile kontrol edilmelidir. Pompalanabilirlik açısından çökme değerinin 38-75 mm arasında olması tavsiye edilmekte olup, kullanılan pompa ve karışım özellikleri açısından bu değerin yerinde (pompa başında) deneme çalışmaları ile koruyup korumadığı çökme testi ile tahkik edilmelidir. Kıvamın artması durumunda karışıma hiç bir şekilde su ilave edilmemeli, kıvam katkı malzemeleri ile ayarlanmalıdır.

• Makine Ekipman

Kullanılan makine ve ekipman daima bakımlı olarak tutulmalıdır. Uygulama sırasında oluşabilecek arıza hazırlanan karışımın atılmasına yol açtığı gibi, bütün boru hatlarının temizlenmesini gerektirecektir. Genel kural olarak; her vardiya sonunda veya püskürtme işlemi bittikten sonra pompa ve bütün iletim hatları temizlenmeli, aşınan parçalar belirli aralıklarla değiştirilmelidir. Özellikle kuru püskürtme yöntemde aşınma plakalarının fazla aşınması çok fazla toz oluşumuna yolaçtığı gibi basıncın düşmesine yol açacağı için iletim hattında tıkanmalar meydana gelmekte, ayrıca geri sıçrama oranı da artmaktadır. Basınç kayıplarının azaltılması bakımından iletim boruları mümkün olduğunca düz hat izlemeli, keskin dönüşlerden kaçınılmalıdır. Dönüş yapmak zorunlu ise elden geldiğince büyük çaplı bir dönüş ile yapılmalıdır. Ancak bu kısımlar daha fazla aşınacağı için sık sık kontrol edilmelidir.

Yaş karışım yönteminde karışımın pompaya verilmesinden önce pompaya su+çimento şerbeti verilerek pompanın ve iletim hattının yağlanması gerekir. Herhangi bir nedenle işleme ara verilmesi durumunda gerek mikserde gerekse pompa içinde karıştırmaya devam edilmelidir. Bekleme sonunda karışımın çökme değeri tekrar kontrol edilmelidir. Priz başlangıcını aşan beklemelerde hiçbir surette arta kalan beton kullanılmamalıdır. Bu durum pompanın ve iletim hatlarının tıkanmasına neden olmakta, ayrıca erken dayanımları düşüreceği gibi geri sıçramanın da artmasına yol açmaktadır.

145

Kuru karışımda, hazırlama anından itibaren püskürtmeye kadar geçen sürenin 15 dakikayı geçmesi istenmez. Ancak bazı proje şartnamelerinde 60 dakikaya kadar izin verilmektedir. Sürenin bunu geçtiği durumda karışımdaki nem dolayısıyla ön hidratasyon oluşur, bunun sonucunda dayanım sorunları ortaya çıkabilir ve geri sıçrama miktarı da normal değerlerin üstüne çıkar.

• İş Gücü ve Eğitimi

Özellikle kuru püskürtme yönteminde elde edilen nihai üretimin kalitesi ve geri sıçrama açısından ekonomisi püskürtme ucunda bulunan operatörün deneyimi ile yakından ilgilidir. Özellikle kuru püskürtme yönteminde su miktarının ayarı ve püskürtme yüzeyle yaptığı açı tamamen püskürtme opeatörünün kontrolu altındadır. Büyük ölçekli uygulamalarda püskürtme operatörleri deneyimli olmalı, değilse dışarıda oluşturulacak deneme panelleri üzerinde eğitimden geçirilmeli ve ehliyetlendirilmelidir. Bunun için uygulanabilecek eğitim-ehliyet programı ACI 506.3 R91’de verilmiştir. Ayrıca uygulanacak proje hakkında, örneğin kaya/zemin ortamının durumu, püskürtme beton kalınlığı, uygulanacak donatının detayı, kaç tabaka halinde yerleştirileceği ve birleşim detaylarının nasıl olacağı hakkında formen, pompa operatörü ve püskürtme operatörü bilgilendirilmelidir.

• Yüzey Hazırlığı ve Uygulama

Kazı işleminin bitmesinden sonra proje ve şartnamelerin gerektirmesi halinde püskürtme beton işleminden önce jeolojik harita alımı yapılmalı ve fotoğraflı tesbit yapılmalıdır. Bu işlemlere paralel olarak yapılan kazı profili topoğrafik olarak kontrol edilmelidir.

Çatlaklı kaya ortamlarda, gerek delme-patlatma yöntemi gerekse makina ile yapılan kazılardan hemen sonra etkin bir kavlak kontrolü yapılmalı, püskürtme sırasında iş güvenliğini tehlikeye sokabilecek, düşmesi olası kaya parçaları düşürülmelidir. Gerekirse kaya saplaması vb önlemlerle sağlamlaştırma yapılmalıdır. Zayıf formasyonlarda tabaka hareketinin oluşmasına izin verilmeden mümkün olduğu kadar en kısa sürede püskürtme beton işlemine başlanılmalıdır.

Püskürtme beton tabakasının yüzeye iyi bir şekilde yapışmasının (aderans) sağlanması için uygulama yapılacak yüzeye basınçlı su+hava püskürtülerek yapışmayı azaltacak gevşek malzemeler ve çamurlar uzaklaştırılmalıdır. Bu işlem, püskürtmeye başlamadan önce püskürtme ucundan verilecek su hava ile yapılabileceği gibi ayrıca bir basınçlı su-hava jeti kullanılarak da yapılabilir. Yüzey cilalı şekilde parlaksa basınçlı su + kum püskürtülerek pürüzlendirilmelidir.

Eğer yüzey kuru ise püskürtmeden önce yüzeyler su ile nemlendirilmelidir. Aksi takdirde kaya betondaki suyunun bir kısmını emer ve betonun yüzeydeki bölümü hidrate olmadan kalır, bundan ötürü de yeterli aderans sağlanamaz.

146

Kazıdan hemen sonra yapılan en az 5 cm kalınlığında olan ön püskürtme-emniyet püskürtme betonu-işlemine tavan bölgesinde omuzlardan başlanarak tepeye doğru yapılmalı kazı yüzeyinde bulunan, teorik kazı yüzeyinden daha derin boşluklar doldurulmalı, zayıf zonlar kapatılmalı, düşmesi muhtemel parça ve bloklar emniyete alınmalıdır. Daha sonra yan duvarların ön püskürtme betonu işlemine geçilmelidir.

Püskürtme betonunun su, hava ve katkı dozajı ayarlaması yapısal taşıyıcı yüzeylerde değil, püskürtme ucu tercihen yere yada aynaya tutularak yapılmalıdır. Uygulama sırasında uygun su miktarı gözle yapılabilir. Yüzeylerin hafif parlak, yumuşak düzgün olduğu durum su oranının en uygun oranda olduğunu gösterir. Yüzeyin hafif yumuşak olmasıyla karışımın iri kısımları yüzeye gömülerek geri sıçramayacak ve daha düzgün yüzey elde edilecektir. Su miktarının az olması durumunda yüzey sert, açık renkli, pürüzlü olmaktadır.

Ön püskürtme betonun yapılarak kazı alanının güvene alınmasından sonra çelik hasır ve iksa gibi destek elemanları yerleştirir. Çelik hasır mümkün olduğu kadar kazı yüzeyine yakın olarak yerleştirilmeli ve püskürtmenin etkisi ile titreşim yapmayacak şekilde sıkıca tutturulmalıdır. Aksi takdirde oluşan titreşim geri sıçramayı artırmaktadır. Donatının iki kat olması durumda geri sıçramanın artması nedeniyle her iki katın aynı anda birlikte yerleştirilmesinden kaçınılmalıdır.

Püskürtme ucunun yüzey ve yatay ile yaptığı açı geri sıçrama miktarını belirleyen en önemli unsur olmaktadır. Püskürtme ucu mümkün olduğu kadar püskürtülen yüzeye dik olarak tutulmalıdır. Ancak, püskürtmenin el ile yapıldığı durumda püskürtme beton operatörü geri sıçrayan malzemenin kendi üzerine gelmesi nedeniyle bu açıyı genellikle yaklaşık 70° civarında tutma eğiliminde olmaktadır. Püskürtmenin robot kolu ile yapılması bu sakıncayı ortadan kaldırmaktadır. Püskürtme işleminde üzerinde durulması gereken diğer en önemli husus ta püskürtme ucunun yüzeyden mesafesidir. Geri sıçrama açısından daha önceki bilgi föylerinde de belirtildiği üzere, en uygun mesafe kuru püskürtme yönteminde 1-2 m, yaş püskürtme yönteminde 0,5 – 1,8 m arasındadır (Malmberg, 1993).

Tamamlayıcı püskürtme beton işlemine daima düşey yüzeylerin (duvarların) tabanından başlanmalı, sistematik olarak yukarı doğru devam edilmelidir. Buna uyulmaması durumunda geri sıçrayarak dökülen malzeme duvarın tabanına yığılarak taban kısmında kaplanacak yüzeyin önünü kapatacaktır. Tavan kısımlarında dökülme ve geri sıçramayı azaltmak için priz hızlandırıcı katkı dozajı bir miktar artılmalıdır. Püskürtme işleminde doldurma yavaş ve dairesel hareketlerle yapılmalıdır. Bir defada ulaşılan kalınlık en az 5 cm, en fazla 15 cm olmalıdır. İkinci tabaka birinci tabakanın prizini almasından sonra uygulanmalıdır.

İkinci tabaka uygulanmadan önce daha önceki uygulamadan kalan geri sıçrama döküntüleri yığıntıları temizlenmeli, inşaat derzlerinde bulunan gevşek kısımlar temizlenerek alınmalıdır.

147

Soğuk atmosferik koşullarda püskürtme beton uygulanacak yüzey, hava ve karışım sıcaklığının +5°C ve üzerinde olduğu sıcaklıklarada uygulama yapılmalıdır. Eğer bu şartlar sağlanamazsa karışım bileşenleri en az +10°C'ye kadar ısıtılmalı, püskürtme betonun erken basınç dayanımı 5 MPa’ı geçene kadar veya en az 4 gün süre ile dondan korunması gereklidir. Püskürtme beton kalıcı destekleme amacı ile kullanılması durumunda uygun kür malzemesi ile kür edilmelidir. Sıcak ortamlarda ise beton yerleştirildikten sonra yüzeyin kuruması önlenmeli, ilk bir haftalık sürede sulama yoluyla nemli tutulmalı veya yüzey kür malzemesi ile kaplanmalıdır.

Aynada ilerlemenin durduğu hafta sonu, bayram gibi uzun tatillerde, zayıf kaya/zemin koşullarının bulunması durumunda deformasyonlara ve aynada duraylılık kaybı ihtimaline karşı ayna yüzeyi, gerekmesi halinde çelik hasır kullanarak, 5-7 cm kalınlığında püskürtme beton ile kaplanmalıdır. Bu kaplama ayrıca aynayı atmosferik etkilerden de korumuş olacaktır.

• Uygulama Örnekleri

Tünellerde püskürtme beton ile destekleme 1980’li yıllardan bu yana ülkemizde kullanılagelmektedir. Özellikle, başta İstanbul olmak üzere büyük şehirlerimizdeki raylı toplu taşıma sistemi projelerine ait tünellerde, karayolu tünellerinde ve yer yer de maden işletmelerin galerilerinde uygulanmaktadır. Konu ile ilgili uygulamalar ve değerlendirmeler akademik platformlarada ele alınmıştır. Aşağıda, uygulamasında bu çalışmanın yazarının da bulunduğu örneklere yer verilmiştir.

o İncirli Mevhibe İnönü Tüneli (Arıoğlu, B.,Yüksel, Arıoğlu, Ergin, 1994) İncirli Mevhibe İnönü Tüneli, Aksaray – Esenler – Atatürk Hava Alanı arasında bulunan İstanbul Hafif Raylı Sistemi Projesi güzergahının Bakırköy-Ataköy arasındaki 1340 m’lik bölümünde yer almaktadır. Tek tüp çift hat şeklinde planlanan, 73 m2 kazı kesitine sahip olan tünelin üzerindeki örtü kalınlığı ortalama 11 m olup, 6-20 m arasında değişmektedir.

Tünel Üst Miyosen yaşlı, kum mercekleri içeren konsolide olmuş Güngören Formasyonuna ait Kil tabakaları ve bunun üzerinde yer alan Bakırköy Formasyonuna ait kil ara tabakalı Marn tabakaları içerisinde açılmak-tadır. Çizelge-1’de formasyonun jeomekanik büyüklükleri özetlenmiştir.

Yeni Avusturya Tünel Açma Metodu (NATM) ile açılan tünelin ön des-teklemesinde 20-25 cm kalınlığında, C 21 basınç dayanım sınıfında püskürtme beton, 0,80–1,20 m aralıklarda çelik kafes iksa (1xØ26 mm+2xØ20mm nervürlü çubuk), çift kat hasır çelik (Q 221x221, q=3,48 kg/m2), kaya bulonu (l=3,85 m, Ø26 mm nervürlü çubuk, 8-10 adet/adım) ve tavanın kendi kendini tutamadığı durumlarda önsüren (l=3,85 m, Ø26 mm nervürlü çubuk, 8-10 adet/2 adım) kullanılmıştır. Uygulanan kazı destekleme sisteminin aşamaları Şekil-1’de, destekleme sisteminin ayrıntıları Şekil-2’de gösterilmiştir. Şekil-2’den görüldüğü gibi, tünel kesitinde kazı bir birini takip eden; üst yarı, alt yarı

148

aynaları ve taban kemeri şeklinde yapılmıştır. Ayna stabilitesinin sağlanması açısından üst yarı aynası alt yarı aynasından 5-7 kazı adımı ileride tutulmuştur.

Çizelge-1 İncirli Mevhibe İNÖNÜ Tüneli Güzergahında bulunan Formasyonlara Ait Jeomekanik Özellikler

Jeomekanik Büyüklük

Güngören Formasyonu

BakırköyFormasyonu

Kil Kil Siltli Kil Kireçtaşı- Marn Birim Hacim Ağırlık, γn, kN/m3 17,9 18,3 22,9 SPT, (N/30cm) 37 46 - - Plastisite Indeksi, PI 30,4 25 - - Kaya Kalite Göstergesi, RQD, % - - - 17 Basınç Dayanımı, sb,lab,, MPa - - - 16,9 Kohezyon, C, MPa - 0,037 3,73 Elastisite Modülü, Elab, MPa 16,4 (*) 44,3 (*) 57,8 2537 İçsel Sürtünme Açısı, ( o) - 9 19 45,5 Poisson Oranı, υ - - - 0,24 Tabaka Kalınlığı ,m 1,0-5,7 1,0-6,0 9,5-17,0 (*) Presiyometre deneylerinden belirlenmiştir.

Kazı, marn tabakalarının ağırlıkta olduğu güzergah kısımlarında Westfalia Lünen 178 300 H tipi çift tamburlu kollu tünel açma makinesi, daha yumuşak olan killi kısımlarda ise Liebherr 912 L model tünel tipi ters kepçe kazı makinesi ile yapılmıştır. Desteklemede kullanılan çelik hasır ve kafes iksalar lastik tekerlekli hidrolik platform ile yerleştirilmiştir.

Püskürtme beton karışımı, hemen tünel portali yakınında bulunan şantiye alanındaki 25 m3/saat kapasiteli beton santralında kuru karışım olarak üretilmiş ve tünel içerisine 7 m3 kapasiteli transmikser ile taşınmıştır. Püskürtme işlemi bir bantlı besleme ünitesi üzerine monte edilen Meyco GM 90 model iki adet kuru püskürtme beton makinesi ile yapılmıştır. % 3-8 arasında değişen oranlarda karışıma katılan toz şeklindeki priz hızlandırıcı için besleme ünitesi üzerindeki dozaj ünitesi kullanılmıştır.

Kaya saplama delgileri çift kollu Tamrock Paramatic HS 205T model jumbo ile enjeksiyon ise burgulu bir enjeksiyon pompası ile yapılmıştır. Tünel kazısı karşılıklı iki uçtan ilerleyen iki aynada yürütülmüş, her aynada 12-13 kişilik kazı ekibi çalışmıştır. Tüneldeki kazı destekleme işleri ortalama 2,75 m/gün (1,0-4,5 m/gün) ilerleme hızı ile toplam 293 iş gününde (365 takvim günü) tamamlanmıştır.

Kazı destekleme çalışmalarının iz-zaman analizinde en fazla zamanı %31’lik pay ile püskürtme beton işlemi almaktadır. Bunu % 26 ile kazı, %13 ile kaya bulonu %12’lik paylar ile çelik kafes iksa ve hasır çelik izlemiştir.

149

Şekil-1 İncirli Mevhibe İNÖNÜ tünelinde kazı destekleme aşamaları

KAYA SAPLAMALARININ YERLEŞTİRİLMESİ

150

Şeki

l- 2

Mev

hibe

İN

ÖN

Ü T

ünel

inde

Uyg

ulan

an K

azı

Des

tekl

eme

Sist

emin

in A

yrın

tılar

ı (L

= Sa

plam

a uz

unlu

ğu,

d

= Sa

plam

a ça

pı, q

= Ç

elik

iksa

ağı

rlığı

, e =

indi

rme

uzun

lukl

arı)

Sapl

amas

ı

Kay

a S

apla

mas

ı

Kay

a S

apla

mas

ı L=

4 m

d

=26

mm

Çel

ik K

afes

İksa

151

Su geliri bulunan tünellerde püskürtme işlemi yapılmadan önce yüzeyde su gelen kısımlarda drenaj sistemi oluşturarak suyun yüzeyden serbest şekilde akması mümkün olduğunca önlenmesi gerekmektedir. Bu işlem öncelikle püskürtme betonun kayaç yüzeyi ile iyi aderans sağlaması için gereklidir. Suyun yıkama etkisine karşı püskürtme betonun hemen dayanım kazanması için priz hızlandırıcı katkı dozajı en fazla %10’a kadar artırılabilir. Ancak bu uygulama ilk tabakaya yapılmalı, fazla katkı kullanılmasının nihai dayanımları düşüreceği hatırdan çıkarılmamalıdır. Etkin bir drenaj sağlanamazsa uzun dönemde püskürtme betondaki lif veya donatı suyun korrozif etkilerine maruz kalacaktır. İncirli Mevhibe İnönü Tünelindeki drenaj uygulaması Şekil-3’de gösterilmiştir (Arıoğlu,B., Yüksel ve Aroğlu, Ergin, 1995).

Geçirmsiz Siltli Kil Tabakası

Ø 42 mm Drenaj Deliği

Ø 25 mm Delikli Plastik Boru

Püskürtme Beton +Çelik Hasır +Çelik İksa+Kaya Bulonu

Su Kanalı

Su Geliri ÜST YARI

ALTYARI

İNVERT

Su Taşıyan Marn Tabakası

KesitDetay

Aralık ~1 m

Şekil-3 İncirli Mevhibe İnönü tünelinde uygulanan drenaj sistemi

o İzmir Metrosu Nene Hatun Tüneli (Arıoğlu,B.,Yüksel,Arıoğlu,Ergin, 2000)

Nene Hatun Tünel’i 11,4 km uzunluğundaki İzmir Hafif Raylı Sistem güzergahının Üçyol – Konak arasındaki 1685 m’lik kısmında yeralmaktadır. Güzergahın 1385 m’lik kısmında 65,5 m2 kazı kesitli çift hat tüneli, 149 m

Saplama

152

uzunluğunda 139 m2 kesitinde istasyon tüneli ve 69,4 ve 82,2 m uzunluklarında 146 m2 kesitindeki iki adet makas tüneli bulunmaktadır. Nene Hatun Tüneli’nin 285 m’lik kısmında Miyosen yaşlı, 13-23 MPa arasındaki basınç dayanımına sahip, çatlak sistemi izlenemeyen Kiltaşı, Kumtaşı, Konglomera aradalanmasından oluşan sedimanter kökenli kayaçlar bulunmaktadır. Güzergahın geri kalan kısımlarında ise çatlak sıkılığı oldukça geniş aralıkta değişken (RQD=% 20-95), ortalama basınç dayanım değerleri ise ayrışma derecesine göre çok ayrışmışta 19 MPa, orta ayrışmışta 31MPa ve az ayrışmışta ise 55,5 MPa olan Andezit kayaçları bulunmaktadır. Yeni Avusturya Tünel Açma Metodunun uygulandığı kazı destekleme sisteminin andezit ve sedimanter kayaçlarındaki uygulamasının ayrıntıları Şekil-4’de belirtilmiştir.

Tünellerdeki kazı çift tamburlu kollu tünel açma makinesi (Westfalia Lünen 178 300 H ) ile yapılmıştır.

Kuru püskürtme beton karışımı giriş şaftı yanndaki beton santralinde üretilmiş olup, tünel içinde transmikser ile taşınmıştır. Püskürtme beton işleminde bantlı besleme ünitesi üzerinde bulunan iki adet püskürtme beton makinesi ile yapılmıştır.

Kaya saplama delgileri çift kollu jumbo ile enjeksiyon işlemi ise burgu tip enjeksiyon pompası ile gerçekleştirilmiştir.

Tünelde kazı destekleme işleri iki aynada birden yürütülmüş, proje kapsamında bulunan eğimli, yatay olan istasyon bağlantı, makas bağlantı tünelleri de dahil olmak üzere toplam 2107 m uzunlukta ve değişken kesitlerde olan tüneller yaklaşık 2,5 yıl içerisinde tamamlanmıştır. Kaydedilen maksimum ilerleme 4,0 m olup ortalama kazı hızı, çift hat ve geniş kesitli makas tünelleri dahil 2,3 m/gün.ayna olarak gerçekleşmiştir.

o Şemsiye Bulonu (kemeri) Metodu

Yeni Avusturya Tünel Açma yönteminde, tünelin açıldığı ortamın tavan bölgesinde kendi kendini tutamayan şekilde zayıf veya akıcı olması durumunda, gerek çalışma güvenliğini artırmak gerekse tünel ve yer üstü deformasyonlarını minimize etmek için ön sürenler şekli biraz daha güçlendirilerek; daha büyük çap ve uzunlukta uygulanmaktadır. Bu metod şemsiye bulonu (kemeri) olarak anılmaktadır. Şekil-5’de bu metodun Kabataş - Taksim Füniküler Sistemi Projesindeki uygulaması görülmektedir. (Aykar, vd., 2005; Yüksel, Arıoğlu, Ergin 2007) Bu metodun ülkemizdeki uygulamalarına ilişkin diğer bazı örnekler; Kurt, C, Yılmaz, Ö, Şimşek, S, 1994; Eyigun, Moröy, Sağlamer, 2005; Denek, Özçelik, Bayram, 2006; Mahmutoğlu, Usta, Şans, 2006 kaynaklarında da bulunabilir.

153

Şeki

l-4 N

ene

hatu

n tü

nelin

de u

ygul

aman

des

tekl

eme

sist

emle

ri (V

= B

irim

iler

lem

e ba

şına

hac

im, t

= Pü

skür

tme

beto

n ka

lınlığ

ı , Q

= Ç

elik

kaf

es ik

sa a

ğırlı

ğı, L

= Sa

plam

a uz

unlu

ğu ,

d =

Sapl

ama

çapı

)

Sapl

ama

Sapl

ama

154

Şekil-5 Kabataş-taksim fünküler sisteminde uygulanan şemsiye kemeri yöntemi

155

BİLGİ FÖYÜ : 13 PÜSKÜRTME BETONDA KALİTE KONTROL İLKELERİ ve DENEYLERİ

• Genel

Üretim süreci, uygulama şekli ve yöntemleri açısından bir takım farklılıklar bu-lunsa da püskürtme beton esas itibariyle bir malzeme olarak betondur. Bu neden-le püskürtme betonda uygulanan kalite kontrol ilkeleri bazı noktalar dışında nor-mal betonda uygulanan benzer süreç ve yöntemleri kapsamaktadır. Buna rağ-men, geleneksel betondan farklılıklar ortaya koyan şu konular öne çıkmaktadır;

o Özellikle kuru püskürtme yönteminde kullanılan ekipmanlar çalışma prensibi açısından farklılıklar taşımaktadır. Bu nedenle karışımın bileşenlerinde farklılıklar söz konusudur. Örneğin kuru püskürtme yönteminde karşımın içerdiği çimento miktarı daha fazla, agreganın en büyük dane boyutu 8-12 mm gibi sınırlı, ince boyutlu dane miktarının oranı ise normal betondakinden daha fazladır.

o Yerleştirme şekli açısından püskürtme beton kalıp gerektirmeyen bir yöntemdir. Bu uygulama, betonun basınçlı hava ile yüzeye püskürtülmesi, karışıma katılan priz hızlandırıcı malzemelerin vasıtasıyla çok kısa sürede priz alması ve yerleştirildikten sonraki ilk dakikalarda dayanım kazanmaya başlaması ile mümkün olmaktadır. Bu nedenle yerleştirildikten hemen sonraki sürelerdeki dayanımlarının bilinmesi ve takip edilmesi önem kazanmaktadır. Bu dayanım değerlerinin belirlenmesinde farklı yöntem ve araçlar kullanılmaktadır.

o Priz hızlandırıcı katkı maddelerinin püskürtme betona erken dayanım kazandırma özelliğinin yanı sıra betonun nihai dayanımları üzerinde olumsuz etkiye sahiptir. Bu durum priz hızlandırıcılarda madalyonun diğer yüzü olarak karşımıza çıkmaktadır. Bu nedenle püskütme betona katılan priz hızlandırıcı miktarının erken dayanım ve nihai dayanım açısından optimum olan miktarının üzerine çıkılmasından kaçınılmalıdır. Bu ise uygulamada devamlı takip edilmesi gereken bir konudur.

o Yine kuru püskürtme yönteminde karışıma ilave edilen su miktarı operatör tarafından ayarlandığından "su/çimento" oranı operatörün deneyim ve ustalığına bağlıdır. Dayanımlar üzerinde en fazla etkisi bulunan bu büyüklüğe "işçilik" faktörü girmektedir.

o Püskürtme beton uygulamasının doğasında "geri sıçrama" olgusu bulunmaktadır. Bu oranının büyüklüğü ölçüsünde, yerindeki püskürtme beton bileşiminin karakteri farklılaşmakta, ve bunun da doğal bir sonucu olarak yerindeki püskürtme betonun mekanik özellikleri değişmektedir. Bu nedenle, püskürtme betonun hedeflenen kalitesi açısından geri sıçrama oranı

156

dikkate alınmak zorundadır.Bu yüzden üretim sırasında öngörülen geri sıçra-ma miktarı ve bunun püskürtme betonun fiziksel ve mekanik büyüklerine olan etkilerinin denetlenmesi gerekmektedir.Geri sıçramanın kontrol altında tutulması sadece teknik açıdan değil, ekonomik açıdan da bir zorunluluktur.

o Normal betonda dayanım testleri küp örnekler üzerinde yapılmaktadır. Deneylerin bu şekilde standart boyuttaki örnekler yapılması işçilikten kaynaklanacak hataları minimize etmektedir. Oysa panellere püskürtülerek yerleştirilen püskürtme beton malzemeden veya yerindeki püskürtme betondan alınan karotlar üzerinde yapılmaktadır. Bu süreç çok fazla sayıda aşama içermekte ve işlemler işçilikten kaynaklanacak hataları artırıcı yöndedir. Dolayısıyla karotların alınması, deneylerin yapılması ve değerlendirilmesi sırasında daha fazla özen gerekmektedir.

Püskürtme beton teknolojisinde kalite kontrol çalışmaları kapsamında, yukarıda sıralanan hususlardan ötürü ek şu çalışmalar yürütülmektedir

o Püskürtme beton operatörünü eğitilmesi ve ehliyetlendirilmesi; ACI 506.3 R91 bu konuda hazırlanmış püskürtme beton ehliyet standardı olup farklı kurumlar tarafından sözü edilen standardın kullanılmaması önerilmektedir.

o Püskürtme betonu uygulama öncesinde uzun süren deneme karışımları ve deneme püskürtme uygulama çalışmaları yapılmaktadır.

o Katkı dozlama sistemleri kalibre edilmekte ve sürekli kontrol altında tutulmaktadır.

o Püskürtme betonun erken dayanımları belirlenmektedir.

Püskürtme betonun üretim öncesi deneme çalışmaları, üretimi, püskürtülerek yerleştirilmesi ve sonrasında yerindeki taşıyıcılık performansı kalite kontrol prosedürlerine tabi olmaktadır. Kalite kontrolu esas olarak, kullanılan malzemeler ve üretilen nihai ürünün teknik şartnameler ve standartlarda belirtilen kriterlere uygunluğunun denetlenmesi amacıyla yapılan işlem, karar ve belgeleme süreçlerinin bütünü olarak tanımlanmaktadır.

Püskürtme betonda kalite kontrol işlemleri süreç, sıklık ve kapsam açısından şu şekilde ele alınabilir;

• Kalite kontrol işlemleri

I. Süreç açısından; Üretim öncesi malzeme uygunluk testleri, Üretim başlangıcı sırasındaki uygunluk (deneme) testleri, Üretim sırasındaki uygunluk (rutin) testler,

II. Sıklık açısından; Az, Orta ve Fazla Sıklıkta, III. Kapsam açısından; Bileşenlerin uygunluğu, karışımın (taze beton) uygun-

luğu, Sertleşmiş betonun erken dönem(< 24 saat) ve nihai dönemdeki (28, 56, 90 gün) uygunluğu, karıştırma ve püskürtme ekipmanlarının üretim süreci sırasında belirtilen aralıklarda kalibrasyonun yapılması.

IV. Testi yapan kuruluş açısından; Üretici, Yapımcı, Bağımsız Kuruluş tarafından yapılan testler.

157

Bu işlemler Çizelge-1’de özetlenmiş (Kusterle, 2000), Çizelge-2, Çizelge-3 ve Çizelge-4’de ise daha ayrıntılı olarak belirtilmiştir, ACS, 2006).

Çizelge-1 Püskürtme Betonda Uygulanan Kalite Kontrol İşleri Genel Şeması Kontrol

Üretici Yapımcı (Şantiye) Öncül Testler

İmalat Kontrol

Bağımsız Kuruluş

Üretim Öncesi

Üretim Kontrolu

Yapısal Testler

Bileşen Malzemeler √ √ √ √ √ -

Beton Karışımı + Püskürtülmüş Malzeme

Hazır Kuru Kaşımda Bağımsız Kuruluş Kontrolu

Erken dönem testler

Dar kapsamlı testler

Gerekirse Hazır Betonda Standartlara (EN 206) göre üretim Kontrolu

√ √

Karıştırma ve püskürtme ekipmanlarının Kalibrasyonu

Bağımsız Kuruluş Kabul Testi Sonuçları

Oto kontrol

-

Püskürtme betonda kullanılan bileşen malzemelerin (çimento, su, agrega, uçucu kül, silis dumanı, yüksek fırın cürufu gibi ilave bağlayıcılar, priz hızlandırıcı ve işlenebilirliği düzenleyen katkılar) standart ve şartnamelerde verilen özelliklere uygunluğu açısından yapılan testleri kapsamaktadır (Çizelge-2, ACS 2006)). Bu testlerde kontrol edilecek özelliklerin kriterleri önceki bölümlerde yer alan bilgi föylerinde detaylı olarak ele alınmıştır. Bu aşamadan sonra karışım testleri yapılmaktadır. Bu testlerin kapsamında, uygulamada kullanılacak olan püskürtme beton karışımının önce laboratuvar ortamında ve sonra da şantiye koşullarında üretilmesi, üzerinde fiziksel ve mekanik deneylerin yapılması işleri bulunmaktadır. Deneyler, uygulamanın tipine göre, projede öngörülen sıklık ölçüsüne göre yapılmaktadır. (Çizelge- 3, 4, ACS, 2006)

Uygulama öncesi testler çerçevesinde, karışım büyük ölçekte; yani karıştırma santralında üretilmekte ve uygulama yeri koşullarına benzer koşullarda ön deneme püskürtme çalışmaları yapılmaktadır. Uygulama öncesi testler, yapılacak uygulama koşulları ile ilgili olmalı fakat asla uygulama yapılacak yerde yapılmamalıdır. Bu testlerdeki amaç; üretilen püskürtme betonun, işlenebilirlik ve püskürtülebilme performansının gözlenmesi, geri sıçrama miktarının belirlenmesi, taze ve sertleşmiş durumundaki fiziksel ve mekanik deneylerinin yapılarak şartname veya standartlara uygunluğunun belirlenmesidir. Hızlandırıcı kullanımının söz konusu olduğu durumda bağlayıcı oranı farklı olan iki karışım hazırlanması ve teste tabi tutulması, gerekmesi halinde de bağlayıcı oranının 20 kg/m3 miktarlarındaki kademelerde değiştirilerek deneylerin tekrarlanması önerilmektedir (ACE, 2006). Ayrıca hızlandırıcının yol açacağı dayanım kaybını belirleyebilmek için deneyler aynı bileşimde fakat hızlandırıcı içermeyen kontrol karışımı üzerinde de yapılmalıdır. Bileşen maddelerinden herhangi birinin değiştirilmesi durumunda bu deneyler tekrarlanmalıdır (Çizelge-3, 4).

158

Çizelge-2 Püskürtme Beton Bileşen Malzemelerinde Kalite Kontrol Prosedürü

MALZEME Kontrol Edilecek Özellik Üretici Testleri

Kullanıcı Testleri Uygulama

Öncesi Testler

Uygunluk Testi Tekrarlama Sıklık Sınıfı

Test I II III ÇİMENTO Sevk Evrakı Kontrol Edilecek ve Şahit

Nümune Alınacak TS EN 197-1’e göre Uygulama Öncesi Test ve Fabrikada Muayene

× Her Sevkıyatta, haftada bir şahit numunelerde test

Çimento Sıcaklığı < 80 ° × AGREGA Sevk Evrakı Kontrol Edilecek ve Şahit

Nümune Alınacak TS EN 197-1’e göre Uygulama Öncesi Test ve Fabrikada Muayene

× Her Sevkıyatta, haftada bir şahit numunelerde test

Dane Boyut Dağılımı × Ayda 1 Ayda 2 kez Ayda 4 kez Su İçeriği × Haftada 1 Haftada 2 İnceler ve Çökebilen Katılar (×) - - - Kimyasal (Alkali Silika) Reaksiyon (×) - - -

SU Kimyasal Bileşim × TS EN 1008’e göre kontrol

EK BİLEŞENLER (UK, SF,YFC)

Sevk Evrakı Kontrol Edilecek ve Şahit Nümune Alınacak

İlgli Standarta göre Muayene × Her Sevkıyatta

PRİZ HIZLANDIRI-CILAR

Sevk Evrakı Kontrol Edilecek, Gözle Muayene, Şahit Nümune Alınacak

TS EN 934-2’e göre Üretim Öncesi Test ve Fabrikada Muayene Uygulama Öncesi Testler Bağımsız Kuruluşta Yapılacak

× Her Sevkıyatta

Yoğunlık, Katı Madde İçeriği × 2 Ayda 1 2 Ayda 1 Ayda 1 pH Değeri × Priz Hızlandırıcı Davranışı × Her Sevkiyatta

DİĞER KATKILAR

Sevk Evrakı Kontrol Edilecek, Gözle Muayene, Şahit Nümune Alınacak

TS EN 934-2’e göre Üretim Öncesi Testler ve Fabrikada Muayene

× Her Sevkiyatta

LİF MALZEME Sevk Evrakı Kontrol Edilecek, Gözle Muayene, Şahit Nümune Alınacak

Üretim Öncesi Testler ve Fabrikada Muayene (Lifli Beton Klavuzuna Göre)

× Her Sevkiyatta

Lif Boyutları × Lifli Beton Sınıfı BB ve BBG (×) - - Lifli Beton Sınıfı FF (×) - -

UK: Uçucu Kül, SF: Silika Füme, YFC: Yüksek Fırın Cürufu × Yapılacak, (×) Gerekirse Yapılacak

158

159

Çizelge-3 Kuru Karışımda Kalite Kontrol Prosedürü Test Konusu

Karışım Üreticisi Püskürtme Beton Kullanıcısı Sınıflama Testleri Uygulama

Öncesi Testler

Oto Kontrol Bağımsız Kuruluş Muayene

Uygulama Öncesi Testler

Tekrarlama Sıklık Sınıfı

Test I II III Karışım Sıcaklığı

Kar

ışım

× × Sürekli × ×

Sürekli (En az günde 1) (×)

100

m2’

yi a

şan

yüze

yler

de h

er 2

0.00

0 m

2 ’de

1

Uniformluk (Tekrar Karışt.) × × Sürekli × × × Karışım Oranları × × Günlük × Agreganın Nemi × × Günlük (×) Dane Boyut Dağılımı × × Haftalık × ×

Her İki Ayda ve / veya her

5.000 m2’de

Her İki

Ayda ve / veya her

2.500 m2’de

Her İki

Ayda ve / veya

her 1.250 m2’de

× İşlenebilirlik Süresi × × Ayda 2 × × (×) Beton Ana Karışımı × - - × × Erken Dayanım Sınıfı

Püsk

ürtm

e B

eton

Karışım Tesisi TS 12165’e göre kontrol edilecek

× × × Basınç Dayanımı, 7, 28 gün × × × Püskürtme Beton Kalınlığı - × Her 500 m2’de 1 × Hızlandırıcı Dozajı × × Haftada 2 × Su Geçirimliliği, XC3/XC4 × (×)

(1 Kez)

(Her 6 Ayda 1) (×)

Don Direnci, XF3 (×) (×) (×) Elastisite Modülü, 28 gün (×) (×) Elution Davranışı (×) (×) - (Her 12 Ayda 1) Yapışma Direnci (×) (×) (Her 500 m2’de 1) (×) Sülfat Dayanımı , XAT (×) Çözeltilere Dayanım, XAL (×)

159

160

Çizelge-4 Yaş Karışımda Kalite Kontrol Prosedürü Test Konusu

Karışım Üreticisi Püskürtme Beton Kullanıcısı Sınıflama Testleri

Uyg. Öncesi Testler

Oto Kontrol Bağımsız Kuruluş Muayene

Uyg. Öncesi Testler

Tekrarlama Sıklık Sınıfı

Test I II III Taze Beton Sıcaklığı

Kar

ışım

× × Sürekli × ×

Sürekli (Günde en az 1)

×

100

m2’

yi a

şan

yüze

yler

de h

er 2

0.00

0 m

2 ’de

1

Agreganın Nemi × × TS EN 197-1’e Göre

- - - Çökme (Slump) × × (×) (×) × LP × × × × Karışım Oranları × × × × × Beton Ana Karışımı B.Dayanımı, 28 g (Püskürtülmemiş)

× × 400 m3’de

× - Üretici testleri ile farklılık varsa ×

Hızlandırıcı Dozajı

Püsk

ürtm

e B

eton

Karışım Tesisi TS 12165’e kontrol edilecek

× × Haftada 2 × Su/Çimento Oranı × × Her 2 Ayda

ve/veya he r 5.000 m2’de

Her 2 Ayda ve/veya her 2.500 m2’de

Her 2 Ayda ve/veya her 1.250 m2’de

× Erken Dayanım Sınıfı Basınç Dayanımı, 7, 28 gün Püskürtme Beton Kalınlığı - × Her 500 m2’de 1 × Su Geçirimliliği, XC3/XC4 (×)

(1 Kez)

(Her 6 Ayda 1)

(×) Don Direnci, XF3 (×) (×) (×) Don Direnci, XF4 (×) (×) (×) Elastisite Modülü, 28 gün (×) (×) Elution Davranışı (×) (×) - (Her 12 Ayda 1) Yapışma Direnci (×) (×) (Her 500 m2’de 1) (×) Sülfat Dayanımı , XAT (×) Çözeltilere Dayanım, XAL (×) LİFLİ PÜSKÜRTME BETONDA YAPILAN İLAVE TESTLER Lif İçeriği Karışım × × × × × Gerekirse 200 -1000

m3’de 200 -500

m3’de

> 10

0 m

2

20.0

00

m2 ’d

e 1

Lifli Püskürtme Beton (BZ) Püskürtme Beton

(×) (×) 6 Ayda 1 (×) Lifli Püskürtme Beton (T, TG, E) (×) (×) - 6 Ayda 1 (×)

160

161

Uygunluk testleri; mühendislik yapısının gerçekleştirilmesi süreci boyunca, üretilen püskürtme betonun belirtilen kriterler çerçevesinde istenilen dayanımı karşılayıp karşılamadığını ve uygun özellikte üretildiğinin kanıtlanması işlerini kapsar. Bu testler bire bir uygulama ölçeğinde ve uygulama süresi boyunca, Çizelge-3 ve Çizelge-4’de belirtilen sıklıkta yapılmaktadır. Basınç dayanımı için uygunluk ölçütü aşağıdaki çizelgede gösterilmiştir (ACS, 2006). Çizelge-5 Uygunluk Testlerinde Kabul Ölçütleri

Gruptaki Deney Sayısı, “n”

Ölçüt 1 Ölçüt 2 Ortalama Değer

Xn, MPa Tek Değer,

Xi, MPa En az 15 ≥ ƒk +1,48 s ≥ ƒk -4

3 ≥ ƒk +4 ≥ ƒk -4 ƒk: Karakteristik Basınç Dayanımı s: Standart Sapma*

Sınıf Tanımlama Testleri, belirli bir hacimdeki karışımın toplam (öngörülen) üretime uygunluğunu göstermeye yarar. Belirli bir püskürtme beton hacmi için yapılan “n” sayıda test sonuçlarının Çizelge-6’da verilen kriterleri karşılaması durumumda gerçekleştirilen üretimin istatistiksel olarak toplam üretime ait olduğu kabul edilir (ACS, 2006).

Çizelge-6 Sınıf Tanımlamada Kabul Kriterleri (ACS, 2006)

Gruptaki Deney Sayısı, “n”

Ölçüt 1 Ölçüt 2 Ortalama Değer

ƒ, MPa Tek Değer,

ƒ i, MPa 5-6 ≥ ƒk +2 ≥ ƒk -4 2-4 ≥ ƒk +1 ≥ ƒk -4 1 Uygulanmaz ≥ ƒk -4

Karıştırma / dozlama ölçüm sistemlerinin muayenesi, belirli sürelerde özellikle bağımsız kuruluşlar tarafından gerçekleştirilmektedir.

• Laboratuvar ve Arazi Deneyleri

Karışım bileşenlerinin uygunluğu konusunda yapılan deneylerin bir çoğu geleneksel betonda yapılan deneylerdir. Ancak bunun dışında püskürtme betonda erken dayanım için karışıma katılan priz hızlandırıcı için kullanılacak * Standart sapma değeri grup sayısı n ≤ 30 adet

( )1n

XXs ni

−

−= ∑

formülünden hesaplanır. Ortalama dayanım değeri n

XX

n

1ni

n

∑==

ile bellidir.

162

çimento ile “uyuşum” deneyi yapılmaktadır. Bu deney priz hızlandırıcı katılmış çimento harcının TS EN 196-1 standardında açıklandığı şekilde, priz başlangıcı – priz bitiminin belirlenmesi için yapılan bir deneydir. Ancak yapılış amacı çerçevesinde harcın daha hızlı hazırlanması gerekmektedir. Karışımda uygulanması öngörülen oranlardaki (su/çimento) ve katkı oranında suyun ve hızlandırıcının çimentoya ilave edilmesinden sonra harç 15 sn karıştırılmakta ve 25. sn’den sonra vicat iğnesiyle priz başlangıç ve bitim süresi belirlenmelidir. Hızlandırıcı sıvı ise suya katılmakta ve su/çimento oranı hesabında su olarak addedilmektedir (ACS, 2006). Priz başlangıcı 4 dakika, priz bitimi 8 dakikadan küçükse priz hızlandırıcı uygun sayılmaktadır. Yapılan diğer deney ise, priz hızlandırıcının yol açacağ dayanım kaybını belirlemek için, çimento+standart deney kumu ile hazırlanan harç ile yapılan bir deneydir. Bu deneyin ayrıntıları TS EN-196-1’de açıklanmıştır. Dayanım kaybı priz hızlandırıcı katılmamış referans harca göre oransal olarak, önce su/bağlayıcı oranı 0,75 olan harç ile hazırlanmış 4×4×16 cm ebatlarındaki nümune üzerinde, daha sonra da uygulama karışımı için tasarlanan (su/bağlayıcı) oranında ve öngörülen dozajda priz hızlandırıcı katkı ilave edilerek hazırlanan numuneler üzerinde tekrar edilmektedir. Uygulama öncesi deneyler kapsamında, deneme karışımının test panellerine püskürtülen betondan alınan karotlar üzerinde erken dayanım kazanımı, nihai dayanım, dona karşı direnç, elastisite modülü, permeabilte, sülfat direnci ve kimyasal ajanlara karşı dayanıklılık için deneyler yapılmaktadır. Avusturya Beton Birliği (ACS, 2006) tarafından önerilen “referans” deneme karışımı aşağıda verilmiştir.

Çizelge-7 Deneme Karışımı İçin Referans Karşımı Kuru Karışım Yaş Karışım Agrega Cinsi, dane boyutu Kalsit-Dolomit Agregası , 8 mm Agrega Granülometrisi BF.2 Çizelge-1’e uygun Çimento (+ilave bağlayıcı katkı) 380 kg/m3 430 kg/m3 Plastikleştirici - Gereksinime göre (Su/Toplam bağlayıcı) oranı 0,45±0,03 0,50±0,03 Hızlandırıcı Erken Dayanım Sınıfı J2’ye göre

Kıvam -

Basınçlı hava ile iletimde Yayılma= 65±5 cm Pompa ile iletimde Yayılma=60±5 cm

Referans karışımında priz hızlandırıcı nedeniyle oluşan dayanım kaybı 28 gün kür edilmiş karot örnekler üzerinde yapılan basınç dayanımı sonuçlarından

( ) ( )

( )100

BDBDBD

DK0

H0 ×−

=

bağıntısı ile hesaplanmaktadır (ACS, 2006).

Burada: DK = Dayanım Kaybı, % BD(0) = Priz hızlandırıcı katılmamış karışımdan elde edilen basınç dayanımı,

163

BD(H) = Priz hızlandırıcı katılmış karışımdan elde edilen basınç dayanımı

Uygulama öncesi testler kapsamında püskürtme betondaki geri sıçrama oranı tayin edilmektedir. Uygulama koşullarını yansıtması bakımından değişik açılarda, değişik karışım ve uygulama parametrelerinde deneme panellerine püskürtme yapılmakta geri sıçrayan malzeme yere serilen branda örtü üzerinden toplanarak tartılmaktadır. Bu büyüklük;

,%100MM

MGS

gp

g ×−

=

bağıntısı ile hesaplanmaktadır (ACS,2006)

Burada: GS = Geri sıçrama oranı,% Mg = Geri sıçrayan malzemenin toplam ağırlığı, Mp = Panellere püskürtülen betonun toplam ağırlığı, • Erken Dayanım Deneyleri

Püskürtme betondan püskürtüldükten 1 gün sonra karot alınabildiğinden erken dayanım değerleri karotlar üzerinde belirlenememektedir. Bu dayanım değerleri direkt (doğrudan) veya dolaylı deneyler ile gerçekleştirilmektedir. Direkt deneyler 7,5×7,5×40 cm boyutlarındaki iki ucu açık prizmatik kalıplara püskürtülmüş beton üzerinde yapılmaktadır (Heere ve Morgan, 2002) .

Dolaylı deneyler ile erken dayanım değerleri püskürtülmüş malzeme üzerinde penetrometre, kapsüllü çivi tabancası kullanılarak belirlenmektedir. Dolaylı deneyler kolay ve çok hızlı yöntemler olup yerindeki malzemenin de erken dayanımını ölçmeye imkan tanımaktadır. Avusturya Beton Birliği tarafından kür süresine bağlı olarak önerilen deney yöntemleri Şekil-1’de gösterilmiştir. Şekilden izleneceği üzere 1,5 MPa’a kadar olan erken dayanım değerleri penetrometre ile yapılmaktadır. İlk 2 saatlik kür süresi ve 0,2 MPa değerine kadar iğne çapı 9 mm çaplı-düz yüzey uçlu penetrometre, ~8 saatlik kür süresine ve 1,5 MPa dayanım değerine kadar ise 3 mm çaplı 60° sivri uçlu penetrometre kullanılmaktadır (Bernard ve Geltinger, 2007, Arıoğlu vd, 1998, Malmberg, 1993). Penetometre iğnesinden okunan yük değeri ile basınç dayanımı arasındaki kalibrasyon eğrisi Şekil-2’de, Hilti tabancası deneyinde ölçülen “çivi derinliği/çıkartma kuvveti” oranı ve basınç dayanımı arasındaki kalibrasyon eğrisi ise Şekil-3’de verilmiştir (ACS, 2006). Dayanım deneyleri için 2, 4, 6, 8, 10, 20 ve 30. dakikalarda en az on adet okuma yapılarak ortalaması kaydedilmelidir. 2 saat – 2 günlük kür süresi içinde ve 2-8 MPa erken dayanım değerleri arasında Hilti 450 L model çivi tabancası ile beyaz renkli kapsül kullanılarak, 3-16 MPa değerleri arasında ise yine Hilti 450 L model çivi tabancası ile fakat yeşil renkli kapsül kullanılarak belirlenmektedir (Bracher, 2005, Malmberg, 1993). Çivi tabancası ile erken dayanımın belirlen-mesine ait bir hesaplama örneği Çizelge-8’de sunulmuştur (ACS, 2006).

164

Şekil-1 Kür süresine göre basınç dayanımının belirlenmesinde uygulanan deney yöntemleri

Şekil-2 Penetrometre iğnesinde uçta ölçülen yük ile basınç dayanımı arasındaki kalibrasyon eğrisi

165

Şekil-3 Hilti çivi tabancası deneyinde (F/L) oranı ile basınç dayanımı arasındaki kalibrasyon eğrisi (L= Çivi batma derinliği, F=Çiviyi çıkarmak için ölçülen kuvvet, Dmak= En büyük agrega boyutu)

• Sertleşmiş Betondan Örnek Alımı ve Saklanması (Kür) ve Hazırlanması

Püskürtme betonda basınç direnci deneyleri için örnek alımı 60 x 60 x 15~20 cm boyutlarında ahşap veya kontralitten yapılmış panel kalıp kullanılır. Örnek alınırken panel kalıp düşeye yakın durumda en fazla 45o yapacak şekilde yerleştirilmelidir. Püskürtme panel yüzeyine dik olarak yapılır ve 12-17 cm arasında kalınlık oluşturulur. Şekil-4’de örnek alma işlemleri betimlenmiştir (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999). Sertleşmiş püskürtme betonda yapılacak dayanım ve fiziksel deneyler için alınacak örneklerin boyutları ve kür koşulları Çizelge-9’da belirtilmiştir (ACS, 2006). Alınan örnek paneli ilk 18 saat yerinden oynatılmamalı ve ortam sıcaklığı 10-25 o C arasında olmalı ancak 5 o

C’nin altına hiç bir zaman düşmemelidir. Paneller, karot örnekler alınıncaya kadar, kuruma ve su kaybı olmayacak şekilde üzeri plastik örtü ile örtülerek laboratuvarda veya uygun bir yerde küre bırakılır. 1.gün kırılacak örnekleri hariç 5. günde, en az üç noktadan olmak üzere ve en fazla 50 cm aralıkla tüm kalınlık boyunca yeteri kadar karot alınır. Karot çapı en az 60 mm ve narinlik oranı (boy/çap) 1.5-1.7 arasında olmalıdır. Deneye alınacak karotların uçları birbirine paralel olacak şekilde kesilerek düzeltilir veya uçlarına daha dayanımlı harç ile başlık yapılır.

Dmak

166

Çizelge-8 Hilti Çivi Tabancasında (F/L) oranını ve Erken Dayanım Değerinin Hesaplanması Örneği No: 1 Tünel Deney Yeri: Altyarı Çimento: CEM1 Hızl.: Tip 1Tarih : 19.Şub İstasyon km 3+240 Dane Çapı: 0-11 mm Sıcaklık: 16 ° C

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Tarih Saat Süre

(saat, dak.)

Çivi Tipi / Uzunluğu

(mm)

Batan Uzunluk, L

(mm)

Batan Uzunluk, L

(mm)

Çivi Çıkart. Kuvveti, F

(N)

Düzeltilmiş Çıkartma

Kuv., F (N)

F / L Oranı,

(N/mm)

Ortalama (N/mm) sc, MPa

3 - 4 Düzeltme Grafiğinden 7 / 5 S8/n

Kalibrasyon Grafiğinden

11:30 0 Kalan20.Şub 3100/35=

ÖS. 4:30 17.saat M6 - 8 - 52 25 35 3400 3100 88,57GL=60 18 42 3700 3400 80,95 640,61/8=

23 37 3100 2800 75,6818 42 3900 3600 85,7120 40 3800 3500 87,50 80,0820 40 3500 3200 80,0017 43 3100 2800 65,12

60 12 48 4000 3700 77,085000 4582,5 640,61 80 10,6

Hilti Çivi Tabancası DX 450 L, Yeşil Kartuş

Eşlenik Okumalar

2750

3250

3750

4250

4750

3000

3500

4000

4500

5000

80

10,6

F/L

s, M

Pa

860 60

4852 12

Kalan Batan

s = Kestirilen püskürtme beton basınç dayanımı, n = Okuma sayısı

3-4 7/5

s, MPa

s, M

Pa

166

167

Çizelge-9 Püskürtme Beton Deneyleri İçin Örnek Boyutları ve Saklama Koşulları

Deney Cinsi

Karot Örnek Saklama – Kür Koşulları

Çap, mm

Yükseklik, mm

Basınç Dayanımı

100 100 20 güne kadar dayanım için deneyden 1 gün öncesine kadar suda saklama, 20 günden sonraki dayanım için ilk 7 gün suda daha sonra da havada saklanacak.

Dolaylı Çekme Dayanımı 100 50 Deney sonuna kadar suda saklanacak

Geçirgenlik (Su Emme) 150 >120 Don Dayanımı 100 250 Elastisite Modülü 100 250 Yapışmada Çekme Dayanımı 50 100

Prizma Örnek Sülfat Direnci 20 x 20 x 160 mm

Kesme işleminden sonra deneye kadar suda saklanacak

Lifli Püskürtme Beton Sınıf T,TG

150x150x500 mm Prizma

Lifli Püskürtme Beton Sınıf E

600x600x10 mm Plaka

• Basınç Dayanımı Testi

Basınç dayanımı deneylerinde 1, 3,7 ve 28. gün dayanımları için üçer adet karot alınması ve önceki bölümde belirtildiği şekilde hazırlanmalı ve saklanmalıdır. Deneylerde, agrega çapı 4 mm’den küçükse 50 mm çaplı karotlar da kullanılabilmektedir. Karot çapı küçüldükçe değişkenlik katsayısı (%V) artmaktadır (Bkz Çizelge-10, Rutenbeck, 1977). Basınç dayanımında tek değerin ortalamadan sapması %20’nin altında olmalıdır (ACS, 2006) Çizelge-10 Numune Boyutlarına Bağlı Değişkenlik Katsayısı

Panel No

10 cm

5 cm

∅ 5 x 10 cm’lik numuneler (λ=2) ∅ 10 x 10 cm’lik numuneler (λ=1)

ƒλ=2 V, % ƒλ=1 V, % #1 19.3 11 22.5 6.2 #2 26.5 12.6 31.8 9.3 #3 30.3 11 36 9.5 X 11.5 8.3

ƒλ = l narinlik oranına sahip karotun basınç dayanımı. λ = Yükseklik/çap oranı V=Değişkenlik katsayısı,%. ,%100x)X/s(V = , X =Ortalama değer,s = Standart sapma

168

Şekil-4: Püskürtme betonda panel örneklerin alınması ve hazırlanması

en fazla % 2

169

Her üretime ait karotlar belirtilen kür sürelerinde hidrolik preste kırılır ve elde edilen sonuçlar bir kayıt formuna geçirilir. Bu kayıt formunda örneğin alındığı üretime ait bilgilerin yanısıra sonuçların kaydedildiği raporda, yükleme makinesinin tipi, nümune kimlik bilgileri, numune boyutları, numune yaşı ve kür şartları, ve hesaplanan basınç dayanımına ait bilgiler yer almalıdır. Ayrıca kırılma modu da belirlenmelidir ve kayıt formunda şematik olarak çizilmelidir. Karot örnekler içerisinde bulunabilecek yapısal kusurlar, yükleme yüzeylerinin düzgün-parelel olmaması veya başlık malzemesinin uygun olmaması vb. nedenlerden dolayı, kırılma eğilme veya çekme gerilmelerinin etkisi ile kırılabilir. Bu durum hatalı olup dayanım beklenen değerin altında ölçülmüş olur. Bu deneyin yapımına ilişkin daha ayrıntılı bilgiler TS EN 12390-1,-2,-3 standardlarında verilmiştir. Ayrıca yerinden alınmış karotlarda karot örneğin donatı içermesi durumunda sonuçlarda donatı düzeltmesi yapılması gerekir. Karot basınç dayanımında yapılan düzeltmeler ile ilgili geniş değerlendirmeler (Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, N, 2005) kaynağında yer almaktadır. Karotun basınç dayanımı

2k

2kk

dP27.1

d785.0P

APƒ ≅==λ

formülünden hesaplanır. Burada: fλ = Karot basınç dayanımı, N/mm2-MPa- Pk = Kırılma kuvveti, N A = Karot kesit alanı, mm2

d = Karot çapı, mm

Karot örneklerinin basınç dayanımının 15×15×15 cm’lik küp dayanımı cinsinden:

λ+

⋅= λ 15,1

5,2ƒƒ k,15

olarak verilmektedir. Narinlik oranı λ=yükseklik/çap = h/d boyut düzeltme faktörü olup λ=1 olan karotlarda f λ/ f15,k=1' dir.

Bulunan basınç dayanım değerleri, eksenleri “basınç dayanım-üretim no” olan nitelik kontrol çizelgesine işaretlenir. Bu çizelge üzerinde proje dayanım değeri ve kabul ölçütlerine göre hesaplanan en az dayanım değeri de işaretlenir. İşaretlenen belirli üretim periyotları veya üretim hacmi için istatistiksel olarak değerlendirilir. Burada, ele alınan üretim periyoduna veya

170

hacmine ait ortalama basınç dayanım değerinin, proje dayanım değerine olan yakınsaması takip edilir. Ortalama basınç dayanımının proje-karakteristik- basınç dayanımından uzaklaşması; üretilen püskürtme beton karışım tasarımında değişiklik yapılması veya üretim koşullarında buna yol açan etmenlerin düzeltilmesi, ortadan kaldırılması gerektiğini gösterir. Diğer yandan kabul edilen ölçüt veya güven derecesine göre karot basınç dayanımlarının minimum basınç dayanımının altına düşüp düşmediği de takip edilir. Hesaplanan standart sapma’nın ortalama değere olan oranı olarak tariflenen “değişim katsayısı” (%V) ile de ele alınan üretim periyodu için gerçekleşen kalite düzeyi belirlenebilir (Bungey, 1989). Örnek olması bakımından İzmir Nene Hatun Tüneli ön kaplama uygulaması için püskürtme beton dayanım sonuçlarının işaretlendiği kalite kontrol çizelgeleri Şekil-5 ve 6’da gösterilmiştir (Arıoğlu, E. ve Yüksel, 1999).

Şekil-5 İzmir Nene Hatun tünelinde basınç dayanımı kalite kontrol grafiği ( X =Ortalama basınç dayanımı, ƒp= Proje dayanımı, ƒmin=Kabul edilen ölçüte göre en az dayanım düzeyi)

Şekil-6 İzmir Nene Hatun tünelinde basınç dayanımı değerlerinin değişim katsayısı açısından değerlendirilmesi

b X

Değ

işke

nlik

kat

sayı

sı, V

, %

171

Eğer basınç dayanımında yerinden alınan örneklerde, uygulanan kriterler çerçevesinde basınça dayanımda düşüklük tesbit edilmişse püskürtme beton kalınlığının ilgili püskürtme alanında artırılması gerekir. Bu artım:

t.1ƒƒ

tü

pi

−=

bağıntısı ile hesaplanmaktadır (ACS, 2006). Burada:

ƒp = Tasarımda öngörülen dayanım sınıfı, ƒü = Üretimi yapılan partiden alınan karotların dayanımı t = Tasarımda belirtilen püskürtme beton kalınlığı, ti = İlave edilecek püskürtme beton kalınlığı,

Eğer kesit toleransı dolayısıyla ilave kalınlık oluşturmak mümkün olmuyorsa dayanımın düşük olarak belirlendiği bölge uygun şekilde kırılarak yeniden püskürtme betonla kaplanması gerekir.

• Diğer Dayanım Deneyleri

o Eğilme Dayanımı Testi

Eğilme dayanımı, 75 x 125 x 600 mm ebatlarında prizma şeklinde kesilerek hazırlanmış örnekler üzerinde yapılmaktadır (EFNARC, 1996). Örneğin kesildikten sonra en az üç gün suda kür edilmesi gerekmektedir. Bu deneyde örnek, eksenden eksene 450 mm olan mesnet üzerine oturtulmakta, yükleme bu aralığı üç eşit aralığa bölen iki noktadan yapılmaktadır (Şekil-7).

Şekil-7 Eğilme deneyinin yapılması ve değerlendirilmesi (P=Eğilme yükü, ∆=Kiriş ortasındaki sehim) Yükleme düzeneğinde uygulanan yük ile birlikte kirişin orta kısmında meydana gelen sehim ölçülmektedir. Yüklemedeki artış, deformasyon hızı 0,25 ± 0,05 mm/dak olacak şekilde uygulanmalıdır. Deney, kirişin ortasındaki sehimin 4 mm olunca sona erdirilmektedir.

∆

∆

172

Eğilme dayanımı:

21,0

e dbLP

ƒ⋅

⋅=

bağıntısından hesaplanmaktadır (EFNARC, 1996)

Burada: P0,1 = Eğilme yükü-sehim eğrisinin düz kısmından 0,1 mm ötelenerek

çizilen paralel doğrunun yük sehim eğrisini kestiği noktadaki yük değeri,

L = Kiriş yükleme açıklığı, b = Kiriş genişliği, d = Kiriş yüksekliği’dir.

Sonuçların kaydedildiği raporda, yükleme makinesinin tipi, nümune kimlik bilgileri, numune boyutları, numune yaşı ve kür şartları, yükleme deformasyon grafiği ve hesaplanan eğilme dayanımına ait bilgiler yer almalıdır. Bu deneydeki 0,5 mm, 1 mm, 2 mm ve 4 mm’lik sehim değerine karşı gelen eğilme gerilmeleri kalıcı dayanım değerleri olarak tanımlanmaktadır (EFNARC, 1996) (Ayrıntılı bilgi için Bkz Bilgi Föyü: 7 ve 8)

o Yapışma Dayanımı Testi

Püskürtme betonun yapışma (kenetlenme) dayanımı deney şekli aşağıda gösterilmiştir (Şekil-8). (EFNARC, 1996, Brennan, 2005). Deney şu şekilde yapılmaktadır. Püskürtme betonun yüzeyinden alttaki tabakayı 15 mm geçinceye kadar d=50-60 mm çapında karotiyer ile kesilmekte, daha sonra karot üst yüzeyine yapıştırılan dairesel plakaya karot eksenine ve yüzeye dik olarak uygulanan yükle çekilmektedir. Kopma-yenilme başlıca üç şekilde; üst tabakada, alt tabakadaki bir yüzeyde veya iki tabakanın ara yüzeyinde gerçekleşebilmektedir. Eğer kopma ara yüzeyde gerçekleşmişse hesaplanan gerilme değeri s yapışma dayanımı olarak kabul edilmektedir.

Şekil-8 Yapışma dayanımının belirlenmesi

AP

=s

A = 0.785 d2 d = Karot çapı

173

Yerinde, uygulanan püskürtme beton tabakasının kaya yüzeyi veya alt tabaka ile yaptığı yapışma-kenetlemenin sağlanıp sağlanmadığı her 5 m2 de bir rastgele, basit bir çubukla veya çekiçle vurularak kontrol edilmektedir. Sesteki değişime göre yapışmanın sağlanamadığı kısımlarda ilave sağlamlaştırma önlemleri alınmalıdır.

o Diğer Testler

Püskürtme betonun özellikle lifli püskürtme betonun tokluk ve süneklik büyüklüğü ile ilgili bilgiler takip eden bilgi föylerinde açıklanmakta olduğundan burada yer verilmemiştir. Donma – çözülme deneyi, elastisite modülü ve sülfat direncine ilişkin deneyler normal betonda olduğu gibi yapılmaktadır. Yerleştirilen püskürtme beton tabakasının kalınlığı şartnamelerde aksi belirtilmedikçe Çizelge-3 ve 4’de belirtildiği üzere her 500 m2 'de bir aşağıdaki yöntemlerden birisi ile kontrol edilmelidir. o Püskürtme beton yapılmadan önce yüzeye ışıkla parlayan (floresan) kontrol

çubukları çakılabilir, ancak bu uygulamada açılan yüzeyde henüz bir destek bulunmadığından parça, blok düşmesi riski mevcuttur .

o Priz başlangıcından önce tornavida veya benzeri uzun bir çubuk batırarak, o Sertleşmiş betonda tüm kalınlık boyunca karot almak ve karot uzunluğunu

ölçerek, o Toplam püskürtülen malzeme hacmi, püskürtme alanı ve geri sıçrama

miktarı değerlendirilerek hesaplanabilir,. o Eğer destekleme elemanı olarak çelik iksa veya iki kat hasır çelik

kullanılıyorsa bunların yüzeyi kalınlık kontrolü için değerlendirilebilir.

Kalite kontrol çalışmaları kapsamında karışımın hazırlanmasında kullanılan beton santralı ve priz hızlandırıcı ve diğer katkı ekleme sistemleri Çizelge-3 ve 4’de belirtilen aralıklarda, kabul edilebilir toleranslar içerisinde ölçme-tartma yapıp yapmadığı kontrol edilmeli ve uygunsuzluk durumunda uygulanan sistemler kalibre edilmelidir. Püskürtme beton uygulamalarında izlenecek teknik şartname (TCK-2006) kaynağından sağlanabilir. Fikir vermek amacıyla Gotthard tünel projesinin Frado kesiminde 2004 yılında gerçekleştirilen kalite kontrol çalışmalarının istatistiksel değerlendirilmesi topluca Çizelge-11’de sunulmuştur (Spörri ve Bracher, 2006). Basınç dayanımı ve geçirimlilik deneyleri her 150 m3, çelik lif içeriğini, belirleme testi her 200 m3, plaka deneyi ise her 2000 m3 üretilen püskürtme beton için yapılmıştır. Çizelge yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar göze çarpmaktadır:

174

o Gerek işlenebilirlik gerekse birim hacim ağırlığı değerlerinde hesaplanan değişkenlik katsayıları çok küçük bulunmuştur. Bu sonuç, püskürtme betonun anılan özelliklerde “uniform” olarak üretildiğini göstermektedir.

o Su işleme derinliğinde değişkenlik katsayısı % 30 gibi yüksek elde edilmesine rağmen, ortalama değeri-15 mm- şartnamede öngörülen değerden 25 mm küçüktür.

o Tüm mekanik büyüklüklerde -7, 28 günlük basınç dayanımı, enerji miktarı- hesaplanan değişkenlik katsayısı % 15’in altında kalmıştır. Bu bulgu ise üretimin oldukça uniform gerçekleştirildiğini ifade eder.

Çizelge-11 Gotthard Ana Tünel Projesinin Faido Kesiminde 2004 Yılında Gerçekleştirilen Kalite Kontrol Çalışmalarının Değerlendirilmesi

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 n 217 217 217 217 217 217 217 14 84 26 X 501 2324 2.1 0.47 43.2 50.7 15 7436 30.8 0.50 s 19 12 0.4 0.01 5.7 5.5 5 1090 3.8 0.25 V 3.8 0.5 19 2.1 13.2 10.8 33.3 14.6 12.3 50

Şartname değeri - - - <0.52 - >30 <25 >4000 >20 <0.5 1= Yayılma, mm, 2= Taze püskürtme beton karışımının birim hacim ağırlığı, kg/m3, 3 = Hava boşluk oranı, %, 4 = (Su/bağlayıcı madde) oranı-ağırlıkça-, 5 = 7 günlük karot dayanımı-λ=h/d=1-,MPa, 6 = 28 günlük karot dayanımı- λ=1-, MPa, 7 = DIN 1048’e göre yapılan geçirimlilik deneyinde “su işleme derinliği”, mm, 8= Yenilme yükünde enerji miktarı, N/m, 9= Çelik lif içeriği, kg/m3, 10= Sülfat direnci, n = Ölçüm sayısı, X = Ortalama değer, s = Standart sapma, V= Değişkenlik katsayısı, V=(s/ X )x100, %

Püskürtme beton uygulamalarında izlenecek teknik şartname yerli

teknik literatürümüzde (TCK-2006) kaynağından sağlanabilir.

175

PROBLEM : 1 BİR METRO TÜNEL KAZISINDA STABİLİTE DURUMUNUN VE İKSA TÜRÜNÜN BELİRLENMESİ

Eksen derinliği H = 50 m olan dairesel kesitli bir metro tünel kazısı kumtaşı formasyonunda yapılacaktır. Kaya biriminin birim hacim ağırlığı γ = 2.68 t/m3, tek eksenli basınç dayanımı σb = 10 MPa-sağlam numuneler- ve jeolojik dayanım indisi GSI=20 olarak belirlenmiştir. Hoek, 1999 ve 2007 yöntemini kullanarak a) Olası stabilite sorununu b) (Radyal tünel yerdeğiştirmesi/Tünel yarıçapı)=ui/ro ≤ 0.01 olması için gereken iksa basıncının büyüklüğünü c) Bu çalışma koşullarında tünel kazısının etrafında oluşan “plastikleşme zonu”nun yarıçapını “rp” tünel yarıçapı ro cinsinden hesaplayınız.

ÇÖZÜM

• Genel

Hoek 1999, 2007 kaynaklarında hidrostatik yüklemeye maruz bir dairesel kesitli tünelin cidarındaki radyal yerdeğiştirmeyi ui ve plastik zonunun yarıçapını rp tünel yarıçapına ro normalize edilmiş olarak

−

σ

−=

2PP4.2

o

y

o

i

o

i o

i

PPP0025.0002.0

ru

−

σ

−=

57.0PP

o

y

o

i

o

p o

i

PPP625.025.1

rr

çoklu regresyon ifadeleriyle verilmektedir (Bkz Bilgi Föyü-1).

Hoek 1997 kaynağında kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı σy kestirmek için

176

GSI 05.0 exp.019.0 by σ=σ

amprik bağıntısı önerilmektedir. Yukarıda belirtilen ifadelerde açıklamayan terimlerin anlamları şunlardır: Pi= İksa basıncı, Po= Derinlik basıncı, Po=γ.H. H= Tünel derinliği, GSI= Jeolojik dayanım indisi.

σ= y

o

i

o

i ,PPƒ

ru ve

σ= y

o

i

o

p ,PPƒ

rr

bağıntılarında iksa basıncı Pi ≡ 0 alındığında stabilite durumunun belirlenmesinde kullanılacak

2

o

y

o

i

P002.0

ru

−

σ==ε

57.0

o

y

o

p

P25.1

rr −

σ=

ifadeler elde edilmektedir.

Hoek ve Marinos, 2000 kaynağında tünel kazısı için hesaplanan ε=ui/ro değerlerine göre stabilite sorununun düzeyi ve gerekli iksa sistemlerine ilişkin öneriler belirlenmiştir. Bunlar topluca Çizelge-1’de takdim edilmiştir.

177

Çizelge-1 ε=ui/ro Değerlerine Göre Tünel Stabilitesi ve Önerilen İksa Sistemleri

Birim kısalma, ε,% Stabilite durumu İksa türleri

< 1 Çok az stabilite sorunu sözkonusu olabilir.

Çok basit tünel koşulları, az yoğunluklu tavan saplamaları ve püskürtme beton

1 – 1.5

Tünel kazısı etrafında “plastikleşeme zonu” oluşur. Düşük düzeyde “sıkışma” sözkonusu

Tavan saplamaları + Püskürtme beton kapla-ma. Kimi durumlarda hafif ağırlıklı olarak çelik bağlar gerekli olabilir.

2 – 2.5

“Sıkışma”nın düzeyi daha belirgindir. Genellikle kazının “arın stabilitesi” önemli bir sorun oluşturmaz

İksanın hızlı bir şekilde yerleştirilmesi gerek-mektedir. Püskürtme beton kaplaması içinde ağır profilli çelik bağların yerleştirilmesi genellikle gerekebilir.

5 - 10

Çok ciddi “sıkışma” ile birlikte “arın stabilite” sorunu önemli olmakta-dır.

Yukarıdaki belirtilen iksa sistemine ek olarak arın güçlendirme ele-manlarının ve tavanda önsürenlerin kullanımı genellikle gerekir.

> 10 Sıkışmanın yanı sıra “arın stabilite” sorunu-nun düzeyi artmıştır.

Aşırı sıkışma nedeniyle tavanda önsüren ve arında güçlendirme iksa elemanlarının kullanımı gerekmektedir. Sıkışma-nın denetimi açısından püskürtme beton kaplaması içinde esnek çelik bağ kullanımı tercih edilebilir.

İncelenen yöntemi daha pratik hale getirmek amacıyla Şekil-1’de ve 2’de gösterilen abaklar geliştirilmiştir (Arıoğlu, Ergin, Girgin ve Yüksel, 2003).

178

• Stabilite düzeyinin belirlenmesi

o Kaya kütlesinin basınç dayanımı

MPa 516.0)20x05.0exp(10x019.0)GSI05.0( exp.019.0 by ==σ=σ

o Derinlik basıncı

MPa 34.1t/m 13450x68.2H.P 2o ===γ=

o İksasız (Pi=0) tünel cidarının birim kısalması

013.034.1516.0002.0

P002.0

ru 22

o

y

o

i =

=

σ==ε

−−

3.1%=ε

Hesaplanan bu değer, % 1 ile % 2.5 arasında bulunduğundan Çizelge-1’e göre tünel cidarında “plastikleşme” zonu oluşacaktır. Buna bağlı olarak hafif düzeyde “sıkışma” gözlenecektir. Problem, Şekil-1 yardımıyla grafik olarak da çözümlenebilir (Arıoğlu, Ergin, Girgin ve Yüksel, 2003). İzlenen aşamalar Şekil-1 üzerinde gösterilmiştir.

• ε=ui/ro=0.01 kısalmasını sağlayacak iksa basıncının analitik olarak belirlenmesi

İstenen birim kısalma değerini -ε=%1- temin edecek iksa basıncı ve buna karşı gelen normalize edilmiş plastik zonun yarıçapları çeşitli tünel derinlikleri cinsinden Şekil-2’de gösterilmiştir (Arıoğlu, Ergin, Girgin ve Yüksel, 2003). Şekil-2’den problem verileri σb=10 MPa, GSI=20 ve H = 50 m için tünel kazısında herhangi bir stabilite sorunu yaşanmaması açısından daha açık deyişle ε=ui/ro=0.01’e karşı gelen iksa basıncı Pi ≈ 0.12 MPa ≈ 12 t/m2 olarak kestirilebilir. Bu iksa kapasitesi ise belirli bir güvenlik katsayısıyla (tavan saplaması+püskürtme beton kaplaması) ile sağlanabilir (Bkz Çizelge-1 ve daha ayrıntılı bilgi için Bilgi Föyü=1, Şekil-8 EK: 1 ve 2).

179

H=80m

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15Laboratory rock strength , (MPa)

3

456789

2

3

456789

0.10

1.00

Rock

mas

s st

reng

th,

(

MPa

)

σci

σ cm

234567 0.10Rock mass strength / in-situ stress, / p

3

456789

2

3

456789

0.10

1.00

o012345678910

Stra

in

, %

σcm

ε

GSI= 30

GSI= 20 GSI= 15 GSI= 10

GSI= 25

H=

Ho+

r o

Ho

rp ro Plastik zon

pi

H= 50m H=40m H=30m

H=20m

H=60m

I ε ≤ 1 % Çok az iksa problemi

II 1 <ε < 2.5 % Az sıkışma

III 2.5 <ε < 5.0% Ciddi sıkışma

IV 5.0 <ε < 10% ≤ ok ciddi sıkışma

V ε > 10% Aşırı sıkışma

T u n e l D a v r a n ı ş ı

σy= 0.019 σb e 0.05 GSI

10

9

8

7

6

5

4

3

2

1

0

I

III

IV ,%P

2.02

o

y−

σ=ε l B

irim

kıs

alm

a, ε

,%

Kay

a kü

tlesi

nin

daya

nım

ı, σ y

, MPa

Sağlam numunenin tek eksenli basınç dayanımı, σb, MPa Kaya kütlesi dayanımı/Derinlik basıncı, σy/Po

II

Şekil-1 Tünel stabilite abağı ( GSI= Jeolojik dayanım indisi, H= Tünel aks derinliği, ro= Tünel yarıçapı, rp= Plastik zonun yarıçapı, ε = ui/ro=(Tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi/tünel yarıçapı), derinlik basıncı Po’ nün hesabında birim hacim ağırlık γ= 2.65 t/m3 alınmıştır.

179

180

Şekil-2 Hidrostatik yüklemeye maruz bir dairesel kesitli tünelde önemli stabilite sorunu yaşanmaması için gerekli teorik “iksa basıncı”nın belirlenmesi

180

181

PROBLEM : 2 FAY ZONU GEÇEN BİR TÜNELDE STABİLİTE SORUNLARININ İRDELENMESİ

Kumtaşı-şeyl formasyonunda açılan bir tünelin hemen hemen aynı derinlikteki farklı kesimlerde, geri çözümleme ile kestirilen yerinde tek eksenli basınç dayanım değerleriyle birlikte gözlemlenen radyal birim kısalmalar Çizelge-1’de topluca verilmiştir (Hoek, 2001).

Tünel stabilite büyüklükleri H,m σy,

MPa σy/γH D, m ∆, m ε,% Stabilite sorunları

Tünel kesimi 110 1.4 0.49 16 0.16 1 Stabil tünel

Fay zonu 120 0.28 0.09 16 2.4 15 Lokal tünel göçmele-riyle sonuçlanan “ciddi sıkışma”

H= Tünel derinliği, σy = Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı, σz = Derinlik basıncı, Po=γ.H, γ = Ortalama birim hacim ağırlık, D = Kazı açıklığı, ∆= Düşey tünel kapanması, ε = Tünel kazı cidarının radyal birim kısalma değeri, ε = (radyal yerdeğiştirme/tünel yarıçapı)x100, %

ÇÖZÜM

• Genel

Genel tünel stabilitesinin değerlendirilmesi yerdeğiştirme miktarına göre yapılabilir. Sakurai 1983 “stabilite sorunu” yaratan kritik birim kısalma miktarını

,%A Byk σ=ε

şeklinde tanımlanmıştır. Burada A, B = Regresyon katsayıları, vakaların geri çözümlemesi sonucunda A=1.073 B=-0.318 elde edilmiştir. σy= Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı, MPa (Şekil-1, Hoek 1998).

Şekil-2’de Carranza-Torres ve Fairhurst 1999, Duncan Fama 1993 tarafından hidrostatik gerilmeye maruz kalan bir dairesel tünel için geliştirilen kapalı analitik çözümlerin sonuçlarını göstermektedir. Monte Carlo simulasyonunun sonucu da aşağıda verilen basit regresyon modeliyle* ifade edilmektedir: * İlişkinin dayandığı dataların genel dökümü şöyledir: Derinlik basınç 2 MPa < Po < 20 MPa (Tünel derinliği: 80-800 m), sağlam numunenin tek eksenli basınç dayanımı 2 MPa < σb < 30 MPa, Hoek-Brown kaya yenilme ölçütünde malzeme -sağlam numune- faktörü 5 < m < 12, Jeolojik dayanım indisi 10 < GSI < 35 ve Carranza-Torres çözümünde dilatasyon açısı 0-10o, tünel çapı D = 4-16 (Hoek ve Marinos, 2000).

182

σy, MPa

ε,%

Kritik birim kıσalma, εk=1.073 σy-0.318

• Stabilitε σorunları mεvcut (püσkürtmε bεton yεnilmεσi, çε lik ikσa burulmaσı, tabanda kabarma, kıσmi tam göçük vb

o Stabilite sorunu yok

x

+ x Normal tünel kesimi

+ Fay zonu kesimi

Şekil-1 Tünel stabilite çözümlemesinde Sakurai 1983 kavramı εk = ƒ(σy) (ε = Tünel cidarının radyal birim kısalması, σy= Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı)

2

o

y

P2.0

−

σ=ε

(Hoek ve Marinos, 2000). (Po = Derinlik basıncı, Po=γ.H). Eğer tünel cidarındaki birim kısalma “ε” Sakurai’nin önerdiği kritik birim kısalma değerinden “εk” (Bkz Şekil-1) büyük ε > εk ise tünelde “stabilite” sorunu sözkonusudur. ε < εk durumunda ise stabiliteye ilişkin herhangi bir sorunun olmadığı ifade edilebilir.

183

ε=0.2 (σy/Po)-2

Carranza-Torres ve Fairhurst çözümü

Duncan Fama çözümü

X Normal tünel kesimi + Fay zonu kesimi

(σy/Po)

ε, %

x

+

Şekil-2 Tünel cidarı birim kısalma büyüklüğü ile (σy/Po) oranı arasındaki ilişki (ε=Düşey kapanma miktarı/Tünel kazı çapı x 100, σy = Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı, Po = Derinlik basıncı. İksa basıncı Pi = 0 alınmıştır). Hoek 1999’a göre iksasız tünelde - Pi = 0 – plastik zonun yarıçapının rp tünel kazı yarıçapına r oranı

57.0

o

yp

P25.1

rr −

σ=

olarak verilmektedir. Görüleceği üzere artan (σy/Po) oranlarında tünel etrafında oluşacak plastikleşme-yenilme- zonunun kalınlığı azalmaktadır. Örneğin; σy/Po=0.1 değerinde anılan plastik zonun kalınlığı tünel yarıçapının 3.7 katı iken σy/Po=0.8 değerinde aynı geometrik büyüklük yaklaşık 1.14 r olmaktadır. İkinci vakada ise tünelin etrafında herhangi bir “yenilme” zonu oluşmamaktadır. Kısacası; tünel bu durumda “iksa” gerektirmemektedir.

184

• Tünel stabitesinin değerlendirilmesi

Tünelin normal kesimindeki ve fay zonundaki stabilite koşulları Hoek ve Marinos, 2000 bağıntısından kestirilebilir.

o Normal kesimde

49.0Hy =

γσ

için 83.0%)49.0(2.0 2 ==ε −

o Fay zonunda

09.0Hy =

γσ

için 25%)09.0(2.0 2 ==ε −

o Kritik birim kısalmalar

Normal kesimde 96.0%)4.1(073.1 318.0k ==ε −

Fay zonunda 61.1%)28.0(073.1 318.0k ==ε −

Normal kesimde ε ≈ εk olduğundan “stabilite sorunu” sözkonusu değildir. Aynı tünelin fay zonunu geçmesi durumunda ε >> εk olduğu anlaşılmaktadır. Kısaca-sı, derinlik basıncı hemen hemen aynı olmasına rağmen fay zonunda tüneli çevreleyen formasyonun yerinde mekanik dayanımı çok düşük bir değerde olması beraberinde çok ciddi stabilite sorunu getirmektedir (Bkz Şekil-1) Mihalis vd 2000 kaynağında tünel stabilitesi stabilite sayısı S ve (radyal yerdeğiştirme/tünel kazı yarıçapı) ui/r oranı ile değerlendirilmektedir. Stabilite sayısı

25.075.0y

DHS

γ

σ=

ampirik bağıntısıyla tanımlanmaktadır.

o Normal kesimde 82.016110x025.0

4.1S 25.075.0 ==

o Fay kesiminde 15.016120x025.0

28.0S 25.075.0 ==

(Radyal yerdeğiştirme/Tünel kazı çapı) oranı ise aynı kaynakta

,%)S(53.0ru 31.1i −=

olarak verilmektedir. İncelenen tünel kesimleri için anılan oranın aldığı değerler şöyledir:

185

o Normal kesimde 69.0%)82.0(53.0ru 31.1i == −

o Fay kesiminde 36.6%)15.0(53.0ru 31.1i == −

Mihalis vd 2000’de tünel stabilitesine ilişkin ölçütler S ve (ui/r) oranına

göre şu şekilde tanımlanmaktadır (Şekil-3):

S > 0.60 , 1%rui ≤ Çok az iksa sorunu var

0.30 < S ≤ 0.60 , % 1 < 5.2%rui ≤ Az sıkışma var

0.20 < S ≤ 0.30 , % 2.5 < 5%rui ≤ Ciddi sıkışma mevcut

Sonuçlar yukarıdaki ölçütler açısından değerlendirildiğinde; tünelin

normal kesiminde herhangi bir stabilite sorunu olmadığı, buna karşın fay kesiminde çok ciddi iksa sorunlarının yaşanabileceği söylenebilir. Aynı değerlendirmeler Hoek-Morinos 2000 eğrisinden de (Bkz Şekil-2) yapılmaktadır.

Benzer açılımlar Şekil-1’de gösterilen Sakurai yaklaşımından da elde edilmektedir.

• Değerlendirme notu

o Özellikle sıkışan,zayıf dayanımlı formasyonlarda açılan tünelin geçtiği

formasyonların yerinde basınç dayanımları, σy ve derinlik basıncının büyüklüğü Po “tünel stabilitesi”ni etkiyen temel parametrelerdir. Verilen bir tünel geometrisi için artan (σy/Po) oranında tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi, daha açık deyişle birim kısalması belirgin ölçüde azalır. Genellikle fay zonlarının “yerinde dayanımları” çok düşüktür. Ayrıca, fay zonları -geçirimsiz olma durumunda – önemli su basıncı yaratabilir. Kısacası; fay zonlarının geçişlerinde önemli boyutlarda “stabilite sorunları” beklenmelidir.

o Fay geçişlerinde kullanılacak iksa sistemleri “esnek” olmalıdır. Bu tür iksalar arazinin sıkışma hareketlerini taşıma kapasitelerini kaybetmeden büyük miktarda deformasyon yaparak karşılayabilirler Ayrıca; tünel püskürtme beton kaplamasında “kapanma açıklıkları” düzenlenerek iksa sisteminin-esnek çelik bağ+püskürtme beton-

186

deformasyon kabiliyetini daha da arttırabilir (Bkz Bilgi Föyü-1). Kritik yükleme durumunda tünelin tavanında yan yana yerleştirilmiş “şemsiye kemer boru” sistemi de uygulanabilir (Bkz Bilgi Föyü-12). Püskürtme betonun erken dayanımı elverdiği ölçüde yüksek olmalıdır. Ayrıca, kaplamaya “süneklik” kazandırmak amacıyla karışımda belirli miktarda çelik lif kullanılmalıdır.

o Sıkışan kesimlerde tünel kazı ve iksa işlemlerinin elverdiği ölçüde “hızlı” yapılması tavsiye edilen bir pratiktir. İşlemlerin çok yavaş yürütülmesi ve aralarında ciddi zaman “boşlukları”nın bulunması arazi haraketlerinin zamanında istenen düzeyde dengelenmemesi demektir.

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5 1.75 2 2.25 2.5S

0

1

2

3

4

5

6

7

u i/ r,%

=0.5(S)-1.31uir

Şekil-3 ui/r-S’ye göre tünel stabilite sorunları (S = Stabite sayısı, ui=Tünel cidarının radyal yerdeğiştirmesi, r = Tünel kazı yarıçapı, iksa basıncı Pi=0 alınmıştır)

x

+

x Normal tünel kesimi + Fay zonu kesimi

%

187

PROBLEM : 3 AŞIRI ÇATLAKLI KUMTAŞINDA AÇILACAK BİR GALERİDE STABİLİTE KOŞULLARININ İNCELENMESİ VE İKSA SEÇİMİNİN YAPILMASI

H= 450 m derinlikte çapı D = 5.0 m olan dairesel kesitli bir galeri açılacaktır. Proje “uzun süreli” özellik taşımaktadır. Galerinin geçeceği formasyona ait ortalama jeomekanik büyüklükler aşağıda belirtilmiştir:

o Sağlam numunenin basınç dayanımı : σlab=25 MPa o Kaya kalite göstergesi : RQD = % 25 o Çatlak sayısı : > 4 o Çatlak pürüzlülüğü : Düzlemsel-düz o Ayrışma durumu : Çatlak cidarları, az ayrışmış -yumuşayan yüzey mineralleri mevcut o Gerilme koşulları : Sıkışma olasılığı mevcut o Su geliri : Beklenmiyor

a) Açılacak galerinin maruz kalacağı olası “stabilite sorunları”nı belirleyiniz

b) Kalıcı iksa sistemini boyutlandırınız. ÇÖZÜM

• Geçilecek formasyonun ortalama Q faktörü Verilen koşullar altında Q faktörü (Bkz Bilgi Föyü: 2)

11.05.7

1x21x

1525

SRFJ.

JJ.

JRQDQ w

a

r

n===

olarak kestirilir (Barton vd, 1974). (Sıkışan kaya kütleleri için SRF büyüklüğü verilen 5-10 değerlerinin aritmetik ortalaması kabul edilmiştir).

• Kaya kütlesi sayısı Galeri/tünelin “sıkışma derecesi”ni belirlemek amacıyla geliştirilmiş amprik sayı olup,

wa

r

nJ.

JJ.

JRQDN =

188

ile tanımlanmaktadır (Goel vd 1995’den alıntılayan Sing ve Goel, 2006) ve büyüklüğü

83.01x21x

1525N ==

olmaktadır.

• Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı Galeri/tunel stabilitesinin belirlenmesinde kullanılan temel büyüklük olup çeşitli yaklaşımlar yardımıyla aşağıda hesaplanmıştır:

o Singh ve Goel 1997, 2007

333.0y Q.7 γ=σ Q < 10; 2 MPa < σlab < 100 MPa

Jr/Ja < 0.5

MPa 39.8)11.0(x5.2x7 333.0y ==σ

γ = Kayaç yoğunluğu, γ ≈2.5 t/m3

MPa 11)5(

)83.0(x5.2x5.5D

N.5.51.0

333.0

1.0

333.0

y ≈=γ

=σ

(D = Galeri kazı çapı, D = 5 m)

o Barton 2002

MPa 8.3100

25x11.05.2x5100.Q.5

333.0333.0lab

y ≈

=

σ

γ=σ

o Singh ve Rao 2005

7.0

lab

ylaby E

E

σ=σ

Kaya kütlesinin elastik modülü (Singh 1997) 1J 10;Q GPa,HQE w

2.036.0y =<=

MPa 1530 GPa 53.145011.0E 2.036.0y =≈=

(Alıntılayan Singh ve Goel, 2006)

189

Sağlam numunenin elastik modülü

MPa 750025x300.ME lablab =≈σ=

(M = Elastik modül oranı olup, kumtaşı için ortalama değer olarak 300 alınabilir).

MPa 2.87500153025

7.0

y =

=σ

4 farklı yaklaşımın aritmetik ortalaması alındığında MPa85.7y ≈σ

elde edilmektedir.

• Olası stabilite sorunlarının belirlenmesi Zayıf dayanımlı, aşırı çatlaklı kaya kütlelerinde açılan galerilerde gözlemlenen stabilite sorunlarının en önemlisi “sıkışma”dır. Aşağıda farklı yaklaşımlar kullanılarak anılan davranışın olup olmadığı ayrıntılı şekilde incelenecektir.

o Singh vd, 1992

Sıkışma hareketinin oluştuğu kritik galeri/tünel derinliği

m 168)11.0( 350Q350H 333.0333.0k ===

olarak hesaplanmaktadır. Açılacak galerinin derinliği

H = 450 m’dir ve

H > Hk = 168 m

olup, gerçekleştirilecek yeraltı mühendislik projesinde “sıkışma” hareketinin gözlemleneceği ifade edilebilir.

o Goel vd, 1995

Anılan yaklaşımda “sıkışma” için kritik galeri/tünel derinliği

1.0333.01333.0k 5x)83.0(x275DN275H −− ==

m 220Hk ≈

olarak verilmektedir. Proje derinliği H = 450 m > Hk = 220 m olduğundan “sıkışma” şeklinde deformasyon beklenmektedir. Diğer kelimelerle H < Hk durumunda “sıkışma” karakterinde bir stabilite sorunu sözkonusu değildir. Şekil-1’de verilen sıkışma

190

derecesi için (H.D0.1) ile N sayısının değişimleri görülmektedir (Goel vd, 1995’den alıntılayan Singh ve Goel, 2006). Bu değişimden yararlanılmak suretiyle tünel/galeri’nin maruz kalacağı stabilite sorunlarının boyutları kestirilebilir. Problem verileri

5.5285x450HD 1.01.0 == ve N = 0.83

için sıkışmanın düzeyi “orta” olmaktadır.

Şekil-1 Tünel/galerilerde sıkışma hareketinin düzeyini belirleyen HD0.1 =ƒ(N) değişimleri Şekil-1’den görülebileceği gibi verilen bir kaya kütle sayısında sıkışma hareketinin düzeyi (derinlik x galeri açıklığı0.1) ile tanımlanan büyüklük ile artmaktadır.

o Bhasin ve Grimstad 1996

Bu yaklaşımda kullanılan temel ölçüt hidrostatik yükleme altında dairesel kesitli galerinin cidarındaki teğetsel gerilmenin kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımına oranıdır. Matematiksel olarak ifade edilirse

191

yy

t H2Sσγ

=σσ

=

şeklinde yazılabilir. Teğetsel gerilmenin büyüklüğü: MPa 5.22450x025.0x2H2t ==γ=σ Kaya kütlesinin tek eksenli basınç dayanımı: MPa 85.7y =σ Stabilite sayısı:

86.285.7

5.22Sy

t ==σσ

=

Şekil-2’de stabilite sayısı S ile Q faktörünün belirlediği “sıkışma dereceleri” görülmektedir (Bhasin ve Grimstad, 1996). Hesaplanan S = 2.86 ve Q = 0.11 değerleri için olası sıkışmanın (az-orta) derece aralığında oluşacağı,söylenebilir. Aynı abaktan Q > 1-masif, çatlaksız, sağlam kaya kütleleri- durumunda galeri/tünelde stabilite sorununun “kaya patlaması” şeklinde gözleneceği anlaşılmaktadır.

• İksa basıncının belirlenmesi Bhasin ve Grimstad 1996 göre zayıf dayanımlı kaya kütlelerinde açılmış tünel/galerilerde olası uzun süreli iksa basıncının büyüklüğü

kPa,Q.J

D40P 333.0

r

−=

2333.0 41.7t/mMPa 417.0kPa 417)11.0.(1

0.5x40P ==== −

olarak hesaplanmaktadır.

Singh ve Goel, 2007’de kısa süreli tavan iksa basıncı için

MPa,10.30

ƒ(N)P 33.0

1.06.0

N50rH

=

192

0.001 0.01 0.1 1 10 1000

1

2

3

4

5

6

7St

abili

te s

ayýs

ý, S

Kaya kütle faktörü, Q

Aðýr sýkýþma

Aðýr-Orta sýkýþma

Sýkýþma yokGenelde stabil

Cidarda kavlamave kaya patlamasý

0.5

Şekil-2 Stabilite sayısı S-Kaya kütlesi faktörü Q abağı

ifadesini önermiştir. ƒ(N) düzeltme faktörü* olup, değeri tünel/galerinin maruz kalacağı “sıkışma derecesi”nin bir fonksiyonudur. Orta derece sıkışma için

ƒ(N) = 0.8 alınmaktadır. r = Açıklık yarıçapı, m 5.225

2Dr === ’dir. Problem

verileri için kısa süreli tavan iksa basıncı

2)83.0(x50)5.2()450(

t/m 21MPa 21.010.300.8P

33.0

1.06.0

≈≈=

mertebesinde elde edilmektedir. * Az sıkışma için ƒ(N) = 1.2, az-orta derece sıkışma için ƒ(N) = 1.0, yüksek ve çok yüksek sıkışmalarda ise sözkonusu faktör sırasıyla 1.1 ve 1.7 değerlerini almaktadır Singh ve Goel, 2006)

193

Arıoğlu 1995, Rose 1987 kaynağında verilen (P, RQD) değerlerini kullanarak tavan iksa basıncını

γ= nDP

Yük veren yükseklik faktörü n = 2.8 exp [-0.0281 RQD]

2t/m 17.30281x25]7x5exp[-0.RQD] 0281.0exp[D.7P ==−=

olarak hesaplanmaktadır (Şekil-3). (γ = 2.5 t/m3 alınmıştır. % 10 < RQD < %100’dir.)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100RQD, %

0

0.4

0.8

1.2

1.6

2

2.4

2.8

80 70 60 50 40 30 20 10 0P, t/m2

D=2.5 mD=5 mD=7.5 mD=10m

RQD=% 25

n=1.38

P=17.33

n=ƒ(RQD)

n

Şekil-3 Tavan iksa basıncının yük veren yükseklik ve RQD kavramlarından kestirilmesi (RQD = Kaya kalite göstergesi, n = yük veren yükseklik oranı n = P/γD, D = galeri tünel kazı eşdeğer çapı, P = Tavan iksa basıncı, γ = Birim hacim ağırlık γ = 2.5 t/m3, 1 MPa = 0.01 t/m2)

• İksa sisteminin belirlenmesi Q sisteminde iksa seçimi (Galeri açıklığı/ESR-Q) abağına göre yapılmaktadır (Bkz Bilgi Föyü: 2, Şekil-3). ESR bir anlamda yeraltı projesinin taşıdığı önem-süre- derecesini dikkate alan faktör olup, uzun süreli maden galerilerinde ESR = 1.6-2 değerleri önerilmektedir (Barton, 1998). Bu çözümlemede verilen aralığın

aritmetik ortalaması kabul edilmiştir.ESR≈ 1.8. 77.28.10.5

ESRD

== ve Q = 0.11

değerlerinin belirlediği iksa sistemi anılan abaktan şu şekilde oluşmaktadır:

194

o Lifli püskürtme beton kalınlığı t ≈ 10 cm ve o Sistematik tavan saplaması

Sıkışan kaya kütlelerinde ön gerdirmesiz saplama kullanımı uygun olup, Barton vd, 1974’e göre saplama uzunluğu

Tavanda m 1.18.1

0.5x40.0ESR

D40.0l ===

Yan cidarda m 18.1

0.5x35.0ESR

D35.0l ≅==

olmaktadır. Kitabın yazarlarına göre önemli bir sıkışma hareketinin beklendiği, daha açık anlatımıyla galerinin çevresinde ciddi bir plastikleşme zonunun oluşumu sözkonusu ise yukarıda bulunan saplama uzunlukları yeterli değildir. Çeşitli amprik bağıntılardan anılan geometrik uzunluk şöyle hesaplanmaktadır (Bkz EK-2): m 2)5.(67.0D.67.0l 67.067.0 ≈== m65.15x33.0D33.0l =≥≥ m3.24.1D184.0l =+> Projenin “uzun süreli” olduğu dikkate alınarak saplama uzunluğu l ≥ 2.25 m seçilmelidir. Saplama yoğunluğu ve kare düzende ara mesafe ise sırasıyla 2adet/m 34.1839.00.11 ln 227.0839.0Q ln 227.0n =+−=+−=

m 86.0)34.1(

1n

1s 5.05.0 ===

olarak hesaplanır. Verilen geometrik ve jeomekanik koşullarda (rijit çelik bağ +beton kaplama) ile oluşturulan iksa sistemi de kullanılabilir. Önemli sıkışma hareketinin beklendiği durumlarda yeterli ankraj uzunluğuna sahip saplamalarla birlikte lifli püskürtme betonun kullanımı öne çıkan seçenek olmaktadır. (Geçilen kaya kütlesinin türüne ve gerilme koşullarının düzeyine bağlı olarak önerilen iksa sistemleri EK-3’de verilmiştir.

195

PROBLEM : 4 ÇELİK LİFLİ BETONUN BASINÇ ALTINDAKİ TAM GERİLME-BİRİM KISALMA EĞRİSİ

Tek eksenli basınç deneyinde kullanılan lifli betonun teknik özellikleri şöyledir: Su/çimento oranı-ağırlıkça- 0.49, lif içeriği Ml = 39 kg/m3, lif boyu l = 41 mm, lif boyu/lif çapı oranı l/d = 82, lifli ve lifsiz betonların 28 günlük basınç dayanımları sırasıyla ƒb,l= 32.83 MPa, ƒb= 29.42 MPa-φ150x300 mm silindir numune-ve aynı sırada maksimum basınç gerilmelerinde ölçülen birim kısalma değerleri εo,l=0.0032 ve εo=0.0025 (Nataraja, Drang ve Gupta, 1999). Lifli betonun tam (basınç gerilme-birim kısalma) karakteristik eğrisini Ezeldin ve Balaguru, 1992 yöntemiyle süneklik açısından sonuçları irdeleyiniz. ÇÖZÜM

• Genel Sözkonusu yaklaşımda karakteristik eğrinin analitik ifadesi(*)

βεε+−β

εεβ=σ

)/(1)/(

.ƒl,o

l,olb,l,b

Burada: l,bσ = Lifli betonun basınç gerilmesi. ε=εo,l → lb,l,b ƒ=σ ’dir. lb,ƒ = Lifli betonun basınç dayanımı -φ150x300 mm silindir numune- ε = Birim kısalma εo,l = Lifli betonun maksimum basınç gerilmesine karşı gelen birim

kısalma değeri β = Kırılma sonrasında )ƒ(l,b ε=σ eğrisinin genel şeklini ifade eden

malzeme faktörü Nataraja, Dhang ve Gupta, 1999 kaynağında eğrinin temel büyüklükleri MPa ,RI 164.2ƒƒ blb, += , r = 0.76, MPa50ƒ lb, <

(*) Bu model ilk defa Carreira ve Chu, 1985 tarafından yalın betonlar için önerilmektedir. Lifli betonlara uygulaması ise Ezeldin ve Balaguru, 1992 tarafından yapılmıştır.

196

MPa50 ƒ0.85 r RI, 0978.0TRTR lb,ol <=+= MPa50 ƒ94.0r ,RI 0006.0 lb,ol,o <=+ε=ε -0.7406RI 93.15811.0 +=β -0.7406

i RI 1930E = r = 0.97 olarak tanımlanmıştır. (r = Korelasyon katsayısı). Verilen ifadelerde açıklanmayan terimlerin anlamları aşağıda açıklanmıştır (Bkz Şekil). bƒ =Yalın betonun basınç dayanımı,MPa-φ150x300mm silindir numune-

RI = Güçlendirme indisi, dl.mRI l=

ml = Lif içeriği oranı-ağırlıkça- l,b

ll

Mmγ

=

l,bγ = Lifli betonun birim hacim ağırlığı

3l,b t/m 6.230.2 −=γ aralığında değişir. 3

l,b kg/m 2400≈γ alınabilir. l,TR = Basınç altında lifli betonun tokluk oranı. Sözü edilen oran; Lifli

betona ait )ƒ(ε=σ eğrisinin ε=0.0150 ile tanımlandığı alanın, lifsiz beton )ƒ(ε=σ eğrisinin aynı maksimum basınç gerilmesi ve ε=0.0154 için belirlediği alana oranıdır.

o,TR = Lifsiz betonun tokluk oranı oε = Lifsiz betonun maksimum basınç gerilmesine karşı gelen birim

kısalma

• Ağırlıkça lif içeriğinin hesaplanması

0163.0240039Mm 3

3

m/kg

m/kg

l,b

ll ≈=

γ=

Bu değer hacimce Vl = 39/7850x100 ≈%0.5 karşı gelmektedir. 7850 kg/m3 çeliğin yoğunluğunu ifade etmektedir.

197

• Güçlendirme indisi

34.1%82x0163.0dl.mRI l ≈==

• Malzeme faktörünün hesaplanması

135.2(1.34) 93.15811.0RI 93.15811.0 -0.7406-0.7406 =+=+=β

• Lifli betonun )ƒ(l,b ε=σ eğrisinin oluşturulması

135.2l,o

l,olb,l,b

0032.01135.2

0032.0135.2

83.32)/(1

)/(.ƒ

(*)

ε

+−

ε

=εε+−β

εεβ=σ β

*

Sadeleştirme sonucunda )ƒ(l ε=σ

135.2l,b 212082135.1 21904

ε+ε

=σ

şeklinde yazılabilir (Şekil-1a). Burada ε = Birim kısalma değerini göstermektedir .

* εo,l ve εo ile ilgili deneysel veriler olmadığı durumda aşağıdaki ampirik bağıntılardan yararlanabilir.

o Lifsiz beton için:

( ) 2776.0sb,o ƒ7887.0=ε , %o (Arıoğlu, Ergin, 1996)

o Lifli beton için:

( )[ ] 6kb,

3943.0kb,l,o 10.RI95.484RI.ƒ5788.3ƒ4.493 −++=ε

(Thomas ve Ramaswamy, 2007)

ƒb,s, ƒb,k = Sırasıyla -φ150x300 mm silindir numune ve 150 mm küp numunenin yalın-

lifsiz-basınç dayanımları, MPa; dl.VRI l= , Vl Lif içeriği oranı-hacimce-, lif narinlik

oranı (l/d) Bağıntı, 0 < RI < 0.825 ve 35 MPa < ƒb,k < 85 MPa için geçerlidir.

198

Eğer

ε

ε=

σ

lo,lb,

l,b ƒƒ

şeklinde karakteristik eğri ifade edilirse

135.2

lo,

lo,

lb,

l,b

135.1

135.2

ƒ

εε

+

εε

=σ

elde edilmektedir (Bkz Şekil-1b)

0 0.0032 0.0064 0.0096 0.0128 0.016ε

0

5

10

15

20

25

30

35

40

σ b,l,

MPa

Kýrýlma

σb,l =ƒ(ε)

a

ƒb,l=32.83 MPa

ArtanVl, 1

d

Azalan Vl, 1d

0 1 2 3 4 5(ε/εo,l)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0[σ

b,l /ƒ

b,l ]

Basýnç dayanýmý

[σb,l /ƒb,l]=ƒ(ε/ε0,l)

b Şekil-1 Lif içeriği ml = 39 kg/m3, (Vl=%0.5-hacimce-) ve basınç dayanımı ƒb,l =32.83 MPa-φ150x300 mm silindir numune- olan betonun basınç gerilmesi- birim kısalma karakteristik eğrileri (Lif içeriğinin Vt ve l/d oranın artmasıyla β değeri azalır. Ve malzeme kırılmadan sonra “sünek” davranış sergiler.)

• Sonuçların süneklilik açısından değerlendirilmesi Bir malzemenin süneklilik özelliği kırılma noktasından sonra büyük bir “dayanım kaybı” olmadan birim kısalma ve/veya birim uzama yapabilme yeteneğidir.Malzeme faktörü β, başka bir deyişle “süneklik” özelliği güçlendirme indisinin RI bir fonksiyonudur. Şekil-1a’da gösterildiği gibi artan lif içeriği Vl ve (l/d) oranı ile RI büyüklüğü lineer olarak artmaktadır. Malzeme faktörü β da artan RI ile belirgin ölçüde azalmaktadır. Diğer kelimelerle, malzeme, kırılma sonrasında daha “sünek” özellik sergilemektedir. Lifli betonlara has olan bu özelliğin lif büyüklükleriyle etkileşimi Şekil-2’de bir örnekle açıklanmaya çalışılmıştır. Açıktır ki lif içeriği-ağırlıkça- %100 arttırıldığında verilen l/d =55 oranında malzeme faktörü β=%31.3 mertebesinde

199

azalmaktadır. Ve ml = 80 kg/m3 lif içeriğinde

ε

ε=

σ

lo,lb,

l,b ƒƒ

normalize

edilmiş karakteristik eğri Ml=40 kg/m3’e ait eğriden daha “sünek” bir davranış sergilemektedir. Kısacası, anılan koşullarda malzeme kırılmadan sonra daha fazla “deformasyon yutma kapasitesine” sahiptir. Çelik lifli betonların süneklik özelliği özellikle kaya patlatma, deprem gibi dinamik yüklemelere maruz tünel kaplamalarında çok önemlidir.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 RI

2

3

4

5

6

β

80

60

40

20

ml, k

g/m

3

3 2 1 0(ε/εo,l)

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

l/d=55l/d=80

σb,l

ƒb,l

β1=2.640

β2=1.813

β=0.5811+1.93 RI-0.7406

ml=[RI/(l/d)]*2400

RI1 < RI2β1 > β2

β2=1.813

β1=2.640

Şekil-2 Lif içeriğinin ve (lif boyu/lif çapı) oranının güçlendirme indisi RI,

malzeme faktörü β ve

ε

ε=

σ

lo,lb,

l,b ƒƒ

eğrisine etkileri (32 MPa ≤ ƒb,l ≤ 49

MPa, r = korelasyon katsayısı)

200

PROBLEM : 5 ÇELİK LİFLİ BETON KAPLAMANIN NİHAİ EĞİLME MOMENTİNİN ÇEŞİTLİ YÖNTEMLERLE BELİRLENMESİ

28 günlük basınç dayanımı ƒb,k=35 MPa-küp- olan beton tünel kaplamasında hacimsel lif içeriği Vl = %0.5 (40 kg/m3 -yerinde-) olarak projelendirilmiştir. İki ucu kancalı çelik lifin (uzunluk/çap) l/d narinlik oranı 30/0.55=55 ve kaplama kalınlığı h = 150 mm olduğuna göre ilk çatlak ve nihai eğilme momentlerini çeşitli yaklaşımlar kullanarak belirleyiniz.

ÇÖZÜM

• İlk çatlak momenti

Kaplamada ilk çatlağı oluşturan eğilme gerilmesi

6bhM

WM

ƒ 2çç

çe, ==

ve momenti

( )666.0kb,

2

e

2

çe,

2

ç ƒ4.0.6

bhƒ6

bhƒ.6

bhM =≈= N.mm

şeklinde yazılabilir (Arıoğlu ve Yüksel, 1999). Burada b, h sırasıyla kesitin genişliği ve yüksekliği. b = 1000 mm, h = 150 mm’dİr. ƒe,ç= Lifli betonun ilk çatlak eğilme dayanımı. ƒe,ç büyüklüğü üzerinde güvenilir deneysel veri yoksa bu değer lifsiz-yalın- betonun eğilme dayanımı olarak alınabilir. Gayet iyi bilindiğine göre lifin varlığı “ilk çatlak oluşumu”na kadar etkili değildir (Lok ve Pei, 1998). Yalın betonun eğilme dayanımı ise MPa ƒ4.0ƒ 66.0

kb,e = olarak kabul edilmiştir (Vardewalle, 1997; 2005).

N.mm 10x0118.16)35x4.0(x6

)150(x1000M 6666.02

ç ==

• Lifli betonun çekme dayanımlarının kestirilmesi

Thomas ve Ramaswamy, 2007’ye göre lifli betonun yarma çekme dayanımı

MPa 0.052RI,RI0.288ƒƒ63.0ƒ 5.0kb,

5.0kb,çy, ++=

’dir. (35 MPa ≤ ƒb,k < 85 MPa; % 0 < Vl < % 1.5; 0 < RI < 0.825)

201

Güçlendirme indisi:

275.055x005.0dl.VRI l ===

MPa 21.4275.00.052x275.0x)35(0.288)35(63.0ƒ 5.05.0çy, ≈++=

Direkt çekme dayanımı ise

çy,çd, ƒ75.0ƒ = -Düzlemsel lif yönelimi için-

MPa 157.321.4x75.0ƒ çd, ==

mertebesinde kestirilebilir. Lok ve Xiao 1999 göre ilk çatlak eğilme gerilmesi ise

MPa 470.4157.3x416.1ƒ416.1ƒ çd,çe, === olmaktadır. Bu değer

MPa27.435x4.0ƒ4.0ƒƒ 666.0666.0kb,eçe, ≈==≈

olarak elde edilmiştir. Farklı yaklaşımların sonuçları arasında uyum ise dikkat çekicidir.

• Lif içeren kesitin nihai eğilme momentinin hesaplanması

Literatürde nihai eğilme momentinin “Mn” hesaplanmasında kullanılan kimi yaklaşımların açılımları topluca Şekil-1, 2 ve Çizelge-1’de belirtilmiştir.

σb

Ç

B

0.55h

βƒy,ç

0.33h

0.66h

• Basınç kuvveti

b h)33.0(21B σ=

• Çekme kuvveti:

0.66hƒ)h66.0(ƒÇ çy,çd, β==

Lif yönelimine ilişkin faktör β = 0.75-düzlemsel- β = 0.6-dağınık-

• Nihai eğilme momenti-birim genişlik için-

363.0)h55.0(ÇM n == βƒy,çh2

Şekil-1 Ghalib, 1980 Yöntemine göre lifli beton kesitinin nihai eğilme momenti (ƒd,ç= Lifli betonun direkt çekme dayanımı, ƒy,ç = Lifli betonun yarma çekme dayanımı. Birimler ƒy,ç MPa-N/mm2- ve h mm ise Mn N.mm/mm’dir).

202

Ghalib 1980 yöntemine (Bkz Şekil-1) göre

o Lif yönelimi düzlemsel için

mm/Nmm 25788)150(x21.4x75.0x363.0hƒ75.0x363.0M 22 çy,n ===

’dir. Kesit genişliği b = 1000 mm alındığında mm.N10.25788M 6

n = olmaktadır.

o Gelişigüzel-dağınık-lif yönelimi için

mm/Nmm 20631)150(x21.4x60.0x363.0M 2n ==

mm.N10.63.20M 6

n =

’dir.

εb σb

εd,ç

Kh

(1-K)h

0.3h

0.7h

Ç

B

0.55h

µƒd,ç

a)Birim şekil değiştirmeler b)Yenilmede kesitte -Yenilmede- gerilme dağılımı

• Basınç kuvveti

b h)3.0(21B σ=

• Çekme kuvveti:

078.1

ƒ.h7.0Ç çd,

≈µ

µ=

• Nihai eğilme momenti-birim genişlik için-

çd,

2n ƒh415.0)h55.0(ÇM ==

Şekil-2 Dwarakanath ve Nagaraj, 1991 yöntemine göre lifli beton kesitinde a) Birim şekil değiştirmeler b) Yenilmede gerilme dağılımı (deneysel çalışmaların geri çözümlemesinde ortalama değerler olarak K=0.30 ve µ=1.078 belirlenmiştir. ƒd,ç= Direkt çekme dayanımı, σb = Basınç bloğunda basınç gerilmesi, εd,ç= Yenilmede birim uzama değeri. Hacimsel lif içeriği Vƒ=%0-3, l/d≈72 l,d = Lif uzunluğu ve çapı. Birimler: ƒd,ç MPa-N/mm2-, h, (mm) alındığında Mn N.mm/mm’dir.

203

Dwarakanath ve Nagaraj, 1991 yöntemine göre kesitin nihai eğilme momenti:

)ƒ75.0(h415.0ƒh 415.0M çy,2

çy,2

n ==

mm/Nmm 29483)21.4x75.0(x)150(x415.0 2 ==

Birim kesit genişliği b = 1000 mm için

Nmm10.483.29M 6n =

bulunmaktadır. Çizelge-1 Lok ve Pei, 1998 Göre Çelik Lif İçeren Beton kesitinin Nihai Eğilme Momentinin Hesaplanması • İlk çatlak momenti-Birim genişlik için-

2çd,

2çd,

2çe,ç hƒ236.0h

61ƒ 416.1h

61.ƒM ===

• Nihai eğilme momenti-birim genişlik için- çn M.kM =

1074.00081.1K α= 0 < α < 100 • Lifli betonun direkt çekmede yumuşama faktörü

çoçd,çokç

kççd,çokç

.ƒ.ƒ

.ƒ.ƒε−εε−ε

=α

Direkt çekme dayanımında birim uzama

çd,b

boço ƒ

ƒε

=ε

Kalıcı direkt çekme gerilmesi

d1V

21ƒ dlkç τ=

Kalıcı direkt çekme gerilmesine karşı gelen birim uzama

l

dkç E1.

dl.τ=ε

bƒ = Lifli betonun basınç dayanımı

boε = Lifli betonun basınç dayanımındaki birim kısalma

dτ = Dinamik kenetleme dayanımı. Deneysel bilginin olmama durumunda dτ =3.5 MPa E l = Çelik lifin elastik modülü. El=210 GPa alınabilir.

204

Lok ve Pei, 1998’e (Bkz Çizelge-1) göre nihai momentin hesabı aşağıda gösterilmiştir.

o Basınç dayanımında birim kısalma

[ ] 6kb,

0.3943kb,bo 10.RI 95.484RIƒ5788.3ƒ4.493 −++=ε

(Thomas ve Ramaswamy, 2007)(35 MPa < ƒb,k<85 MPa; 0 < RI<0.825) Lifin güçlendirme indisi:

275.055x005.0dl.VRI l ===

[ ] 60.3943

bo 10.275.0x95.484275.0x35x5788.3)35(4.493 −++=ε 3

bo 10.172.2 −≈ε

Geçerken burada belirtilmesi gereken ilginç bir bulgu vardır: Lifli betonun-basınç altında-birim kısalma büyüklüğü “RI”ye bağlı olarak artmaktadır. Lifli betonun basınç dayanımının “ƒb” değişmediği kabulü rahatlıkla yapılabilir. Daha açık deyişle, anılan değer yalın betonun-lifsiz- 28 günlük basınç dayanımı “ƒb,k” alınabilir (ƒb ≈ ƒb,k=35MPa). Direkt çekme dayanımına karşı gelen birim uzama*

)21.4x75.0(x35

10.172.2)ƒ75.0(ƒ

ƒƒ

3

yçkb,

boçd,

b

boço

−

≈ε

≈ε

=ε

4

ço 10.96.1 −=ε

Kalıcı direkt çekme gerilmesi:

MPa48.055x5.3x005.0x5.0dl..V

21ƒ dlkç ==τ=

Bu gerilme düzeyine karşı gelen birim uzama : * Lok ve Oei, 1998’de

bobb

boçd,

b

boo,ç 1.0)ƒ1.0(

ƒƒ.

ƒε≈

ε≈

ε=ε

olarak verilmektedir. Burada yapılan ( )bçd, ƒ1.0ƒ ≈ kabulünün tartışmaya açık olduğu akılda tutulmalıdır.

205

43

ldkç 10.16.9

10x2101x55x5.3

E1.

dl. −==τ=ε

Yumuşama faktörü:

44

44

çoçd,çokç

kççd,çokç

10.96.1x21.4x75.010.96.1x48.010.16.9x21.4x75.010.96.1x48.0

.ƒ.ƒ

.ƒ.ƒ−−

−−

−−

=ε−εε−ε

=α

38.5=α

Nihai eğilme momenti (Bkz Çizelge-1)-Birim genişlik için-

( )( )2

çd,1074.0

çn h.ƒ236.0.0081.1M.kM α== MPa 157.321.4x75.0ƒ75.0ƒ çy,çd, === , Nmm/mm 20226)150(x157.3x236.0x)33.5(0081.1M 21074.0

n ==

olarak hesaplanır. Şekil-3’de (Lok ve Pei, 1998) verilen

τ=α kb,ld ƒ,

dl,V,ƒ

abağından verilen ƒb,k,l/d ve kabul edilen τd büyüklükleri için lifli beton kesitine ait “α” değeri bulunabilir. Şekilden şu pratik sonuçlar çıkartılabilir.

• Verilen ƒb,k ve τd dayanım düzeyinde, α değeri hassas biçimde lifin güçlendirme indisine “RI” bağlıdır. Artan RI değeriyle α’da

artmaktadır. Daha açık deyişle artan

=

dl,VƒRI l ile kesitin nihai

eğilme momenti artmaktadır. Özellikle büyük lif içeriğinde (l/d) oranının artım hızının α üzerindeki arttırıcı etkisi çok belirgindir.

• Verilen ƒb,k ve

=

dl,VƒRI l değerlerinde artan τd ile α değeri önemli

ölçüde artmaktadır. Lifin kenetlenme dayanımı τd kesitin nihai taşıma kapasitesini-eğilme zorlamasında- arttırmaktadır. (Anılan mekanik büyüklük lifin geometrik şekline, boyutlarına ve betonun basınç dayanımına bağlıdır. Örneğin; düz liflerde τd değeri 2.71-3.05 MPa arasında değişirken iki ucu kancalı liflerde ise 6.72-7.10 MPa değerleri sözkonusudur. Lim vd 1987’den alıntılayan Lok ve Pei, 1998)

206

0 50 100L/d

10

20

30

40

50

60

α

(a) Vt= %2.50

%2.25%2.0

%1.75

%1.50

%1.25

%1.00

%0.75

%0.50%0.25

0 50 100

L/d

10

20

30

40

50

60

α

Vf= %2.30

%2.25

%2.00

%1.75%1.50%1.25%1.00%0.75%0.50%0.25

τd= 3.5 N/mm2

τd= 6.9 N/mm2

(b)

0 50 100

L/d

10

20

30

40

50

60

α

Vf= %2.50

%1.00

%0.50

(c)

%2.25%2.00%1.75%1.50%1.25

%0.75

%0.25

Şekil-3

=α ,

dl,V,ƒƒ lkb, değişimleri a) MPa 30ƒ kb, = , b) MPa 40ƒ kb, = , c)

MPa 50ƒ kb, = (ƒb,k= 28 günlük beton basınç dayanımı, Vl= Hacimsel lif içeriği, % , l/d= lif uzunluğu/lif çapı oranı, τd= Lifin kenetlenme dayanımı, MPa) Şekil-3’den ƒb,k ≈ 30 MPa, l/d=55, Vl= %0.5 ve τd= 3.5 MPa değerlerine karşı gelen α ≈ 5.5 olarak elde edilir. Lok ve Pei, 1998 yönteminde kesitin nihai eğilme momenti diğer incelenen yaklaşımların sonuçlarına kıyasla oldukça düşük bulunmuştur. Bu sonuç, kenetleme dayanım düzeyinin τd= 3.5 MPa alınmasından ve yaklaşımlarda yapılan kimi temel kabullerin farklılığından kaynaklanabilir.

• Padmarajaiah ve Ramaswamy, 2002

Bu yöntemde kesitte kabul edilen gerilme dağılımı ve nihai eğilme momentinde kullanılan temel açılımlar topluca Şekil-4’de gösterilmiştir.

Verilen ifadeden nihai momentin büyüklüğü bulunan ortalama değerler

K = 0.27, β = 0.823 ve ƒy,ç = 4.21 MPa için

[ ] Nmm/m 2800021.4x)150(x27.0x33.0)27.01(5.0)27.01(x893.0M 2 ≈+−−=

-Birim genişlik için- hesaplanır. İlginçtir ki sözkonusu yaklaşımın sonucu Dwarakanath ve Nagarej 1991’in sonucu ile oldukça uyumludur.

207

h

βƒy,ç

0.27h

ƒb

o Yarma çekme dayanımı

MPa,RI918.1ƒ33.0ƒ 0.5kb,çy, +=

(Çelik lif) 3.25 MPa<ƒy,ç≤4.78MPa o Lif güçlendirme indisi

)2.1RI0( d/l.VRI l <<=

o [ ] çy,2

n

ƒh2/6KK)-1/2(1K)-(1M

+=β

K≈0.27,h = 100 mm için

4

çy,

n 10.51.2978.5ƒ3

M −≈=β Mn

Şekil-4 Çelik lif içeren beton kaplamalarında Padmarojaiah ve Ramaswamy, 2002 yöntemine göre nihai eğilme momentinin hesaplanması (Deney sonuçları geri çözümlemelerinin ortalama değerleri dikkate alındığında K = 0.27 ve β = 0.893 elde edilmiştir.)

208

PROBLEM : 6 İKİ UCU KANCALI LİFLE GÜÇLENDİRİLMİŞ BETONUN EĞİLME DENEYİNİN DEĞERLENDRİLMESİ

65 MPa tasarım dayanımına sahip lifli (lif çapı d = 0.5 mm; Vl = % 1.5-hacimce- betonun eğilme deneyinde (Şekil-1a) elde edilen kırılma yükü-sehim-açıklık ortası-ve eğilme moment-eğrilik karakterisitk eğrileri Şekil-1b ve 1c’de (Padmarajaiah ve Ramas Wamy, 2002) görülmektedir. Eğilme deneyinin sonuçlarına göre kesitin ilk çatlak ve nihai moment ve gerilme değerlerinin hesaplayınız.

Analizler Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Uyarlama 0-0

Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 En küçük karel.

Açıklık ortaσı σεhimi,mm

Eğilm

ε yü

kü, k

N

Eğrilik, (10-6)

Mom

ent,

kN-m

m

Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 Kiriş, Vl= %1.0 En iyi uyarlam.

Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 Kiriş, Vl= %1.5 En iyi uyarlama

Şekil-1 Vl=%1.5 içerikli, iki ucu kancalı çelik lifli beton kirişin (500x10x10mm) eğilme deney sonuçları (Lif çapı d = 0.5 mm, lif boyu l = 40 mm’dir. 5 adet eğilme deneyinin sonuçlarını yansıtmaktadır. Beton türü: Dökme beton). ÇÖZÜM

• İlk çatlak momentinin ve eğilme gerilmesinin belirlenmesi Elastik davranışın sona erdiği nokta, diğer deyişle kesitte ilk çatlak oluşumu yaklaşık Pç=18.5 kN (18.5.103 N) yük düzeyinde, eğilme eğilmesinin maksimum olduğu A-A kesiminde gözlenmiştir (Şekil-1b). İlk çatlak momenti ve eğilme gerilmesi sırasıyla;

o Nmm10.233.13.133x210.5.18l

2P

M 63

çç ===

(l=183.3-50=133.3 mm Bkz Şekil 1a)

P/2

P/2 183.3

133.3

183.3

50

50

400 Dεğεrlεr mm’dir.

b

h

a

b

c

Kesit

A

A

b = 100 mm, h=100 mm

209

o İlk çatlak eğilme gerilmesi

MPamm/N39.7

6)100(x100

10.233.1

6bhM

WM

ƒ 22

6

2çç

çe, −====

(W=Kesitin mukavemet modülü) olarak hesaplanır. İlk çatlak gerilmesi ƒe,ç yalın-lifsiz- betonun eğilme dayanımı ƒe,b olarak kabul edilebilir: 0.666

kb,be,çe, ƒ4.0ƒƒ == (Vandewalle, 2005) MPa 7865x2.1ƒ2.1ƒ sb,kb, ==≈ -150 mm küp numune- (ƒb,s= 65 MPa-φ150x300 mm silindir basınç dayanımı) MPa28.7)78(4.0ƒ 666.0

be, == İlginçtir ki deneysel olarak belirlenen ilk çatlak gerilmesi ƒe,ç=7.39 N/mm2, ampirik bağıntıdan lifsiz beton için kestirilen eğilme dayanımıyla ƒe,b uyumludur. CEB-F1P MC 90 göre

7.0

o

7.0

oçbd,be,

hha

hha1

ƒƒ

+

=

olarak verilmektedir (Hilsdorf, 1995). Burada a ampirik katsayı olup, değeri 1.5 alınmaktadır. h, ho= Sırasıyla eğilme deneyinde kullanılan kesitin yüksekliği ve referans kesit yüksekliği ho= 100 mm. Yalın betonun ortalama direkt çekme dayanımı:

( )[ ] MPa83.4)65(x387.0x9.0ƒ387.09.0ƒ 63.063.0sb,çbd, ==≈

210

(Arıoğlu, N, Girgin ve Arıoğlu, 2006) Değerler yerine koyulduğunda, yalın betonun eğilme dayanımı

05.81.5

1.514.83ƒ be, =+

= MPa

mertebesinde bulunur. Bu yaklaşımdan elde edilen sonuç (ƒe,b=8.05 MPa) deneysel ilk çatlak gerilme değeri (ƒe,b=7.39 MPa) ile oldukça uyumludur. Lok ve Xiao, 1999’a göre ilk çatlak eğilme gerilmesi ƒe,ç ile direkt çekme dayanımı ƒd,ç arasında

ƒe,ç = 1.416 . ƒd,ç bağıntısı vardır. Buna göre direkt çekme dayanımı

ƒd,ç = 0.706 . ƒe,ç = 0.706 x 7.39 = 5.21 MPa bulunur.

• Nihai eğilme momenti ve gerilme büyüklükleri Şekil-1c’den maksimum eğilme momenti yaklaşık Mn = 16.6 kNmm olarak bulunmaktadır. Aynı sonuç Şekil-1b’den maksimum eğilme yükü Pmak = 25 kN mertebesinde elde edilmektedir. Bu değere karşı gelen eğilme momenti ise

Nmm10.66.13.133x.210.25l.

2PM 6

3mak

n ===

olmaktadır. Nihai eğilme gerilmesi ise

)MPa(mm/N 96.9

6)100(x100

10.66.1WM ƒ 2

2

6n

ne, ===

’dir. Lok ve Xiao, 1999 kaynağında nihai eğilme eğilmesinin hesaplanması için

MPa ,.dl)V.84.00016.0(ƒ34.1 ƒ klçd,ne, τη++=

211

bağıntısı rapor edilmiştir. Burada η= lif yönelimine ilişkin faktör, kiriş için η=0.405 ve plak için η=0.5 alınmaktadır. τk= Lif ile beton arasındaki ortalama kenetlenme dayanımı, MPa. Deneysel veri bulunmaması durumunda τk=3.5 MPa olarak alınması önerilmektedir. Deneysel ve kestirilen veriler tekrar göz önünde tutulduğunda incelenen mekanik büyüklük

MPa 8.9x4.50.540)015.0x405.0x84.00016.0(21.5x34.1 ƒ ne, ≈++=

mertebesinde hesaplanmaktadır. Çözümlemede alınan değer τk = 3.5 MPa olup, en alt sınır değeri ifade etmektedir. Literatürde iki ucu kancalı liflerde ölçülen ortalama kenetlenme dayanımları τk=6.72-7.10 MPa aralığında bildirilmektedir (Lok ve Pei, 1998). Bu aralığın alt sınır değeri τk= 6.7 MPa için nihai eğilme gerilmesi tekrar hesaplanırsa. MPa 9.72 ƒ ne, ≈ elde edilmektedir. Fark edileceği üzere kestirilen değer deneysel nihai eğilme eğilmesi ( MPa 9.96 ƒ ne, = ) ile uyumludur.

212

PROBLEM : 7 ÇELİK LİFLİ PÜSKÜRTME BETON KAPLAMASININ TAŞIMA GÜCÜNÜN HESAPLANMASI(*)

Bir tünel projesinde çelik lifli püskürtme beton kaplaması uygulanacaktır. Aşağıda belirtilen çalışma şartlarında kaplamanın emniyetle taşıyabileceği tavan yükünü ve jeomekanik koşulları tanımlayınız.

Şekil-1 Püskürtme beton kaplamasının idealleştirilmiş statik modeli (qt= Yayılı tavan yükü, Pt= Tavan basıncı, a = Tavan saplamaları ara mesafesi, ls= Saplama eğilme açıklığı, Mmak= Maksimum eğilme momenti) ÇÖZÜM

• Genel bilgiler Çelik lifle güçlendirilmiş püskürtme beton kaplamasının emniyetle taşıyabileceği eğilme momentinin büyüklüğü ( Vandewalle , 1997 )

M=ƒe . W

Kesitin mukavemet momenti:

)cm(t6.166

100t6atW 32

cm22

===

(*) Arioğlu, Ergin ve Yüksel, 1999 kaynağından alınmıştır.

213

Eşdeğer eğilme dayanımı (Bkz Bilgi Föyü: 7)

oe

e ƒ100Rƒ =

Çelik lifli kaplamanın tokluk büyüklüğü

o

ee ƒ

ƒ100R =

Re = f (lif normu, lif uzunluğu/lif çapı, lif içeriği) olup örneğin Dramix RC 65/35 ve yerinde lif içeriği 40 kg/m3’de Dramix”in tokluk büyüklüğü çizelgelerinden Re=72 değeri elde edilir. (Vandewalle, 1997)

Püskürtme betonun-lifsiz- 28 günlük eğilme dayanımı aşağıdaki ampirik bağıntıdan kestirilebilir (Vandewalle, 1997):

666,0bo )ƒ(4.0ƒ =

ƒo, ƒb değerleri MPa, N/mm2 birimindedir

ƒb=28 günlük-lifsiz-püskürtme betonun -küp numune- basınç dayanımı

Yukarıdaki ifadeler ana eşitlikte yazılır ve gerekli sadeleştirme yapılırsa

[ ] cm.kgf ,t)ƒ(R143.0t6.16157.2)ƒ(4.0100RM 2666,0

be2(*)666,0

be == *

Lifli püskürtme beton kaplamasının taşıyabileceği tavan basıncının büyüklüğü

2stmak laP125.0M =

MM mak =

koşulundan hareketle

2

2

betsla

t)f(R144.1P = , kgf/cm2

Bağıntıdaki birimler şu şekilde alınacaktır:

ƒb (kgf/cm2), t (cm), a (cm), l (cm)

Dikkat edileceği üzere kaplamanın taşınabileceği tavan basıncı:

* Birim dönüştürme çarpanı

214

o Kaplamada kullanılan çelikli lifin cinsine, uzunluk/çap-narinlik- oranına ve lif içeriğine

o Püskürtme betonun norm basınç dayanımına o Kaplamanın et kalınlığına t ve o Tavan saplamalarını yerleşim geometrik boyutlarına, a, bağlıdır.

• Tavan basıncının ve kaya kütlesi kalitesinin kestirilmesi

ƒb =400 kgf/cm2 , Re=72 , t=10 cm, a=100 cm, l=100 cm değerleri için tavan basıncının büyüklüğü

22

2666,0

t cm/kgf 445.0)100(100

)10()400(72144.1P =×

×××=

olarak bulunur.

Norveç kaya kütle sınıflandırılmasında tavan yükü - basıncı, 2’den fazla çatlak sistemi için

2

r

333,0

t cm/kgf ,J

Q0.2P−

=

’dir. Ve

Jr=Çatlak pürüzlülük sayısı, Jr=3.0 değeri kabul edilirse “Q” faktörü

36.3)6675.0(2

445.00.32P.JQ 3

33tr ≅=

×

=

= −

−−

olarak kestirilir. Bu değer ise “Zayıf” özellikte bir kaya kütlesine karşı gelmektedir.

Burada aynı lif için (Dramix RC-65/35 BN) taşınabilecek eğilme momentinin ve tavan basıncının şiddetini hesaplamak ilginç olacaktır:

Verilen lif cinsi ve püskürtme beton dayanımı için kesitin taşıyabileceği eğilme momentinin şiddeti ancak lif içeriğini arttırmak yolu ile arttırılabilinir. Eğer lif içeriği 50 kg/m3 çıkarılırsa tokluk büyüklüğü Re=77 olacaktır. Bu durumda taşınabilecek eğilme momentinin büyüklüğü

cm.kgf59538)10()400(77143.0M 2666,0 =×××=

Ve tavan basıncı ise (77/72)=1,069 katı olacağından

22t m/t75.4cm/kgf475.0445.0069.1P ==×=

bulunur.

215

PROBLEM : 8 LİFLİ PÜSKÜRTME BETONDA EĞİLME-BASINÇ DAYANIMLARI ARASINDAKİ İSTATİSTİKSEL İLİŞKİ, LİF TÜRÜ VE KULLANIM İÇERİĞİNİN TOKLUK İNDİSLERİ ÜZERİNDEKİ ETKİSİ VE TÜNEL PROJESİ AÇISINDAN DEĞERLENDİRİLMESİ

Kuru yöntemle üretilen lifli püskürtme beton karışımları kullanılarak bir seri basınç, eğilme ve tokluk indis deneyleri yapılmıştır. Deneylerde kullanılan karışımlara ait bilgiler ve 28 günlük basınç ve eğilme deneylerinin sonuçları sırasıyla Çizelge-1 ve 2’de verilmiştir.Tokluk deneylerinin sonuçları Çizelge-3’de takdim edilmiştir. Karışımlara ilave edilen liflerin geometrik boyutları ise Problem-13’deki Çizelge-2’de yer almaktadır. Kuru püskürtme beton numunelerinin ağırlıkça su emme değerleri (%8.4-9.1); ıslak birim hacim ağırlıkları (2170-2200 kg/m3) aralıklarında değişmiştir. Tüm işlenmemiş veriler Banthia vd, 1992 kaynağından alınmıştır.

a) Basınç ve eğilme dayanımları arasındaki ilişkiyi ve b) Yerinde lif içeriği-lif türü- tokluk indis değişimleri belirleyiniz. c) Morgan 1991 ölçütlerine göre lifli püskürtme betonun performansını

genel şekilde değerlendiriniz. Çizelge-1 Lifli Püskürtme Beton Bileşenleri, Kg/m3

Karışım Çimento Silika füme

İnce agrega

İri agrega Çelik lif Su(*)

K0 408.1 55.8 1278.3 435.0 - 142.0

KL1 417.1 55.8 1281.3 441.1 60.0 142.0

KL2 423.1 55.8 1284.3 441.1 60.0 142.0

KL3 429.1 55.8 1269.3 435.1 60.0 142.0

KL4 417.1 55.8 1278.3 438.1 60.0 142.0

KL5 414.1 55.8 1254.3 444.1 60.0 142.0 (*) Kestirilen değer

216

Çizelge-2 28 Günlük Basınç ve Eğilme Deneylerinin Sonuçları

Karışım

Basınç dayanımı, ƒb, Mpa,

Eğilme dayanımı, ƒe, Mpa,

bƒ ,MPa eƒ ,MPa Pano A Pano B İnce

agrega İri agrega

K0 37.8 (1.73)

31.6 (0.75)

4.61 (0.25)

4.03 (0.29)

34.7 4.32

KL1 37.6 (0.51)

36.9 (1.66)

5.18 (0.15)

4.66 (0.14)

37.25 4.92

KL2 34.2 (0.27)

40.3 (0.13)

4.92 (0.12)

5.03 (0.17)

37.25 4.975

KL3 37.1 (0.44)

42.6 (0.03)

5.50 (0.64)

5.28 (0.59)

39.85 5.39

KL4 40.3 (0.78)

39.5 (1.37)

4.58 (0.42)

5.22 (0.37)

39.9 4.9

KL5 38.9 (0.20)

37.6 (0.76)

5.20 (0.33)

4.51 (0.28)

38.25 4.855

o K0 = Yalın-lifsiz-püskürtme beton karışımı, KL1, KL2…, L1, L2…lif türü içeren püskürtme beton karışımları. L1, L2, L3.. için Bkz. Problem: 11, Şekil-2a)

o Basınç ve eğilme deneylerinde kullanılan numunelerin boyutları sırasıyla ∅75 x 150 mm’ye 75 x 100 x 350 mm’dir.

o Parantez içindeki değerler “standart sapma”yı ifade eder. o bƒ eƒ = Sırasıyla A ve B panolarından çıkartılan numunelerin basınç

ve eğilme dayanımlarının aritmetik ortalaması Çizelge-3 Tokluk Deney Sonuçları

Karışım Pik yük, kN

İlk çatlak sehimi, mm

Tokluk indisleri-ASTM- Orijinal karışımda lif içeriği -hacimce-%

Yerinde lif içeriği-hacimce-,% I5 I10 I20 I30

K0 9.33 (1.18) 0.024 1.0 1.0 1.0 1.0 - -

KL1 10.50 (0.60) 0.030 4.28

(0.30) 7.52

(0.64) 13.26 (1.35)

18.34 (2.14) 0.764 0.389

KL2 10.49 (0.35) 0.032 4.37

(0.23) 7.38

(0.67) 11.69 (1.74)

14.50 (2.55) 0.764 0.498

KL3 11.21 (1.37) 0.031 4.51

(0.17) 7.55

(0.68) 11.26 (1.58)

13.76 (2.18) 0.764 0.237

KL4 10.84 (1.48) 0.029 4.46

(0.13) 7.39

(0.66) 10.72 (2.18)

12.87 (3.37) 0.764 0.396

KL5 10.22 (0.99) 0.033 4.28

(0.17) 6.50

(0.66) 8.62

(1.10) 9.90

(1.43) 0.764 0.170

Parantez içindeki verilen değerler “standart sapma”yı göstermektedir. I5,I10,I20,I30= Muhtelif sehimler için hesaplanan tokluk indis büyüklükleri (Bkz Bilgi Föyü: 7)

217

ÇÖZÜM

• Eğilme-basınç dayanımları arasındaki istatistiksel ilişki

A ve B panolarından çıkartılan numunelere ait basınç ve eğilme dayanımlarının aritmetik ortalama değerleri - bƒ , eƒ - göz önünde tutularak yapılan lineer regresyon çözümlemesi sonucunda

552.0ƒ144.0BƒAƒ bbe −=+=

bağıntısı elde edilmiştir (Bkz Şekil-1).

b

e

ƒƒ oranı ile bƒ arasında yapılan

çözümlemede herhangi bir istatistiksel ilişki bulunmamıştır (Şekil-1) Şekil yakından incelendiğinde şu sonuçlar ön plana çıkmaktadır.

o Basınç dayanımı ile eğilme dayanımı arasında anlamlı sayabilecek bir ilişki vardır. Yerinde lif içeriği ve lif türü ilişkiyi etkilememektedir. Standart kür koşullarında saklanmış dökme betonlar için çıkartılmış aynı ilişki

b

be ƒ734.51

ƒ.792.11ƒ+

= 1 MPa < -∅ 150 x 300 mm- < 75 MPa

bağıntısıyla tanımlanmıştır.(Bağıntının toplam mutlak hatası %4.9 düzeyinde rapor edilmiştir.) İlginçtir ki ƒb= 40 MPa dayanım düzeyine karşı gelen eğilme dayanımı yukarıdaki ifadeden ƒe= 5.14 MPa olarak hesaplanmaktadır. Püskürtme betonuna ilişkin bilgi olmama durumunda sözkonusu bağıntı bir ön yaklaşım aracı olarak kullanılabilir.

o

b

e

ƒƒ oranı basınç dayanım düzeyinden tamamen bağımsız olup,

ortalama değeri 0.129 olarak hesaplanmıştır. Dökme betonlar için Arıoğlu, Ergin ve Girgin 1999 tarafından

bƒ01317.0

b

e e 218.0ƒƒ −= 1 MPa < ƒb < 75 MPa

regresyon ifadesi çıkartılmıştır. Açıktır ki artan basınç dayanımıyla mekanik anlamda malzemenin gevreklik-kırılganlık- özelliğini yansıtan (eğilme dayanımı/basınç dayanımı) oranı önemli ölçüde azalmakta, diğer kelimelerle beton daha gevrek olmaktadır. (ƒb = 40 MPa değerine

karşı gelen

b

e

ƒƒ oranı yaklaşık 0.128’dir. sözgelimi ƒb = 5 MPa için

aynı oran 0.20 mertebesinde hesaplanmaktadır. Oranın artması malzemenin daha sünek-deformasyon yapabilme yeteneği-olması demektedir).

218

35 36 37 38 39 40 41 42

Basýnç dayanýmý,ƒb, MPa4.2

4.3

4.4

4.5

4.6

4.7

4.8

4.9

5.0

5.1

5.2

5.3

5.4Eð

ilme

daya

ným

ý,ƒe ,

MPa

0.1360.1350.1340.1330.1320.1310.1300.1290.1280.1270.1260.1250.1240.1230.122

[ƒe /

ƒ b]

X = 0.129s = 0.005V = %3.98

ƒe =0.144 ƒb-0.552n = 6, r = 0.82

A ve B panolarýndan çýkartýlan numunelere ait ortalama dayaným deðerleri

Şekil-1 Eğime dayanımının ve b

e

ƒƒ oranının basınç dayanımı ile değişimleri (n =

Veri sayısı, r = Korelasyon katsayısı, X, s, V= Sırasıyla ortalama, standart sapma ve değişkenlik katsayısı, V=s / X x 100, %)

219

• Yerinde lif içeriği-lif türü-tokluk indis değişimleri Çizelge-3’de belirtilen tokluk indisi (I5, I10, I20, I30) ve yerinde lif içeriği-hacimce- değerlerinden yararlanılarak lif türünün I=ƒ(Vl) değişimi üzerindeki etkisi araştırılabilir (Bkz Şekil-2 Banthia vd, 1992)

Yεrindε lif içεriği, Vl, %

L1 L4

L2

L3

Lif türü L5

Tokl

uk in

disi

Şekil-2 Çeşitli lif türlerine ait I=ƒ(Vl) değişimleri (Lif içeriği hacimce verilmiştir L3 lif türü.) Şekil-2 incelendiğinde pratik açıdan şu sonuçlar göze çarpmaktadır:

o Çok küçük sehimlere dayandırılan I5 ve I10 indis büyüklükleri ile yerinde lif içeriği arasında lif türüne bağlı bir ilişki elde edilmemiştir.

o Daha büyük yenilme sonrası sehim değerlerinde, diğer kelimelerle I20, I30 tokluk indisleri için (%0.15 < Vl < %0.38) yerinde lif içeriği aralığında anılan tokluk büyüklükleri lif türünden bağımsız olarak lif içeriğiyle lineer şekilde artmaktadır. L4 lif türünde ise lifin geometrik boyut etkisi nedeniyle sözü edilen ilişki geçerliliğini yitirmektedir. Yenilme sonrası davranışın ön plana çıktığı proje koşullarında-kaya patlaması, dinamik yükleme, ağır sıkışan tüneller vb- püskürtme beton ve lif geri sıçramalarının en düşük düzeyde tutulması yaşamsal önem taşımaktadır.

• Lifli püskürtme betonun tünel projesi açısından değerlendirilmesi Morgan, 1991 tipik lifli püskürtme betonların performans değerlendirilmesine yönelik olarak Çizelge-4’de belirtilen ölçütleri önermiştir.

220

Çizelge-4 Lifli Püskürtme Betonların Performans ölçütleri Özellik Deney yöntemi En az gereksinim

Hızlandırıcı priz süresi Başlangıç Nihai

ASTM C-403 10 dakika 30 dakika

Basınç dayanımı 8 saat (hızlandırılmış) 1 gün 7 gün 28 gün

ASTM C-42

MPa 5 10 30 40

Eğilme dayanımı 7 gün 28 gün

ASTM C-78 MPa

4 6

Tokluk indisi I5 I10 I30

ASTM C-1018

3.5 5.0 14.0

Kaynatılmış su emme Geçirgen boşluk hacmi

ASTM C-642 % 8 En fazla % 17 En fazla

Deney sonuçları Çizelge-4 bazında değerlendirildiğinde aşağıda sıralanan hususlar ifade edilebilir:

o 28 günlük dayanımlar açısından yeterli değildir. (Su/çimento) veya (su/bağlayıcı madde) oranını biraz küçültmek suretiyle dayanım sınır değerleri özellikle ıslak uygulamada rahatlıkla sağlanabilir.

o İncelenen lif türleri I5, I10 tokluk indis değerlerine yönelik olarak istenenleri yerine getirirken I30 tokluk indisini sadece L1 ve L4 kodlu lifler sağlamıştır. Verilen lif içeriğinde I20, I30 değerlerini denetleyen temel lif özellikleri ise (boy/çap) oranı ve lif ile çimento hamuru arasındaki kenetlenme-yapışma- dayanımıdır. I30 açısından bakıldığında lifler arasında en iyi performans sergileyen lif türü L1 olmuştur.

221

PROBLEM : 9 ENERJİ YUTMA ÖZELLİĞİ AÇISINDAN BÜYÜK-SENTETİK LİFLİ VE ÇELİK LİFLİ PÜSKÜRTME BETONLARIN KARŞILAŞTIRILMASI

Norveç’te açılan bir karayolu tünel projesi kapsamında makro sentetik lifli (Barchip Kyodo,48 mm) ve çelik lifli (Dramix RC 65/35) püskürtme betonların eğilme davranışı altında enerji yutma özellikleri karşılaştırılmıştır. Deneylerde kullanılan lifli püskürtme beton karışımlarına ait teknik bilgiler Çizelge-1, 2 ve 3’de topluca belirtilmiştir. Eğilme deneyleri 600 mm çapında ve 100 mm kalınlığında diskler üzerinde gerçekleştirilmiştir. (Deney EFNARC plaka deneyine 1996 benzemektedir.) Eğilme deneyine tabi tutulan disk numunenin 25 mm merkezi düşey yerdeğiştirmesine-sehim- karşı gelen enerji miktarları kullanılan lif içeriğine bağlı olarak istatistiksel büyüklükleriyle birlikte Çizelge-4’de sunulmuştur. Tüm çizelgeler (Hauek, Mathisen ve Grimstad, 2004) kaynağından alınmıştır. Arazi kontrolü açısından incelenen lifleri irdeleyiniz.

Çizelge-1 Deneylerde Kullanılan Püskürtme Beton Karışım Bileşenleri

Püskürtme beton bileşenleri, kg/m3

Lif içeriği, kg/m3 Makro sentetik lif Çelik lif

5 6 7 8 8 25 35 Çimento 443 452 444 444 463 461 460 Silika füme 27 20 27 27 21 21 21 Su 213 212 214 214 217 217 217 Kum (Maks. 8 mm) 1624 1636 1650 1650 1611 1610 1607 Katkı 3.7 4.2 3.8 3.8 4.8 4.8 4.8 [Su/bağlayıcı madde] oranı-ağırlıkça- 0.41 0.41 0.41 0.41 0.42 0.41 0.42

Çökme, mm 200 200 210 200 200 200

Çizelge-2 Lif Karakteristikleri Lif türü

Yoğunluk, gr/cm3

l/d oranı

Kesit alanı, mm2

Lif sayısı/kg

Lif hacmi, mm3

Çekme dayanımı,

N/mm2

Yüzey alanı/lif,

mm2

Yüzey alanı/kg

lif Çelik 7.8 64 0.238 14500 8.8 1100 64 0.928 Sentetik 0.91 53 0.656 34722 31.5 560 193 6.70 Çizelge-3 Lif Ağırlığı, Hacmi ve Yüzey Alan Büyüklükleri

Lif tipi Sentetik lif, kg/m3 Çelik lif, kg/m3 Lif ağırlığı, kg/m3 beton 5 6 7 8 25 25 Lif hacmi, l/m3 beton 5.47 6.56 7.66 8.75 3.19 4.47 Yüzey alanı, m2/m3 beton 33.5 40.2 46.9 54 23.2 32.5 Lif sayısı/m3 beton 173610 208332 243054 277776 363500 507500

222

Çizelge-4 Dairesel Plak Eğilme Deneyinde 25 mm Merkezi Sehimde Yutulan Enerji Miktarları.

Yutulan Enerji, Joule Lif içeriği, kg/m3

Sentetik lif Çelik lif 5 6 7 8 8 25 35

E 25 mm 908 839 1039 1113 1112 970 1254 E 25 mm 706 1069 1088 1319 1119 724 1224 E 25 mm 591 930 1061 1031 1191 1038 903 Ortalama değer, X 735 946 1063 1154 1141 911 1127 Standart sapma, s 160 116 25 148 44 165 195 Püskürme betonun 28 günlük karakteristik dayanımı 40 MPa-küp numune- Çap/yükseklik= ½ karot, eşdeğer dayanımı 25.6 MPa ÇÖZÜM

• Genel bilgiler

Bilgi Föyü:7’de belirtildiği gibi lifli beton kaplaması eğilme yenilmesi sonunda taşıma kapasitesini önemli ölçüde yitirmeden “deformasyon yapabilme yeteneği”ne sahip olmalıdır. Bu mekanik gereksime malzemenin yük-sehim karakteristik eğrisinin altında kalan alan ile tanımlanmaktadır. Özetlenirse, söz konusu alan ne kadar büyük ise malzemenin süneklik özelliği, daha açık anlatımıyla deformasyon yapabilme yeteneği o ölçüde büyüktür. Yine Bilgi Föyü:8’de açıklanan nedenlerden dolayı bu özellik kiriş eğilme deneylerinden sağlıklı bir şekilde üretilemez. Son 10 yıl içinde, kiriş eğilme deneyi –bir yönlü taşıma- yerine uygulamadaki yük taşıma şeklini daha gerçekçi biçimde yansıtabilen “plaka eğilme deneyleri”-iki yönlü çalışma-kullanılmaya başlanılmıştır. Normal tünel çalışmaları için lifli beton kesitinin 25 mm merkezi sehime kadar 700 Joule mertebesinde bir enerji yutması istenir. Yüksek gerilme koşullarında, özellikle kaya patlama olayına yatkın gerilme/kaya kütlelerinde gerçekleştirilecek tünel projelerinde ise aynı büyüklük 1000 Joule olmaktadır (Hauck, Mathisen ve Grimstad, 2004). Liflerin karşılaştırılmasında bu ölçütler kullanılmıştır.

• Farklı liflerin karşılaştırılması

Çizelge-4’den görülebileceği gibi artan makro sentetik lif içeriği ile 25 mm merkezi sehimde yutulan enerji miktarı artmaktadır. Kitabın yazarları tarafından yapılan regresyon çözümlemesinde yutulan enerji miktarı E ile sentetik lif içeriği Ml arasında

BMlnAE l +=

türünde bir bağıntı çıkartılmıştır. Burada E= 25 mm merkezi sehim ile tanımlanan eğilme enerjisi J, Ml = Karışımda kullanılan lif içeriği, kg/m3, A ve

223

B=Regresyon sabitleri (Bkz Şekil-1). Aynı şekil üzerine Dramix çelik liflere ait E = ƒ (Ml) ilişkisi ve tünel projelerinde benimsenen enerji düzeyleri de işlenmiştir. Şekil yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar ön plana çıkmaktadır:

o Artan lif içeriğiyle yutulan eğilme enerji miktarı artmaktadır. o Normal tünel projelerinde benimsenen enerji düzeyi E= 800 Joule

makro-sentetik lif kullanımında yaklaşık Ml=5.5 kg/m3 lif içeriğiyle elde edilmektedir. Yüksek gerilme altında bulunan tünellerde ise kritik enerji miktarı (E≥1000 Joule) yaklaşık Ml > 6 kg/m3’da sağlanmaktadır.

o İlginçtir ki çelik lif kullanımında E > 1000 Joule koşulu Ml > 30 kg/m3 düzeylerinde elde edilebilir. Bu sonuç, makro-sentetik lif açısından önemlidir. Çekme dayanımı bakımından çelik lifin yaklaşık yarısına sahip olan sentetik lifin bu mekanik kazanımı birim m3 betondaki lif hacminin ve kenetlenmeyi temin eden yüzey alanının çelik life kıyasla daha yüksek olması ile ilintilidir (Bkz Çizelge-3).

Yüksek gerilme altında bulunan tüneller için kabul edilen enerji seviyesi

Normal tünel projelerinde kabul edilen enerji seviyesi

Lif içeriği, Ml, kg/m3

Yut

ulan

ene

rji m

ikta

rı, E

, J

2 3 4 5 6 7 8 9 2 3 4 51 10

700

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

E= 850,315.ln Ml -608,218 n=5, r=0,989

Şekil-1 Plaka eğilme deneyinde (φ600 x 100 mm) farklı lif türleri için yutulan enerjinin lif içeriğine bağlı olarak değişimleri. (l, d = Sırasıyla lifin çapı ve uzunluğu, n = Veri sayısı, r = Korelasyon katsayısı).

224

PROBLEM : 10 KAYA PATLAMASI BEKLENEN DERİN TÜNELDE ÇELİK LİFLE GÜÇLENDİRİLMİŞ PÜSKÜRTME BETON KAPLAMA KALINLIĞININ TASARIMI*

Derinliği H = 750 m, Gnays içerisinde açılan bir tünelde, kaya davranışını kaya patlama olayı açısından irdeleyiniz ve çelik lifle güçlendirilmiş püskürtme beton kaplamasının kalınlığını boyutlandırınız.

Veriler:

• Tünel çapı Dt=6.5 m • Formasyon Masif az çatlaklı kırılgan Gnays • Kaya yoğunluğu γ=2.5 t/m3 • Tek eksenli laboratuar basınç dayanımı σb,lab=130 MPa (dlab=50 mm) • Kaya kalite göstergesi RQD=%80 • İki eklem takımı Jn= 3 • Pürüzlü eklem yüzeyleri Jr=1.5 • Az ayrışmış eklem yüzeyleri Ja=1.0 • Püskürtme betonun basınç dayanımı ƒc=40MPa(28 günlük 15 cm küp) • Kullanılan lif içeriği ml=40 kg/m3 (Dramix RC 60/35)

ÇÖZÜM

• Genel bilgiler

Kaya ortamlarda çılan tünellerde stabilite sayısı

z

lab,bb

t

b,y

)1k.A(.F

Sσ−

σ=

σσ

=

ile ifade edilmektedir (Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, B., Girgin, C., 1999), (Arıoğlu, Ergin, Girgin, C.,1998). Burada:

σy,b = Kaya kütlesinin yerinde basınç dayanımı σt = Tünel yan cidarındaki teğetsel gerilmenin büyüklüğü σz = Düşey gerilmenin şiddeti, σv = γ.H=0.027 H

* Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999 kaynağından alınmıştır.

225

Fb = Tünel boyutu ve örnek boyutuna bağlı “ölçek faktörü” olup

2.0

t

labb CF/D

dF

= ile bellidir (Arıoğlu, Ergin ve Girgin, 1998)

CF = Süreklilik katsayısı, az çatlaklı masif kayalar için CF > ~6, sık çatlaklı parçalanmış kayalar için CF > ~ 100 değerini almaktadır (Palmst∅m, 1996)

A = Tünelin kesit formu ile ilgili katsayı, dairesel tüneller için 3, atnalı ve diktörtgen kesitli tüneller için sırasıyla 3.2 ve 1.9 değerlerini almaktadır.

k = Kaya ortamda “yatay gerilme/düşey gerilme”nin oranı olup, kristalli kayaçlarda açılan tünellerde derinliğe bağlı olarak

16.0H.13.5k −= , H(m) ile verilmektedir (Arjang, 1998).

Masif-kırılgan kayaç kütlelerinde açılmış tünellerde gözlenen yenilme

modlarına göre stabilite sayısının aldığı değerler Çizelge-1’de belirtilmiştir (Palmstrφm, 1996).

Çizelge-1 Stabilite Sayısı Stabilite değeri “S” Yenilme modu > 2.5 Tünel stabil-Herhangi bir gerilme problemi yok 2.5-1 Yüksek gerilme-Hafifçe gevşeme 1-0.5 Hafif kaya patlaması veya dökülmeler < 0.5 Ağır kaya patlaması

• Stabilite sayısının hesaplanması

Sayısal değerler yerlerine konularak 779.1)750(x13.5k 16.0 == −

5.05/5.6

05.0F2.0

m

m

b ≅

=

68.0750x027.0x)1779.1x2.3(

130x5.0S =−

=

bulunur.

226

Şekil-1 üzerinde farklı kayaç basınç dayanımlarında derinliğie bağlı olarak stabilite sayısının “S” değişimleri gösterilmiştir (Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, B. ve Girgin, 1999). Hesapla bulunan stabilite değeri şekil üzerinde işaretlenmiş olup, verilen geometri ve jeomekanik şartlar için bu tünelde “Hafif Kaya Patlamaları ve Plakalar Şeklinde Ayrılma” biçiminde yenilme modu beklenecektir.

Şekil-1 Stabilite sayısının farklı kayaç basınç dayanımlarında derinlik ile değişimleri (σb= Sağlam numunenin tek eksenli basınç dayanımı).

• Tahkimat-iksa- Basıncının Kestirilmesi Kaplama kalınlığının belirlenmesi için kayaç tarafından kaplamaya gelen “tahkimat basıncının”nın bilinmesi gereklidir. Tahkimat basıncı, kaya kütle kalitesi Q’ya balı olarak (0-2) adet eklim takımı için

MPa,J30

JQ2Pr

5.0n

333.0

t

−

=

ile belirlenebilmektedir (Grimstad, Barton, 1993) “Q” değeri ve tavan basıncı “Pt”, SRF’ye bağlı olarak

1w

a

r

n)SRF(40

SRF1x

15.1x

380

SRFJx

JJx

JRQDQ −===

MPa,)SRF(023.05.1x30

)3()SRF40(2P 333.05.0333.0

t ==

ifade edilebilir.

227

Şekil-2’de bu ifadenin değişimleri çizilmiştir (Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, B. ve Girgin, 1999). Aynı şekil üzerine, gözlenen kırılma modlarında “SRF” büyüklüğünün aldığı değerler de işaretlenmiştir.

2333.0t kgf/cm 1.1MPa 11.0)125(x023.0P ===

bulunur.

Şekil-2 SRF-iksa- tahkimat- basıncı değişimi Şekilden hemen görülebileceği üzere “Hafif kaya patlaması-cidarda plaklanmalar” şeklinde kırılma modunda SRF=50-200 arasında değerler almaktadır. Ortalama değer olarak SRF=125 alınırsa tahkimat basıncı:

• Lifli püskürtme beton kalınlığının hesaplanması “Kaya saplaması+püskürtme beton”dan oluşan destekleme sisteminin idealize edilmiş statik modelinde (Bkz Problem:7) Şekil-1) maksimum eğilme momenti iki saplama arasındaki mesafenin orta noktasında meydana gelmekte olup,

e2

2ss

2

2stmak

mak ƒtlP75.0

6/t.al.a.P125.0

WM

≤===σ

koşulunu sağlamalıdır.

Lifli püskürtme betonun eşdeğer eğilme dayanımı ise

( )[ ]666.0b

ee ƒ4.0

100Rƒ =

ile bellidir (Bkz Bilgi Föyü:7). Gerekli sadeleştirmeler sonunda püskürtme beton kalınlığı

228

5.0

0.666ce

ts ƒ.R

Pl71.13t

≥ ,mm

olarak formüle edilebilir. Burada: ls = İdealize edilmiş statik modeldeki eğilme açıklığı olup,

pratik olarak saplamalar arasındaki mesafedir. Kare düzendeki uygulamada saplama aralığı Q’ya bağlı olarak

32.0)125(x40SRF.40Q 11 === −−

m0.1)839.0)32.0ln(.227.0(

1)839.0Qln.227.0(

1l 5.05.0s ≅+−

=+−

=

olarak hesaplanabilir (Chouqet ve Charette, 1988) ƒc = Yalın püskürtme betonun basınç dayanımı-küp numune-,

MPa Re = Tokluk faktörü olup, lif içeriğine bağı olarak olo

2loe Cm.Bm.AR ++=

belirlenebilir (Arıoğlu, E., Girgin, C.1988). Ao, Bo, Co lif tipine bağlı katsayılar olup Dramix RC 60/35 için sırasıyla -0.169, 2.081 ve 14.571’dir. ml= 40 kg/m3 lif içeriği için Re=72 değeri elde edilir (Bkz Bilgi Föyü:4, Şekil 5 a ve b). Nümerik değerler yerine konulursa püskürtme beton kalınlığı

mm 156)MPa 40(x72

MPa 11.01000x7.13t5.0

666.0mm =

≥

hesaplamalar. Grimstad ve Barton 1993 tarafından verilen Q-destekleme sistemleri abağında (Bkz Bilgi Föyü:2) Şekil-3) Q=0.32 ve Dt/ESR*=6.5/1.6=4 değeri için ~9 cm kalınlığında lifli püskürtme beton kaplaması+tavan saplaması önerilmektedir. Burada bulunan kalınlık değeri ile daha güvenli tarafta kalınmaktadır.

* Uzun süreli kullanımn söz konusu olduğu maden galerilerinde -nakliyat, havalandırma galerileri- ESR=1.6 değeri olarak verilmektedir (Grimstad, Barton, 1994).

229

PROBLEM : 11 YAŞ PÜSKÜRTME/DÖKÜM BETONLARININ BASINÇ, EĞİLME DAYANIMLARI VE GEÇİRİMLİLİK KATSAYILARI AÇISINDAN KARŞILAŞTIRILMASI

Bir araştırma projesi kapsamında aynı karışım bileşenlerine sahip yaş püskürtme ve döküm betonlarının basınç, eğilme ve geçirimlilik katsayıları karşılaştırılmıştır. Tüm işlenmemiş deneysel veriler (Leung, Lai ve Lee, 2005) kaynağından alınmıştır. Karışımlarda çimento, silika füme sırasıyla 430 kg/m3, 35 kg/m3 ve (su/çimento), (su/çimento+silika füme) oranları ise 0.64 ve 0.59-ağırlıkça- tasarlanmıştır. Kullanılan life ait bilgiler şöyledir: İki ucu kancalı, uzunluk, çap,çekme dayanımı aynı sırada 35 mm, 0.5 mm ve 1150 Mpa. Basınç, eğilme dayanımları ve geçirimlilik katsayıları Çizelge 1 ve 2’de topluca verilmiştir.

Çizelge-1 Püskürtme ve Dökme Betonların Kimi Mühendislik Özellikleri

Bileşim türü Püskürtme beton Dökme beton

ƒb ƒe K ƒb ƒe K

Yalın-lifsiz- 32.4 5.25 7.694 42.9 4.79 0.459 %0.5 çelik lif 33.4 4.87 9.010 58.0 4.66 1.055 ƒb, ƒe=Sırasıyla 28 günlük basınç ve eğilme dayanımları, Mpa. Basınç deneylerinde φ100 x 200 mm silindir numuneler kullanılmıştır. Eğilme deneyleri ise 350 x 100 x 100 mm prizmatik numunelerde yapılmıştır. (Eğilme açıklığı l = 300 mm’dir). K= Geçirimlilik katsayısı, x 10-12 m/sn. Su geçirimlilik deneylerinde (φ100 x 80 mm) boyutundaki numunelere uygulanan basıncın düzeyi (0.67-1.0) Mpa olmuştur. Geçirimlilik katsayısı

ht2

dA

Mht2

dd.A

MK susu2su

su

su ==

bağıntısından hesaplanmıştır (Vuorinen, 1985). Msu = Deney sonunda silindirik numuneye giren su miktarı-numune ağırlığındaki artım miktarı, gr, A= Numunenin kesit alanı, mm2, dsu=Suyun betona işleme mesafesi, m. Deney sonunda numuneler yarma çekme deneyine tabi tutularak suyun ortalama işleme mesafesi belirlenmiştir. H = Hidrolik basıncın düzeyi, m. T = Numunenin basınç altında tutulma süresi, sn.

230

ÇÖZÜM

• Basınç dayanımları bakımından karşılaştırma

İlkin, karşılaştırma “lif ilavesi” bazında yapılırsa Çizelge-1’den şu sonuçlar elde edilmektedir:

o Püskürtme beton açısından incelendiğinde, lif ilavesinin basınç dayanımına önemli bir etkisi olmamaktadır.

o Dökme beton durumunda ise lif ilavesinin basınç dayanımı üzerinde-bir çok araştırma bulgusunun tersine- oldukça belirgin bir etkisi sözkonusudur. Artış yüzdesi

35%100x9.42

9.4258=

−

mertebesindedir. Narayanan ve Palanjian 1986 kaynağında rapor edilen basınç dayanımlarındaki artış oranı ise

+=+==∆

F

klb

lb,b k.

dl.V1.01)F1.01(

ƒƒ

ƒ

ile tanımlanmaktadır (Bkz Şekil-1).

Lif faktörü, F

Bas

ınç

daya

nım

artı

ş or

anı,

∆f Beton

Harç

Şekil-1 ∆ƒ= ƒb,l/ ƒb ile F faktörünün değişimi (ƒb,l, ƒb = Lifli ve lifsiz betonun basınç dayanımları)

231

Hacimsel lif içeriği Vl=0.005 (%0.5) Lif uzunluğu/çap l/d=35/0.5=70 Lif türü-kenetlenme faktörü- kk=1 [ ] 035.1)1x70x005.0(1.01ƒb =+=∆

düzeyinde kestirilmektedir. (F= Lif faktörü; ƒb,l ,ƒb = Sırasıyla lifli ve lifsiz dökme betonların basınç dayanımları). Deneysel değerlere göre ∆ƒb=58/42.9=1.35 olup, kestirilen 1.035 değeri ile çok uyumsuzdur.

o Dökme ile yaş püskürtme betonların karşılaştırılması durumunda aşağıdaki oranlar

Lifsiz 32.14.329.42

=

Lifli 74.14.330.58

≈

elde edilmektedir. Beklenildiği gibi dökme şekilde üretilen betonların yaş püskürtme yöntemiyle üretilenlere kıyasla basınç dayanımları daha yüksektir. Örneğin Banthia, Trottier ve Beaupré, 1994 kaynağında yalın betonda anılan oran 1.53 bulunurken, lifli betonlarda ise lif türüne bağlı olarak aynı oran 1.30 ila 1.59 aralığında değişmiştir. Okuyucuya fikir vermesi açısından basınç dayanımının lif türüne, üretim yöntemine göre değişimleri Şekil-2’de gösterilmiştir (Banthia, Trottier ve Beaupré, 1994).

• Eğilme dayanımları bakımından karşılaştırılması Çizelge-1’den şu sonuçlar göze çarpmaktadır:

o Lif ilavesinin püskürtme betonun eğilme dayanımı üzerindeki etkisi, beklenildiğinin tersine olumsuz olmuştur. Bu bulgu, orijinal lif içeriği-nin oldukça düşük olması ve püskürtme sırasında liflerin geri sıçraması sonucunda “yerinde içeriği”nin de daha da azalmasıyla açıklanabilir.

o Üretim biçimi bazında bakıldığında, ilginç bir bulgu elde edilmektedir. Şöyle ki; lifli dökme betonun eğilme dayanım değeri püskürtülen lifli betona ait değerden daha küçüktür. Daha yalın bir ifade ile lifli püskürtme betonun eğilme dayanımı lifli dökme betonun eğilme dayanımından biraz 4.87/4.66≈1.05 daha büyüktür. Benzer sonuç (Bounthia, Trottier ve Beaupré, 1994) kaynağında da bildirilmektedir (Bkz Şekil-3). Eğilme dayanımında gözlemlenen sözkonusu artış püskürtme beton kesitlerinde “lif yönelimi”nin daha elverişli olmasıyla ilintilendirilebilir.

232

a

Bas

ınç

daya

nım

ı, M

Pa Döküm

P. Beton

K0 KL1 KL2 KL3 KL4 KL5

Şekil-2 a) Deneysel çalışmada kullanılan çelik liflere ait geometrik boyutlar b) Üretim şekli ve lif türüne göre 7 günlük basınç dayanım değerleri (φ75 x 150 mm) (KO= Kontrol karışımı-yalın beton-, KL1, KL2…Lifli beton karışımları. L1, L2….Kullanılan lif türlerini ifade eder (Bkz a). Liflerin kullanım miktarı tüm karışımlarda 60 kg/m3 olarak alınmıştır).

• Geçirimlilik-permeabilite-katsayısı açısından değerlendirme

o Genel

DIN 1048 normunda kullanılan su basınç şiddetleri ve uygulama süreleri dikkate alınırsa geçirimlilik katsayısı

sn/m,4553(d

)hn2(dK

2su

2

5.0su

≈

=

b

233

Döküm P. Beton

Eğilm

e da

yanı

mı,

ƒ e, M

Pa

K0 KL1 KL2 KL3 KL4 KL5 Şekil-3 7 günlük yalın ve lifli beton karışımlarında eğilme dayanımı (100 x100x350 mm kiriş, eğilme açıklığı 300 mm. Çelik lif içeriği 60 kg/m3’dür). olarak yazılabilir (Hedegaard ve Hansen, 1992). Formülde dsu (m) birimiyle alınacaktır. DIN 1048’e göre maksimum su işleme –penetrasyon- derinliği 50 mm olmalıdır. Diğer kelimelerle dsu < 50 mm ise beton/püskürtme beton “su sızdırmaz” dsu > 50 mm ise beton/püskürtme beton “geçirgen” özellik taşımaktadır (Maild, 1995). dsu = 50 mm = 0.05 m kritik değer dikkate alındığında, püskürtme betonun kritik geçirimlilik katsayısı

sn/m10.20.14553

05.0K 102

k−=

=

olarak elde edilmektedir. Eğer ölçülen geçirimlilik katsayısı K, K < Kk koşulunu yerine getiriyorsa araştırılan beton/püskürtme beton “geçirimsiz” özelliktedir.

234

o Deneysel geçirimlilik katsayılarının karşılaştırılması

Çizelge-1 yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar göze çarpmaktadır:

o Gerek püskürtme beton, gerekse dökme betona ait tüm geçirimlilik katsayıları yukarıda hesaplanan kritik geçirimlilik katsayısı değerinden daha küçüktür. Kısaca; betonlar “su geçirmez” özelliğe sahiptir.

o Liften bağımsız olarak püskürtme betonun geçirimlilik katsayısı dökme betonun geçirimlilik katsayısından daha büyüktür (~16-9 kat). Bu püskürtme betonun daha gözenekli bir yapısından kaynaklanmaktadır. (Nitekim, lifli püskürtme betonların su emme ve geçirgenlik boşluk oranı sırasıyla (%6.6-7.8) ve (% 14-%17.3) mertebesinde (Morgan vd, 1990) olup, dökme betonlara ait değerlerden daha yüksektir.)

Betonun permeabilite özelliği uzun vadede dış ajanlara karşı

(karbondioksit, klor, azot oksit, sülfat vb.) dayanıklılığını kontrol etmektedir. Bu bakımdan dayanım istekleri yanında püskürtme betonun dayanıklı olması açısından permeabilitesinin düşük olması, diğer bir anlatımla kapiler boşluk oranı en az ve hidratasyon derecesinin ise yüksek olması gerekmektedir. Hidratasyon derecesinin yüksek olması ise doğrudan doğruya püskürtme betona uygulanan kür şartlarının (nemlilik, sıcaklık) fonksiyonudur. Bu açıdan da püskürtme betonun yerinde kür şartlarının kontrolü önem kazanmaktadır (Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999).

Ağır dış etkiler altında kalacak olan tünellerde püskürtme betonun maksimum su/bağlayıcı madde oranı (ağırlıkça) 0.50 ve minimum bağlayıcı madde miktarı (çimento+silika füme) ise 420 kg/m3 olmalıdır. Çok ağır dış ajanların etkisi altında kalacak püskürtme betonun karışım tasarım büyüklükleri ise aynı sırada en fazla 0.40 ve en az 530 kg/m3 düzeyinde olmalıdır (NCA, 1993). (Ayrıntılı bilgi için Bkz Bilgi Föyü: 11)

235

PROBLEM : 12 PÜSKÜRTME BETON UYGULAMASINDA GERİ SIÇRAMA PARAMETRELERİNİN FORMÜLE EDİLMESİ*

Püskürtme beton uygulamalarındaki “geri sıçrama”yı teorik olarak formüle ediniz.

1)

2)

3)

1) Püskürtme Ucu

2) Kaplama

3) Geri sıçrayan Püskürtme Beton

ÇÖZÜM

Formülasyonda kullanılacak notasyonların anlamları şöyledir:

Mo = Toplam püskürtme beton malzeme ağırlığı Mc = Yerinde kalan(yapışan) püskürtme beton ağırlığı

Mg = Geri sıçrayan püskürtme beton ağırlığı Vo = Toplam püskürtme beton malzeme hacmi Vc = Yerinde kalan(yapışan) püskürtme beton hacmi Vg = Geri sıçrayan püskürtme beton hacmi Vc,l = Cidardaki püskürtme betonda lif içeriği (hacimsel) Vol = Toplam püskürtme betonda lif hacmi Vg,l = Geri sıçrayan püskürtme beton hacmi Mo,l = Toplam püskürtme beton malzeme içindeki lif ağırlığı Mc,l = Yerinde kalan(yapışan) püskürtme beton içindeki lif ağırlığı Mg,l = Geri sıçrayan püskürtme beton içindeki lif ağırlığı

Mg,a = Geri sıçrayan malzeme içindeki agrega ağırlığı

γ = Püskürtülen beton malzemenin yoğunluğu

γ a = Agreganın yoğunluğu

γ f = Lif yoğunluğu * Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999 kaynağından alınmıştır.

236

• Temel tanımlamalar aşağıda belirtilmiştir:

ο Genel geri sıçrama 100VV

Go

gg ×= , %

ο Lif geri sıçraması 100VV

100V

VVG

l,o

l,g

l,o

l,cl,ol,g ×=×

−= ,%

ο Cidardaki püskürtme betondaki lif içeriği -hacimsel- 100

V

M

Vc

l

l,c

l,c ×

γ

= , %

ο Cidardaki püskürtme beton hacmi goc VVV −=

ο Cidardaki püskürtme beton içindeki lifin ağırlığı

l,gl,ol,c MMM −=

• Malzeme kaybının hesaplanması

gco MMM += cog MMM −=

γ= o

oMV

l,ga,gg MMM +≈ (Kabul)(Banthia vd, 1994)

l

l,g

a

a,gg

MMV

γ+

γ=

• Geri sıçrama yüzdeleri

ο Genel geri sıçrama yüzdesi

,%100M

MM

Go

l

l,g

a

a,g

g ×

γ

γ+

γ≈

ο Lif geri sıçrama yüzdesi ,%100

MM

Gl,o

l,gl,g ×=

Armelin ve Helene, 1995’de

(% )G100(% )G100

VV

g

l,g

l,o

l,c

−

−=

ampirik bağıntısı rapor edilmiştir Bu bağıntının çeşitli genel geri sıçrama değerleri için lif sıçramasının fonksiyonu olarak değişimleri Şekil-1’de gösterilmiştir (Armelin ve Banthia, 1998)

237

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

0 10 20 30 40 50 60 70 80Lif Sıçraması, Gg,l, %

Yerin

de /T

asar

ım

Lif İ

çeriğ

i Ora

nıGg =%50Gg=%40

Gg =%30Gg=%20

Şekil-1 Çeşitli geri sıçrama değerleri için (yerinde lif içeriği/tasarım lif içeriği) oranı ile lif sıçraması arasındaki ilişki. Bu değişimler yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlar elde edilmektedir:

o Belli bir lif sıçrama değerinde artan genel geri sıçrama-püskürtme beton sıçraması- ile (yerinde lif içeriği/tasarım lif içeriği) oranı artmaktadır.

o Verilen bir genel sıçrama yüzdesinde artan lif sıçramasıyla (yerinde lif içeriği/tasarım lif içeriği) karakteristik oranı önemli ölçüde azalmaktadır. Örneğin; Kuru püskürtme yönteminde en fazla geri sıçrama değerine karşı gelen oran

80.04010050100

VV

l,o

l,ç ≅−−

=

olarak bulunur. Yerinde lif içeriğinin önemli ölçüde azalması kesit eğilme dayanımının ve yük-sehim karakteristik eğrisinin altında kalan alanın azalması demektir. Kısacası; bu durum kaplamanın “süneklik” özelliğini olumsuz şekilde etkiler.

• Değerlendirme

Özetlenirse, geri sıçrama püskürtme beton uygulamalarında kaplamanın maliyetini olumsuz yönde etkilerken aynı zamanda kaplamanın en önemli özelliği olan “süneklik” özelliğini de azaltmaktadır. Bu nedenlerledir ki mühendis, verilen proje koşullarında kesinkes geri sıçrama yüzdelerini aşağıya çekmelidir (Bkz Bilgi Föyü: 3 ve 11).

238

PROBLEM : 13 LİF GEOMETRİSİNİN GERİ SIÇRAMAYA ETKİSİNİN İSTATİSTİKSEL OLARAK BELİRLENMESİ(*)

Aşağıdaki Çizelge 1 ve 2’de geometrik boyutları ve teknik özellikleri belirtilen çelik liflerin kuru püskürtme yönteminde lif sıçrama performansları bir deneysel çalışma kapsamında araştırılmıştır Deney panolarında ölçülen lif sıçrama-hacimsel-yüzdeleri kullanılan çelik lif bazında Çizelge 3’de gösterilmiştir. (Banthia vd, 1992) Püskürtme beton karışım bileşenleri şöyledir:

• Çimento : 408 - 429 kg/m3 • Silika füme : 55.8 kg/m3 • Kum : 1254 - 1278 kg/m3 • İri agrega : 435-441 kg/m3 • Su : 142 kg/m3 • Çelik lif : 60 kg/m3 • Su azaltıcı katkı : ……… • Islak yoğunluk : 2.16 – 2.21 t/m3 • Su emme miktarı : % 8,4 - % 9,1 • Deney pano ölçüleri : 800 x 800 x 200 mm • Kullanılan kompresörün kapasitesi : 17 m3/dak

Geriye sıçrayan malzemeden 20 kg alınmış, iri ve ince malzeme dikkatle yıkanmış, daha sonra lifler manyetik yolla ayrılarak geriye sıçrayan malzeme içindeki lif içeriği-hacimsel- saptanmıştır (Çizelge-3). Çizelge -1 Liflerin Teknik Karakteristikleri

Lif

Tipi

Lif

Ağırlığı ml , (mg)

Lif

Hacmi Vl ,

(mm3)

Lifin

Toplam Yüzey Alan Fl , (mm2)

Lifin Toplam

Projeksiyon Yüzey Alanı Fp , (mm2)

Lifin Spesifik Projeksiyon Yüzey Alanı

Fsp (*) , (mm2/g)

L1 45.5 5.79 43.9 14.0 307 L2 59.1 7.52 49.0 13.2 224 L3 76.4 9.72 127.6 43.8 574 L4 181.8 23.16 211.2 44.6 245 L5 49.1 6.25 69.8 28.6 581

(*)Fsp = Fp/ ml (*) Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, A., 1999 kaynağından alınmıştır.

239

Çizelge-2 Deneysel Çalışmada Kullanılan Liflere ait Geometrik Veriler

L 1

L 2

L 3

L 2

L 5

428

2

( mm)d=0,5

325

1,5

5,5

2,25

2,75

32,5

1,751

25,5

41,0

13

32,5

( mm)0,53

0,45

1,35

0,50

( mm)

2,75

1,12

0,25

( mm)

0,50

( mm) Çizelge - 3 Liflerin Geri Sıçrama Verileri

Karışım Adı

Püskürtülme-miş Karışımın Hacimsel Lif Oranı, %

(2)

Püskürtülmüş Yerinde Karışı-mın Hacimsel Lif Oranı, %

(3)

Geri Sıçrayan Malzemenin Karı-şımın Hacimsel Lif Oranı, %

(3)

Geri Sıçrama Oranı

,%100(2)

(3)(2)×

−

(5)

ML1 45.5 5.79 43.9 14.0 ML2 59.1 7.52 49.0 13.2 ML3 76.4 9.72 127.6 43.8 ML4 181.8 23.16 211.2 44.6 ML5 49.1 6.25 69.8 28.6

Deneysel sonuçları lif sıçrama yüzdesi açısından irdeleyiniz. ÇÖZÜM

• Genel bilgiler Banthia ve arkadaşları 1992 ve 1994 çalışmalarına göre lifin spesifik projeksiyon alanı ile lif geri sıçrama yüzdesi arasında kuvvetli bir ilinti sözkonusudur. (Ham deneysel veriler belirtilen kaynaktan alınmıştır). Bu analizde

240

BFAG spl +⋅= şeklinde lineer bir regresyon modeli denenecektir. Burada:

Gl = Lifin geri sıçrama yüzdesi-hacimsel-, %

Fsp = Lifin spesifik projeksiyon alanı, l

psp m

FF = , mm2 ,

Fp = Lifin projeksiyon alanı , mm2

ml = Lifin ağırlığı,

A, B= Regresyon katsayıları,

A ve B büyüklükleri seçilen lineer model için aşağıdaki bağıntıdan hesaplanır:

∑ ∑∑ ∑ ∑

−

⋅−⋅

=

n)F(

F

nGF

)GF(A 2

i,sp2i,sp

i,li,spi,li,sp

or tspor t,l )F(AGB −=

Ortalama değerler:

nF

)F( spor tsp

∑=

n = ölçü sayısı

Korelasyon katsayısı:

( ) ( )

∑−∑

∑−∑

∑⋅∑−⋅∑

=

nG

Gn

FF

nGF

GFr

2i,l2

i,l

2i,sp2

i,sp

2i,li,sp

i,li,sp2

A, B ve r büyüklükleri ile ilgili hesaplamalar aşağıdaki çizelgede belirtilmiştir.

241

Fsp F2sp Gl (Gl)2 Fsp . Gl

307 94249 49.1 2410 15074

224 50176 34.8 1211 7795

574 329476 69 4761 39606

245 60025 48.2 2323 11809

581 337561 77.8 6052 45202

Σ 1 931 871 487 278.9 16 757 119 486

• Regresyon büyüklüklerinin hesaplanması

( ) 2.3865

1931Fortsp == 8.55

59,278G ort,l ==

093.012573511736

5)1931(871487

52791931119486

A 2 ==−

×−

=

88.19)2.386(093.08.55B =−=

( ) ( )

918.0150875519138646386

59,27816757

51931871487

59,2781931119486

r22

2

2 ==

−

−

×

−=

r = 0.958

88.19F093.0G spl +⋅= , %

Elde edilen regresyon değişimi Şekil-1’de çizilmiştir.Görüldüğü üzere kuru yöntemde artan lif projeksiyon alanı “Fsp” ile lifin geri sıçrama yüzdesi “Gl” artmaktadır. Hesaplanan korelasyon katsayısının yüksek olması (r = 0,958) anılan ilintinin anlamlı olduğunu işaret etmektedir.

242

G l = 0.093 F sp + 19.88r=0.958, n=5

0102030405060708090

0 100 200 300 400 500 600 700

Lif Spesifik Projeksiyon Alanı, F sp , mm2/g

Lif G

eri S

ıçra

ma

Yüz

desi

, G

l, %

Şekil-1 Gl = ƒ(Fsp) değişimi (n= Data sayısı, r = korelasyon katsayısı)

Bulunan regresyon bağıntısının istatistiksel olarak anlamlı olup olmadığı ayrıca tahkik edilmelidir. Bu tahkik “t” testi yardımıyla yapılır:

786.5958.012nx958.0

r12nrt 22 =

−−

=−−

=

Ho: Fsp-G1 arasında bir korelasyon yoktur. (r =0) (0 Hipotezi)

H1: Fsp-G1 arasında bir korelasyon vardır. (r ≠0)

%95 güven derecesi ve iki taraflı, n-2=5-2=3 serbestlik derecesine karşı gelen kritik “student sayısı“ tk klasik istatstik kitaplarından 3.182 okunur.

t=5.786 > tk = 3.182

olduğundan “Ho hipotezi“ red edilmelidir. Daha açık anlatımla söz konusu değişkenler (Fsp-G1) arasında anlamlı bir korelasyon vardır.

243

PROBLEM : 14 GERİ SIÇRAMA MİKTARININ PÜSKÜRTME BETON MALİYETİNE ETKİSİ*

Karışım bileşenleri aşağıda belirilen ıslak yöntemle yerleştirilen bir geleneksel püskürtme betonun aktivatör-hızlandırıcı- dozajının fonksiyonu olarak “yerinde birim maliyeti”ni hesaplayınız. Ve sonuçları “geri sıçrama” büyüklüğü yönünden irdeleyiniz. Püskürtme betona ait aktüel maliyet ve bileşen miktarları Flurlinger-İsviçre Tünel projesinden alınmıştır. (Melby,1994, s 65)

Karışım bileşenleri : • Çimento Mç = 420 kg/m3

• Silica füme Msf = 40 kg/m3

• Agrega(0-10 mm) ΣMa=1680 kg/m3

• Su Msu = 210 kg/m3

• Plastikleştirici Mp = 3 kg/m3

• Geleneksel aktivator Mh = 21 kg/m3

-hızlandırıcı-

Karakteristik Karışım Oranları

5.0420210

MM

ç

su ===α , 095.042040

MM

ç

sf' ===β

456.040420

210MM

M

sfç

su' =+

=+

=α , 4420

1680MM

ç

a ==∑

=β

0086.040420

4MM

M

sfç

sp =+

=+

* Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, A., 1999 kaynağından alınmıştır.

244

Birim Malzeme Giderlerleri: • Çimento : Gç = 80 $/ton • Agrega : Ga = 15 $/ton** • Silika füme : Gç = 80 $/ton • Plastikleştirici : Gp = 0.70 $/kg • Süperplastikleştirici : Gsp = 1.10 $/kg • Geleneksel hızlandırıcı : Gh = 1.80 $/kg

ÇÖZÜM

%3 hızlandırıcı kullanımı için 1 m3 püskürtme betonun “geri sıçrama miktarı” bazında toplam malzeme masrafının dökümü Çizelge-1’de belirtilmiştir. Aynı hesaplamalar değişik hızlandırıcı dozajları için de yapılabilir. (Hızlandırıcı dozajları toplam bağlayıcı madde (çimento+silika füme) miktarı (Mç+Msf) -ağırlıkça-cinsinden verilmiştir. Çizelge-1 1 m3 Püskürtme Betonun Toplam Malzeme Masrafı

Bileşen Kullanım Miktarı Bileşen gideri, $/m3

Payı, %

Çimento 420 kg/m3 × 80 $/ton × 0.001 kg/ton 33.600 31.07

Silika füme 40 kg/m3 × 450 $/ton × 0.001 kg/ton 18 16.64

Agrega 1680 kg/m3 × 15 $/ton × 0.001 kg/ton 25.2 23.30

Plastikleştirici 3 kg/m3 × 0.70 $/kg 2.1 1.94

Süper plastikleştirici

4 kg/m3 × 1.10 $/kg 4.4 4.80

Hızlandırıcı 0.03(420+40) kg/m3 × 1.80 $/kg 24.84 ≈22.97

Toplam 108,14 ≈100

Geri Sıçrama miktarı için – yerinde- püskürtme beton maliyeti, $/m3

%10

12010.0114.108

=−

15

127

20

135

25

144

30

154

Eğer hızlandırıcı miktarı %5 oranında kullanılırsa püskürtme beton maliyeti 124.7 $/m3 olarak elde edilir. Yerinde püskürtme beton maliyeti ise Çizelgedeki geri sıçrama oranları için yine aynı sırada 138.5 $/m3, 146.7 $/m3, 155.87 $/m3, 166.26 $/m3 ve 178.14 $/m3 olarak hesaplanabilir. (Şekil-1)

** Kimi Avrupa ülkelerinde agrega temini giderek zorlaşmaktadır ve bu nedenle birim maliyeti ülkemize kıyasla çok yüksektir.

245

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30 35Geri Sıçrama Oranı, %

Yer

inde

P.B

eton

Mal

iyet

i, $/

m3

% 5 oranındahızlandırıcı%3 oranındahızlandırıcı

Şekil- 1 Değişik hızlandırıcı kullanım oranlarına karşı gelen yerinde püskürtme beton maliyeti- geri sıçrama oranı değişimleri

• Değerlendirme

Şekil yakından incelendiğinde şu pratik sonuçlara ulaşılmaktadır:

o Verilen bir hızlandırıcı katkı kullanım oranında artan geri sıçrama oranı ile püskürtme betonun maliyeti önemli ölçüde artmaktadır.

o Verilen bir geri sıçrama oranında yerinde püskürtme betonun maliyeti artan hızlandırıcı katkı kullanım oranıyla artmaktadır. *

Uygulamada geri sıçrama miktarının en az düzeye indirilmesi temel ilke olarak alınmalıdır. Yeni kimyasal katkıların kullanımıyla %40-30 oranlarında seyreden geri sıçrama oranı rahatlıkla %15-10 düzeyine gibi düzeylere çekilebilmektedir.

* Kuşkusuz artan hızlandırıcı katkı miktarı kullanımıyla erken dayanım değerleri de artmaktadır. Daha gerçekçi bir maliyet karşılaştırması açısından birim dayanım için yapılan toplam masrafı en az kılan karışım tercih edilmelidir. Eğer kullanım yönünden “dayanıklılık” ön plana çıkıyorsa bu takdirde değerini en az yapan karışım dikkate alınmalıdır.

3

5

246

PROBLEM : 15 YAŞ PÜSKÜRTME BETONUN KARIŞIM TASARIMI*

Aşağıda teknik verileri belirtilen ve yaş yöntemle üretilecek püskürtme betonun karışım tasarımı Challenge-Cook Bros, Inc yöntemi ile yapılmak istenmektedir.

o Proje dayanımı-28 günlük-(geçici iksa için)

ƒp = 250 kgf/cm2

o Maksimum agrega boyutu Dmak = 12.7 mm (No=4)

o İstenen çökme ∆ = 7.5-10 cm

o Yıkanmış kumun incelik modülü

FM = 2.8

o Kumun yoğunluğu (DYK) γ ince = 2.65 t/m3

o İri agrega yoğunluğu (DYK) γ i = 2.7 t/m3

o İri agreganın “gevşek-kuru” birim hacim ağırlığı

γa = 1.5 t/m3

ÇÖZÜM

Challenge – Cook Bros, Inc 1975’e göre karışım tasarımı şu adımlardan oluşmaktadır.

• Karışım suyunun belirlenmesi: Karışım suyu verilen çökme değeri için maksimum agrega boyutunun bir fonksiyonudur. Dmak = 12.7 mm verildiğinden Çizelge-1’den karışım suyu Msu = 218 kg/m3 bulunmaktadır. Çizelge-1 Karışım Su Miktarı

Çökme, mm Maksimum agrega boyutu, mm

9.5 12.7 19 Karışım suyu miktarı (*), kg/m3

76-100 228 218 208 (*) Agreganın nemi dahil edilmiştir.

• Su/çimento oranının “α” kestirilmesi

Püskürtme betonun hedef dayanımı aşağıda verilen bağıntıdan

* Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999 kaynağından değiştirilerek alınmıştır.

247

3258.3234564.1250skƒƒ ph ≈=×+=⋅+= kgf/cm2

Standart sapma s = 45 kgf/cm2-kabul- (Bkz Bilgi Föyü: 13)

k* = 1.64 (Risk % 5’dir)

olarak hesaplanır

Çizelge-2 Önerilen α = Su/Çimento Oranı -Ağırlıkça-

28 günlük Basınç dayanımı-silindir- kgf/cm2 ç

su

MM

=α

345 0.48 275 0.57 205 0.68 135 0.81

Çizelge-2’den ƒ h** = 325 kgf/cm2 basınç dayanımı büyüklüğü için α = 0.50

alınabilir.

Bulunan α = (su/çimento) oranı aşağıda verilen diğer bir amprik ifade ile tahkik edilmiştir:

Arıoğlu, N., Girgin ve Arıoğlu, Ergin, 2004’den alıntılayan Arıoğlu, Ergin ve Arıoğlu, N., 2005’e göre

α+α+= -e 7.137)log( 3.392-1.692logƒ

olup, ƒ=32.5 MPa silindir dayanımı için α oranı

α+α+= -e 7.137)log( 3.392-1.692log325

yaklaşık 0.575 elde edilir. (Bkz. Şekil-1 veri sayısı n = 34, korelasyon katsayısı r = 0.995, 0.24 < α <0.8, ∅ 150 x 300 mm silindir dayanımı

10 MPa < ƒ < 75 MPa)

Her iki yaklaşımın aritmetik ortalaması alındığında α ≅ 0.54 bulunur.

* k= İstatistiksel faktör. k=1.64 değeri alınan numunelerin dayanımlarının ancak %5’inin proje dayanımının-karakteristik dayanım- altında kalmasına izin verir. Eğer risk yüzdesi % 10 seçilse idi anılan büyüklük k = 1.28 olacaktı. **Lifle güçlendirilmiş püskürtme betonun eğilme dayanımına dayandırılmış karışım tasarımında ƒe=ƒ(ƒb,Vl) ilişkisinin bilinmesi gerekmektedir. Bu ilişki

2ll

0.5be CVBVƒAƒ ++=

şeklinde ifade edilebilir (Song ve Hwang, 2004). ƒe= Eğilme dayanımı, ƒb= Yalın-lifsiz-betonun basınç dayanımı, Vl= Hacim ve lif içeriği, %, A, B ve C= Regresyon sabiteleri)

248

Şekil-1 Su/Çimento oranı ile basınç dayanımının değişimi ve Challenge- Cook Bros Inc.’e ait α oranı ve dayanım değerleri (Dayanımlar Ø150x300 mm silindir, n= Veri sayısı, r= Korelasyon katsayısı, r= 0,996)

• Çimento miktarının hesaplanması.

’den

kg/m3

• İri agrega miktarının belirlenmesi

Sözkonusu yöntemde iri agrega miktarı Mi,a , kumun incelik modülü “FM” ve maksimum agrega boyutuna “Dmak” bağlı olarak Çizelge-3’den bulunur.

Proje verileri (Dmak = 12.7 mm ve FM = 2.8 için Çizelgeden 676-724 kg/m3 değerleri okunmaktadır. Bu değerlerin aritmetik ortalaması alınırsa

kg/m3

bulunur. Çizelgedeki değerler iri agreganın kuru-gevşek birim hacim ağırlığının 1360 kg/m3 için geçerli olduğu hatırlanırsa projede verilen kuru gevşek birim

249

hacim değeri γg = 1500 kg/m3 göre düzeltilmesi gerekmektedir. Düzeltme sonucunda, iri agreganın miktarı

33

33

a,i m/kg772m/kg1360m/kg1500m/kg700M =

×=

olarak hesaplanır.

Çizelge-3 Çakıl* ve Kırmataş** İçin İri Agrega Miktarları, kg/m3

Kum Türü İncelik Modülü, F.M

İri agrega-çakıl-maksimum boyutu, Dmak, mm

9,5 12,7 19,0

İri F.M 2.80-3.0 599-658 741-800 895-955

Orta F.M 2.60-2.80 629-688 770-830 925-984

İnce F.M 2.40-2.60 658-718 801-860 955-1014

Kum Türü İncelik Modülü, F.M

İri agrega-kırmataş-maksimum boyutu, Dmak, mm 9,5 12,7 19,0

İri F.M 2.80-3.0 535-581 653-700 789-837

Orta F.M 2.60-2.80 558-605 676-724 813-860

İnce F.M 2.40-2.60 581-629 700-748 839-884 (*) Dere çakılının kuru – gevşek birim ağırlığı 1550 kg/m3 için geçerlidir. (*) Kırmataşın kuru – gevşek birim ağırlığı 1360 kg/m3 için geçerlidir.

• İnce agrega miktarının belirlenmesi:

Su, çimento ve iri agrega miktarları belirlendikten sonra “mutlak hacim” ve “yoğunluk” ifadesinden ince agrega miktarı “Mince,i” hesaplanabilir.

Mutlak hacim ifadesi:

ha,ince

a,ince

a,i

a,i

su

su

ç

ç V1000

M1000

M1000

M1000

M1 +

γ+

γ+

γ+

γ= , m3*

* Lifli püskürtme beton karışımında ise lif hacmi Vl

l

ll .1000

MVγ

= , m3/m3

olarak yukarıdaki genel ifadede dikkate alınmalıdır. Ml= Kullanılan lifin ağırlığı, kg/m3, γl= Lif malzemesinin yoğunluğu, t/m3. Çelik lif kullanımında γl=7.85 t/m3 alınır.

250

Burada: Mç = Çimento dozajı, kg/m3 Msu = Karışım suyu, kg/m3 Mi,a = İri agrega miktarı, kg/m3 Mince,a =İnce agrega miktarı, kg/m3 γç = Çimento yoğunluğu γç = 3.15 t/m3 γsu = Suyun yoğunluğu γsu = 1 t/m3 γ i,a = İri agrega yoğunluğu γ i,a = 2.7 t/m3 γ ince,a = İnce agrega yoğunluğu γ ince,a = 2.65 t/m3 Vh = Hava hacmi m3 , Lifsiz beton karışımlarında Vh ≅ 0.02 m3

Lifli betonlarda Vh ≅ 0.03 – 0.06 m3 aralığında değişir.

02.065.21000

M7.21000

77211000

21815.31000

4041 a,ince +×

+×

+×

+×

=

Mince,a ≈ 923 kg/m3

Σ Ma = Mi,a + Mince,a = 772+923 = 1695 kg/m3 (İri agrega/toplam agrega) karakteristik oranı (Mi,a/ΣMa=772/1695≅0.46)’ dir. Lifli püskürtme beton kullanımında ise bu oran toplam boşluk oranı=f(lif içeriği ve lif türü) ile denetlenmektedir (Bkz Şekil – 2, Jolin ve Beaupré, 2003). Yalın püskürtme beton için toplam boşluk oranının minimum olduğu (iri agrega/toplam agrega oranı) ise yaklaşık 0.45’ de elde edilmektedir.

Şekil- 2 Boşluk oranı= ƒ[lif içeriği, (iri agrega/toplam agrega oranı)] değişimleri (Dmak=10 mm, lif türü= Sentetik).

251

• Karışımın ıslak (plastik) yoğunluğu:

γp = Mç + Msu +ΣMa kg/m3

γp = 404+218+1695 = 2317 kg/m3

olarak hesaplanır. Σ Ma = toplam agrega miktarını ifade etmektedir.

• Deneme karışımı bileşenleri:

Deneme karışımına baz alınacak beton bileşenlerinin miktarları Çizelge-4’de topluca belirtilmiştir. Çizelge-4 Ağırlık ve Hacim Bazında Karışım Bileşenleri

Bileşen kg/m3 m3/m3 Çimento 404 0.128 Su 218 0.218 İri agrega 772 0.285 İnce agrega 923 0.348 Hava - 0.02 Toplam 2324 ∼ 1.00

Yukarıda hesaplanan bileşen miktarları “deneme karışımı” için geçerlidir. Anılan karışımdan üretilen örneklerin dayanım, işlenebilirlik, kaya cidarına yapışma ve geri sıçrama özellikleri dikkat alınarak “nihai karışım tasarım” aşamasına geçilir.

Karışıma koyulacak hızlandırıcı türü ve miktarı şu faktörlere bağlı olarak belirlenmelidir:

• Püskürtme betonun ilk kür sürelerinde istenen basınç dayanım değerleri. Örneğin ASTM-C42’e göre 8 saatlik basınç dayanımı 5 MPa, 1 günlük basınç dayanımı ise en az 10 MPa düzeyindedir. Viyana Yeraltı Metro inşaatlarında yaygın olarak kullanılan basınç dayanımı-kür süresi değişimleri aşağıda verilmiştir. (Basınç dayanım değerleri φ100×100 mm boyutunda karotlardan elde edilmiştir.) (Deix, 1990, Austrian Concrete Society, 1990) (Ayrıntılı Bilgi için Bkz Bilgi Föyü: 11).

Kür süresi Basınç Dayanımı , MPa

1 saat 0.5 -1 6 saat 1.7 - 5 1 gün 5 - 15

• Uygulamadan gayet iyi bilindiği üzere artan hızlandırıcı miktarı ile 28

günlük basınç dayanımı değerleri kontrol püskürtme betonun (katkısız) aynı

252

kür sürelerindeki dayanım değerlerinden %10 – 30 oranında daha azdır. Bu nedenle nihai dayanımda tolere edilebilecek azalım miktarı önemlidir. Gerçi son kuşak hızlandırıcı kullanımlarında nihai dayanımlardaki azalımın hemen hemen ihmal edilebilecek düzeyde olduğu rapor edilmektedir. (Melbye,1994, 2006).

• Tünel cidarından sızan su geliri ve basıncının yüksek olması durumunda çok erken dayanım kazanım – erken priz alma- özelliğine sahip püskürtme beton kullanılmalıdır. Keza aşırı ölçüde yerdeğiştirme özelliğine sahip yumuşak zemin/formasyonlarda tünel deformasyonlarının etkin bir şekilde dengelenmesi açısından püskürtme beton kaplamasının “erken taşıyıcılık” işlevi yaşamsal önem taşır. Bu uygulamalarda sodyum (Meyco SA 100) veya potasyum alüminatlı hızlandırıcılar (Meyco SA 160*, Sika L 120) tercih edilirler. (İskandinav tünel uygulamalarında kullanılan değiştirilmiş sodyum silikat veya su camının 2-4 saat süresinde çok yüksek basınç dayanımı sağlamadıkları burada hatırlatılmalıdır. Buna karşın her türlü çimento ile uyumu iyidir.)

• Kullanılacak hızlandırıcının çimento ile uyumun deneysel çalışmalarla (sertleşme zamanı=f(hızlandırıcı karakteristik eğrisinin elde edilmesi) kontrol edilmelidir.

• Hızlandırıcının çevresel etkilerinin en az düzeyde olmasına özen gösterilmektedir. Ayrıca, alkali oksitler-Na2O, K2O- reaktif silis içeren agregalar ile reaksiyona girerek uzun dönemde püskürtme beton kaplamasına “içsel hasarlar” verir. Bu nedenle kullanılacak hızlandırıcılar alkali-serbest (Na2O eşdeğeri bileşimde %1’den az bulunmalı) olmalıdır.

Alüminatlı hızlandırıcıların tipik kullanım dozajları bağlayıcı madde (Çimento+silika füme) ağırlığı cinsinden % 4-8’dir. Örnekteki 436 kg/m3 çimento dozajı için alt sınır kullanım oranı alınırsa

0.04×436 kg/m3 = 14.44 kg/m3

olarak bulunur. Projede 1 m3 lifsiz püskürtme beton maliyetinde hızlandırıcının parasal sarjının % 30-35 arasında değiştiği dikkate alınarak yeterli dozajın ekonomik-optimal-ölçüler içinde belirlenmesi önemlidir.

* Örneğin; Hüslen Tünel-İsviçre- Projesinde çimento ağırlığının % 5 oranında kullanılan Meyco SA 160 ile 12 ve 24 saatlik ve 28 günlük dayanımlar sırasıyla 18.5, 23.5-Hilti-, ve 61 MPa olarak elde edilmiştir. Bolu tünel projesinde 35 kg/m3 Meyco SA 160 kullanımı ile 8, 12, 24 saatlik ve 28 günlük ulaşılan basınç dayanımları sırasıyla şöyledir: 12.2, 13.9 (Hilti ile), 15.5 (Karot) ve 55.8 MPa (Karot) (Melbye, 2006)

253

PROBLEM : 16 ERKEN KÜR SÜRELERİNDE BASINÇ DAYANIMININ PENETROMETRE İLE BELİRLENMESİ VE SONUÇLARIN İSTATİSTİKSEL DEĞERLENDİRMESİ(*)

Bir püskürtme beton uygulamasına geçmeden önce erken kür süresinde püskürtme betonun basınç dayanımını kestirmek amacıyla şantiyede sabit el penetrometresi ile deneyler gerçekleştirilmiştir.

Deneysel çalışmaya ait büyüklükler ve istatistiksel değerlendirme sonuçları Çizelge-1’de verilmiştir: (İşlenmemiş veriler Prudencio , ? kaynağından alınmıştır.) Penetrasyon deneylerinde ortalama enerji büyüklüğü [uygulanan kuvvet×iğnenin püskürtme betona girme miktarı (penetrasyon derinliği)] 7 ile 10 N.m düzeyinde belirlenmiş olup iğnenin penetrasyon derinliği ise 4 ile 16 mm aralığında belirlenmiştir. (Kullanılan iri agreganın maksimum boyutu 9.5 mm) olup, numunelerin kür süreleri ise 9 - 40 saat aralığında değişmiştir. Karışıma ait bilgiler ise Çizelge-2’de yer almaktadır.)

Çizelge-1 Penetrometre Deney Sonuçları Karışım

Penetrasyon, mm

Basınç Dayanımı, MPa

Kür Süresi

No n P s V (%) n ƒ s V (%) Saat

1

16 12.85 0.92 7.2 4 1.24 0.08 6.6 9:15

15 8.06 0.78 9.7 4 3.59 0.11 3.1 12:00 16 6.86 0.53 9.0 4 6.23 0.50 8.0 15:10 15 6.26 0.78 12.4 4 9.55 0.51 5.4 18:15

2

16 15.82 1.21 7.7 4 0.71 0.06 9.1 11:05 16 8.48 0.76 9.0 4 2.89 0.14 4.9 16:50 16 7.03 0.84 11.9 4 4.82 0.18 3.6 21:40 16 6.51 0.50 7.6 4 7.18 0.14 1.9 26:30

3

15 13.84 1.21 8.8 4 0.93 0.03 3.5 14:55 15 9.20 0.86 9.3 4 2.11 0.06 2.9 20:15 16 7.71 0.71 9.2 4 3.43 0.11 3.2 25:10 16 6.24 0.55 8.8 4 7.70 0.23 3.0 40:30

n = Deney adedi, P = Ortalama penetrasyon derinliği, mm; s = Standart sapma, V = Değişkenlik katsayısı, V=(Standart sapma / Ortalama değer)×100, %; ƒ = Ortalama basınç dayanımı, MPa; -φ150×300 mm silindir numune

(*) Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, A., 1999 kaynağından alınmıştır.

254

Çizelge-2 Deneysel Çalışmada Kullanılan Püskürtme Beton Karışım Bileşenleri Bileşenler 1 2 3

Çimento, kg Su, kg Su/Çimento İri agrega, kg İnce agrega, kg Agrega/Çimento Çökme, mm

50.0 22.2 0.44 66.0 84.0

3 40

42.0 25.0 0.60 61.3 98.7

4 30

35.0 25.7 0.73 69.3 105.7

5 30

ÇÖZÜM

• Genel Bilgiler

Önceki deneysel çalışmaların birikimine göre artan penetrasyon derinliği ile “P” püskürtme betonun basınç dayanımı “f” azalır. Böyle bir değişimi ifade eden regresyon modeli

BPAƒ ⋅=

olarak seçilebilir. Bu regresyon modelinde A, B büyüklükleri ve korelasyon katsayısı ‘r’ şu şekilde belirlenebilir :

PlnBAlnƒln ⋅+= Logaritmik lineer ifadenin eğimi :

n)Pln()P(ln

n)ƒln)(Pln()ƒ)(lnP(ln

B 2i2

i

iiii

Σ−Σ

ΣΣ−Σ

=

Logaritmik lineer ifadenin sabit değeri:

Σ

−Σ

=n

PlnBn

ƒlnexpA ii

Korelasyon katsayısı:

Σ−Σ

Σ−Σ

ΣΣ

−Σ=

n)ƒln()f(ln

n)Pln()P(ln

n)ƒln)(Pln()ƒ)(lnP(ln

r2

i2i

2i2

i

2ii

ii2

’dir.

255

Yukarıdaki bağıntılarda Pi ve ƒ i sırasıyla ölçülen ölçülen penetrasyon derinliğini (mm) ve püskürtme betonun basınç dayanımını (MPa) göstermektedir. n ise deney sayısı olup n = 12’ dir. Aşağıda hesap tablosu özetle gösterilmiştir (Bkz Çizelge-3).

Çizelge-3 Üstel Regresyon Bağıntısına Ait Hesaplamalar i Pi ƒi (LnPi) (Lnƒi) (LnPi)2 (Lnƒi)2 LnPi.Lnƒ

i 1 12.85 1.24 2.553 0.215 6.520 0.046 0.549 2 8.06 3.59 2.087 1.278 4.355 1.634 2.667 3 6.86 6.23 1.926 1.829 3.708 3.347 3.523 4 6.26 9.55 1.834 2.257 3.364 5.092 4.139 5 15.82 0.71 2.761 -0.342 7.625 0.117 -0.946 6 8.48 2.89 2.138 1.061 4.570 1.126 2.269 7 7.03 4.82 1.950 1.573 3.803 2.474 3.067 8 6.51 7.18 1.873 1.971 3.509 3.886 3.693 9 13.84 0.93 2.628 -0.073 6.904 0.005 -0.191

10 9.20 2.11 2.219 0.747 4.925 0.558 1.657 11 7.71 3.43 2.043 1.233 4.172 1.519 2.518 12 6.24 7.70 1.831 2.041 3.352 4.167 3.737 Σ 108.8600 50.3800 25.8429 13.7899 56.8077 23.9703 26.6828

statistiksel büyüklükler:

615.2

12)8429.25(8077.56

127899.13x8429.256828.26

B 2 −=−

−=

74.880128429.25)615.2(

127899.13expA =

−−=

970.0

12)7899.13(9703.23

12)8429.25(8077.56

127899.13x8429.256828.26

r22

2

2 =

−

−

−

=

r = 0.985

olarak hesaplanır. Buna göre dayanım=ƒ(penetrasyon derinliği) değişimi

985.0r,880.35Pƒ -2.6148 ==

256

olmaktadır (Bkz Şekil-1).

f = 880.28 P -2.614

r2 = 0.970

0

2

4

6

8

10

12

0 5 10 15 20Penetrasyon Derinliği, P , mm

Püs

kürtm

e B

eton

Day

anım

ı, f,

MPa

1. Karışım2. Karışım3. Karışım

Şekil-1 Püskürtme Beton Dayanımı-Penetrasyon Derinliği Değişimi (n = Veri sayısı, r = korelasyon katsayısı)

• Değerlendirme

Regresyon analizi sonuçları değerlendirilirse, püskürtme betonun basınç dayanımı ile penetrasyon derinliği arasında anlamlı bir ilişki vardır. Bu ilişkiden yararlanılmak suretiyle sabit enerjili penetrasyon aletinden okunan penetrasyon derinliğinden püskürtme betonun erken kür süresindeki (9 - 40 saat) yerinde dayanımı büyüklüğü belirli bir presizyon ile kestirilebilir. Bu tür penetrasyon aletinde kestirilebilen basınç dayanım değerleri (1.0~8.0 MPa ) aralığındadır.

n=12, r2=0.970

257

PROBLEM : 17 SU GELİRİ VE YÜKSEK ARAZİ BASINCI OLAN BİR TÜNEL KAZISINDA UYGULANACAK PÜSKÜRTME BETON SINIFININ BELİRLENMESİ

Kuru yöntemle üretilen bir püskürtme beton karışımının erken kür-yaş-sürelerinde ulaştığı basınç dayanımları kullanılan hızlandırıcı türü bazında Çizelge-1’de verilmiştir. (Deneysel veriler Melbye, Dimmock ve Garshol, 2006 kaynağından alınmıştır). Çizelge-1 Hızlandırıcı Katkı Türüne Göre Erken Basınç Dayanımları Hızlandırıcı katkı türü Basınç dayanımı, MPa

15(*) 30(*) 1 4 6 12 24 Delvo crete hızlandırıcı S71-%4 çimento ağırlığı- 1.2 1.4 2.0 6.5 6.5 8.0 10.2

Meyco SA160 -%6 çimento ağırlığı- 0.5 0.7 0.8 0.9 6.0 20 20.5

(*) Yaş dakika, diğerleri saat

a) Avusturya Beton Birliği’nin -ACS- erken basınç dayanım ölçütlerini kullanarak deney sonuçlarını su geliri ve yüksek arazi basıncı beklenen tünel koşulları açısından irdeleyiniz.

b) Delvo crete hızlandırıcının kullanıldığı karışıma ait dayanım-yaş istatistiksel ilişkisini belirleyiniz.

ÇÖZÜM

• Genel Yukarıda adı geçen birlik tarafından kuru yöntemle üretilen püskürtme beton karışımlarının tünellerdeki kullanım koşullarını belirlemek amacıyla (erken kür süresi-basınç dayanımı) abağı geliştirmiştir (Bkz Şekil-1) (ACS, 1990’den alıntılayan Melbye ve Dimmock, 2001).

• Deney sonuçlarının değerlendirilmesi Çizelge-1’de rapor edilen basınç dayanım değerleri Şekil-1’deki abak üzerinde işlenmiştir. Şeklin incelenmesinden şu sonuçlara ulaşılmaktadır:

258

J3

J2

J1

DAKİKA

SAAT

Bas

ınç

daya

nım

ı,MPa

• J1 sınıfı : Herhangi bir erken yük taşıma istemi olmayan tünel kazılarında

uygun kuru püskürtme beton karışımıdır. Ayrıca; düşük toz içeriği ve geri sıçrama miktarı açısından avantajlıdır.

• J2 sınıfı :Arazi basınçlarını dengelemek amacıyla hemen uygulanabilen püskürtme beton karışımı. Bu tür karışım su taşıyan katmanlara uygulanabilir.

• J3 sınıfı :Çok zayıf arazi koşullarında veya aşırı su geliri olan tünel kazılarında uygulanmalıdır. Çok yüksek düzeyde toz ve geri sıçrama miktarı sözkonusudur. Ayrıca; ileriki kür süresinde basınç, eğilme dayanımlarında belirgin “azalmalar” olabilir.

Şekil-1 Avusturya Beton Birliği 1999’in erken yaş-basınç dayanım abağı (Delvo crete hızlandırıcı S71 Meyco SA160 katkılarına ait yaş-basınç dayanımı ilişkileri)

o Delvo crete S71 ticari kodlu hızlandırıcının kullanıldığı püskürtme beton karışımının erken yaşlarda sergilediği “dayanım kazanımı” performansı J3 ile temsil edilen eğri ile uyumludur. Daha açık deyişle anılan karışım su geliri yüksek olan tünel kazılarında ideal bir püskürtme betondur. Bu tür betonların ileriki yaşlardaki “dayanım kaybı” nihai değerlendirmede dikkatle irdelenmelidir.

259

o Meyco SA160’ın özellikle erken dayanım performansı daha zayıftır. t > 6 saatten sonra anılan hızlandırıcının gerçekleştirdiği “dayanım kazanımları” çok dikkat çekicidir.

• (Dayanım-Yaş) arasındaki istatistiksel ilişki Regresyon çözümlemesi sonucunda çıkartılan bağıntılar ve bunlara ait büyüklükler Çizelge-2’de görülmektedir. Şekil-2’de ise

Bt Alnƒ +=

değişimi çizilmiştir. İzlendiği gibi özellikle 0 < t < 12 saat aralığında püskürtme betonun dayanımındaki artış hızı çok belirgindir.

Çizelge-2 Basınç Dayanımı ile Kür Süresi Arasındaki İstatistiksel Bağıntılar

Model n A B r

BA.tƒ += 7 0,368 2,606 0,887 A.exp(B.t)ƒ = 7 2,183 0,0815 0,784

BA.tƒ = 7 2,305 0,519 0,981 BA.ln(t)ƒ += 7 2,068 3,116 0,981

ƒ=Basınç dayanımı, MPa; t= Yaş, saat; n= Regresyona giren data sayısı; A, B= Regresyon sabitleri; r= Korelasyon katsayısı.

Literatürde kuru yöntemle üretilen püskürtme beton karışımlarının basınç dayanımı için verilen bağıntı(*) (Maybee ve Cotesta 1999’dan alıntılayan Barton, 2005)

5.27-lnt 5.71ƒ = ; saat < t < 700 saat

problem kapsamında kullanılırsa Çizelge-3de belirtilen sonuçlar elde edilmektedir. Çizelgeden izlendiği gibi 24 saate ait deneysel veriler incelenen bağıntının sonuçlarıyla oldukça iyi uyum sergilemektedir Maybee ve Cotesta 1999’da kenetlenme-yapışma- dayanımının yaş ile değişimi

0.21lnt 09.0ƒk += , MPa

(*) Aynı kaynakta ıslak yöntemle hazırlanan püskürtme beton karışımlarının basınç dayanımı-yaş) ilişkisi şöyledir:

7.75-lnt 5.61ƒ = , MPa, t= Yaş, saat

260

şeklinde bir regresyon bağıntısıyla tanılanmaktadır. (t gün olarak alınacaktır) (Alıntılayan Banton, 2005). Örneğin t = 1 gün için püskürtme betonun yapışma dayanımı 0.21ƒk = MPa olarak kestirilmektedir. Deneyde elde edilen basınç dayanımı ile oranı

02.02.10

0.21ƒ

ƒk == (%2)

’dir.

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24t,yaþ saat

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

ƒ, B

asýn

ç da

yaný

mý,

MPa

ƒ=2.068.ln (t)+3.116n = 7, r = 0.981

Deney verisi

Şekil-2 Basınç dayanımının yaşa bağlı değişimi (Hızlandırıcı katkı türü: Delvo crete -%4 çimento ağırlığı) Çizelge-3 t (saat) 6 12 24 168 672 ƒ (MPa) ~5 8.9 12.8 24 32

261

[ƒ (t)/ƒ(672)] 0.16 0.28 0.4 0.75 1

ƒ= Basınç dayanımı, t=Yaş

PROBLEM : 18 BASINÇ DALGA YAYILMA HIZINDAN KAPLAMA BETONUNUN STATİK ELASTİK MODÜLÜNÜN KESTİRİLMESİ

Bir tünel beton kaplamasından alınan numuneler üzerinde çeşitli yaşlarda basınç-P-dalga yayılma hız değerleri ölçülmüştür (Çizelge-1). Betonun su/çimento oranı α=0.45-ağırlıkça-olup, birim hacim ağırlığı γb= 2300 kg/m3 ve Poisson oranı yaşa göre Şekil-1’den (Hesbah, Lachemi and Aïtcin, 2002) verilen değişimden alınacaktır.

Çizelge-1 Ölçülen Basınç Dalga Yayılma Hız Değerleri Yaş, saat 10 672 Basınç dalga yayılma hızı, km/sn 1.4 4.45

a) Aynı kaynakta rapor edilen Es=ƒ(Ed) regresyonundan yararlanarak veri-

len yaşlar için betonun statik modülünü belirleyerek sonuçları tartışınız. b) Kazı yarıçapı 2.5 m ve kaplama kalınlığı 15 cm olan bir dairesel tünelin

iksa sıkılığını hesaplayınız.

ÇÖZÜM

• Genel

o Dinamik elastik modül açılımı

Dinamik elastik modül, basınç-P-dalga yayılma hızına bağlı olarak

2bd V

)1()1)(21(E γ

υ−υ+υ−

=

formülünden hesaplanabilir (Arıoğlu,Ergin ve Arıoğlu, N., 2005). Burada Ed= Elastik modül MPa, υ=Dalganın yayıldığı ortamın-beton- Poisson oranı, γ = Ortamın birim hacim ağırlığı, kg/m3 ve Vb= Basınç-P-dalgasının ortamda yayılma hızı, km/sn. Kimi kaynaklarda, betonun Poisson oranının hidratasyon olgusundan başka bir deyişle basınç dayanım düzeyinden bağımsız olduğu ifade edilir (Truman vd. 1991 ve Oluokun vd 1991’den alıntılayan Schutter ve Taerwe,

262

1996). Yeni dökülen betonun Poisson oranı herhangi bir hacimsel değişiklik olmadığından ötürü υ=0.5 alınabilir.

Buna karşın, anılan mekanik büyüklük hidratasyon derecesine bağlı olarak

r.10e 5.02rsin18.0)r( −+

π=υ

şeklinde tanımlanmaktadır (Brameshuber, 1987’den alıntılayan Schutter ve Taerwe, 1996). Örneğin hidratasyon derecesinin r = 0.05 (%) -çok erken yaşlar- olduğu durumda υ≈0.45 mertebesindedir. İleriki yaşlarda-hidratasyon derecesinin 1’e yaklaştığı durumda- ise Poisson oranının değeri υ≈0.2 olmaktadır. Mesbah vd. 2002 kaynağında ise Poisson oranının* gelişimi (su/çimento) oranı ve yaş cinsinden verilmiştir (Şekil-1). Hidratasyon derecesinin pratik mühendislik çalışmalarında belirlemek çok zor olacağından problem çözümünde Şekil-1’in kullanımı benimsenmiştir. t > 20 saat durumunda Poisson oranının azalan (su/çimento) oranı ile arttığı söz edilebilir.

Şekil-1 Poisson oranının α = su/çimento-ağırlıkça- ve yaş ile değişimleri

o Statik elastik modül açılımı * Lifli püskürtme beton Poisson oranına ilişkin deneysel veri bulunmama durumunda lifli dökme betonlar için literatürde verilen regresyon ifadeleri kullanılabilir. Örneğin, υ=0,01.ƒb

0,167+0,0001.ƒb.RI+0,012.RI (Thomas ve Ramaswamy, 2007), ƒb= Yalın - lifsiz-betonun küp-15 cm-basınç dayanımı,MPa,(35MPa<ƒb<85MPa), RI= Güçlendirme

indisi, l

lRI = V .

d, Vl= Lif içeriği, hacimce, %, l/d= Narinlik oranı, l= Lif boyu, d= Lif

çapı. Pratik mühendislik hesaplamalarında “lif ilavesi”’ nin Poisson oranı üzerindeki etkisi ihmal edilebilir. Bu değerlendirme statik elastik modül için de geçerlidir.

Yaş, saat

263

Statik elastik modül Es ile dinamik elastik ödül Ed arasında çıkartılan regresyon bağıntısı aşağıda verilmiştir (Mesbah vd 2002).

2.3d

11s )1600E 65(10.9E +=

(Es ve Ed’nin birimleri GPa olarak alınacaktır) o Kaplamanın “sıkılık” büyüklüğü

İksanın (basınç-yerdeğiştirme karakteristik eğrisinin yatayla yaptığı açı “sıkılık” değerini tanımlar (Şekil-2) ve değeri

[ ][ ]2

k2k

2k

2ks

p )tr(r)21()1()tr(rEK

−+υ−υ+−−

=

bağıntısından hesaplanabilir (Brady ve Brown, 2005). Açıktır ki beton kaplamanın “sıkılığı”nı denetleyen temel tasarım büyüklükleri statik elastik modül ve kaplama kalınlığıdır. (Bağıntıda kullanılan sembollerin açıklamaları Şekil-2’de verilmiştir)

00

Radyal yerdeðiþtirme, u

Kp

ArazininP=ƒ(u)eðrisi

BetonkaplamanýnPk=ƒ(u)

Dengenoktasý

Kaplamanýnyapýlmasý

(P≡Pk)

Şekil-2 Beton veya püskürtme beton kaplamasının sıkılık değeri

• Dinamik elastik modülünün hesaplanması Poisson oranı υ verilen yaşlar için Şekil-1’den kestirilmiştir. υ ve Vb hız değerleri belli olduğuna göre, dinamik elastik modül büyüklüğü bulunabilir:

Kp = Beton/p.beton kaplamanın “sıkılık” değeri

Es = Beton/püskürtme betonun statik elastik modülü

rk = Dairesel kesitli tünelin kazı yarıçapı

t = Beton/püskürtme beton kaplama kalınlığı

υ = Betonun Poisson oranı u = Kaplamının radyal

yerdeğiştirme miktarı

264

t= 10 saate karşı gelen υ ≈ 0.21 ve ölçülen Vb = 1.4 km/sn için

22bd )4.1.(2300x

)21.01()21.01)(21.0x21(V.

)1()1)(21(E

−+−

=γυ−

υ+υ−=

MPa 4004 ≈ ve t= 672 saate karşı gelen υ ≈ 0.23 ve ölçülen Vb = 4.45 km/sn için benzer şekilde Ed ≈ 39287 MPa

• Statik elastik modülünün kestirilmesi Yukarıda verilen regresyon bağıntısından yararlanarak t = 10 ve t = 672 saatlik beton yaşları için statik elastik modül değerleri aşağıda hesaplanmıştır:

GPa61.2)16004x65(10.9)1600E65(10.9E 2.3112.3d

11s =+=+= −−

GPa 14.34)1600287.39x65(10.9E 2.311

s ≈+= −

• Basınç dayanımının kestirilmesi Basınç dalga yayılım hızından basınç dayanım değeri dolaylı şekilde kestirilebilir. Güncel beton literatüründe bildirilen amprik bağıntıya göre ( )bBVexp Aƒ = ’dir (Lin vd 2007). Burada ƒ= Basınç dayanımı, MPa-∅ 100 x 200 mm silindir numune-, A ve B = Regresyon katsayıları. Bu değerler A, B = ƒ (Mi,a) ile ifade edilmektedir. Mi,a = Karışımda kullanılan iri agrega miktarı, kg/m3, Vb = Basınç dalgasının yayılma hızı, m/sn. Örneğin; Mi,a = 800 kg/m3 için A ve B değerleri sırasıyla 0.00294 ve 0.00218 olmaktadır. Bir mertebe yaklaşımı yapılarak Vb = 4.45 km/sn = 4450 m/sn için basınç dayanımı ( ) MPa 48500.00218x44exp 00294.0ƒ == olarak bulunabilir. Bu değerden hareketle statik elastik modül büyüklüğü; MPa 33291)84(43003500ƒ)(43003500E 0.50.5

s =+=+= kestirilir (Gardner ve Zhao, 1993). Dinamik elastik modülden hesaplanan statik elastik modül değeri yukarıda Es =34.14 GPa = 34140 MPa olarak bulunmuştu.

265

Diğer kelimelerle çok farklı yaklaşımlardan hareketle elde edilen “basınç dayanımı”nın oldukça uygun bir değer olduğu söylenebilir.

• Kaplamanın sıkılık değeri Verilen ve hesaplanan değerler incelenen yaşlar için bağıntıda yerine koyulursa

[ ][ ]

GPa 1715.0)15.05.2()5.2(x)21.0x21()21.01(

)15.05.2()5.2(61.2K22

22

p =−+−+

−−=

ve

Kp ≈ 2.27 GPa

elde edilmektedir. Görüldüğü gibi yaşla betonun elastik modül değeri arttığından kaplamanın “sıkılık” büyüklüğü de artmaktadır.

• Değerlendirme Problem kapsamında elde edilen sayısal sonuçlardan şu değerlendirmeler yapılabilir:

o Betonun yaşı ile birlikte dinamik ve statik elastik modül değerleri artmaktadır. Bu ise kaplama “sıkılığı”nın yaşla artması demektir. Püskürtme betonun karışım bileşenlerini ayarlamak suretiyle özellikle erken yaşlarda arazi koşullarına uygun kaplama “sıkılık” değerleri sağlanabilir. Örneğin;arazi (basınç-yerdeğiştirme) eğrisi kazı yapılır yapılmaz dengelenmesi isteniyorsa püskürtme betonun ilk saatlerindeki sıkılığı yüksek olmalıdır.

o (Ed/Es) modül oranı yaşa bağlı olarak değişmektedir. 10 saatlik betonda anılan oran Ed/Es = 1.53 iken 672 saatlik (28 gün) betonda ise 1.15 değerine azalmaktadır.

266

PROBLEM : 19 PÜSKÜRTME BETON DENEME VE YERİNDE KAROT BASINÇ DAYANIMLARININ KABUL ÖLÇÜTLERİ(*)

Geçici iksa olarak kullanılacak püskürtme beton uygulamasına başlamadan önce ön kalite kontrol amacıyla hazırlanan karışım deney panosuna (1000 × 1000 ×200 mm) püskürtülmüştür. 1 ve 7 günlük basınç dayanımı değerlerini tahkik amacıyla narinlik oranı l= (yükseklik/çap) = (100 mm/100 mm) =1 olan 4 adet karot, 1.günün sonunda deney panosundan çıkartılmıştır. 7 günlük basınç deneylerinde kullanılacak karotlar deney zamanına kadar +20 ºC sıcaklığındaki su havuzunda kür edilmiştir. Elde edilen deney sonuçları Çizelge-1’de gösterilmiştir. Deneme karışımlarına ait kabul ölçütlerini kullanarak gerekli tahkikleri yapınız. Çizelge-1 Basınç Dayanımları, MPa

Kür Süresi, gün

1 7

14.2 30.6 15.8 29.4 13.2 32.0 13.8 30.9

ÇÖZÜM

• Genel

Geçici iksa olarak kullanılacak püskürtme beton BS normlarına göre “P1” sınıfı ile temsil edilmektedir Bkz Çizelge-1). Bu sınıfa ait püskürtme betonun deney karışımının kabulu için aşağıdaki koşulları yerine getirmelidir (BS’den alıntılayan Melbye,1998). 1 günlük püskürtme beton için

(*) Arıoğlu, Ergin ve Yüksel, 1999 kaynağından alınmıştır.

267

I

II

0.2ƒƒ 1,p1 +≥ MPa

7 günlük püskürtme beton için 0.3ƒƒ 7,p7 +≥ MPa

1 günlük püskürtme beton için

0.2ƒƒ 1,pmin −≥ MPa

7 günlük püskürtme beton için

0.3ƒƒ 7,pmin −≥ MPa

Burada:

ƒ = 4 adet (l=1) karot dayanımının aritmetik ortalaması

ƒp,1, ƒp,7 = sırasıyla 1. ve 7. günlere ait proje dayanımı (15 cm küp dayanımı(*) cinsinden, MPa

ƒ min = Karot basınç dayanım deneyinde belirlenen en düşük deney sonucu, MPa

P1 sınıfında temsil edilen püskürtme betonda fp,1=10 MPa ve fp,7=28 MPa olarak alınmaktadır. (Bakınız Çizelge-2 Melbye, 1998).

Çizelge-2 Püskürtme Beton Sınıfları ve Dayanım Değerleri Parametre

Yerinde karakteristik küp dayanımı

Test Yöntemi

Püskürtme beton sınıfı

P1

Püskürtme beton sınıfı

P2

Püskürtme beton sınıfı

P3

Şantiye deneme karışımı 1 gün

BS 1881

10 MPa

-

-

7 gün BS 1881 28 MPa 20 MPa -

28 gün BS 1881 45 MPa 37 MPa 30 MPa Şantiye üretim karışımı 1 gün

BS 1881

8 MPa

-

-

7 gün BS 1881 21 MPa 20 MPa -

28 gün BS 1881 33,7 MPa 28 MPa 23 MPa

P1 Geçici iksa olarak kullanılan çelik lifli püskürtme beton

(*) 1

cm10cm10

çapyükseklik

===l olan karot numunenin dayanımı 15 cm boyutundaki

küp nümunenin dayanımına eşdeğerdir. (Arıoğlu, Ergin ve Arıoğlu, N, 1998; 2005)

268

P2 Kalıcı iksa olarak kullanılan çelik lifli püskürtme beton

P3 P1 veya P2 sınıfında püskürtme beton üzerine koruyucu olarak kullanılan lifsiz püskürtme beton

• Deney sonuçları değerlendirilirse

1 ve 7 günlük karotların basınç dayanımlarının aritmetik ortalaması

25.144

8.132.138.152.144f

ƒ 1,i1 =

+++=

Σ= MPa

72.304

9.300.324.296.304f

ƒ 7,i7 =

+++=

Σ= MPa

Minimum deney sonuçları

2.13ƒ 1min, = MPa

4.29ƒ 7min, = MPa

’dir. İstenen koşullar kür süreleri (1 gün ve 7 gün) bazında ayrı ayrı tahkik edilirse:

120.2100.2ƒ 1,p =+=+ MPa

MPa25.14ƒ1 = > Mpa12

80.2100.2ƒ 1,p =−=− MPa

MPa2.13ƒ 1min, = > Mpa8

310.3280.3ƒ 7,p =+=+ MPa

MPa31MPa72.30ƒ7 ≈=

Mpa250.3280.3ƒ 7,p =−=−

MPa4.29ƒ 7min, = > MPa 25

Deney karışımının istenilen koşulları yerine getirdiği anlaşılmaktadır. Eğer 1 ve 28(*) günlük basınç deneyleri için koşullardan biri veya ikisi de sağlamıyorsa

(*) 28 günlük basınç dayanımları için

0.3ƒƒ 28,p +≥ MPa ve 0.3ƒƒ 28,pmin −≥ MPa, MPa 45ƒ 28,p = (Bkz Çizelge-1)

269

karışım tasarımı kullanılmadan önce kesinlikle yeniden gözden geçirilmelidir. (7 günlük dayanım deney sonuçları anılan normda “itibari” olarak değerlendirilmektedir.) Eğer püskürtme beton karışımında kullanılan malzemeler değişmiş ise örneğin agrega temin edilen ocağın değişmesi, tekrar deneme karışımı yapılarak normun öngördüğü koşulların sağlanıp sağlanmadığı kontrol edilmelidir.

Şekil 1a’da deneme karışımlarına ait basınç dayanımlarının, Şekil-1b’de ise tünel kaplamasından alınan karotların basınç dayanımlarının yerine getirmesi gereken koşulları göstermektedir.

(a) 1 günlük kür için 4 adet karot 28 günlük kür için 4 adet karot (φ100×100 mm)

Koşullar: 0.2ƒƒ 1,p +≥ ,MPa 0.2ƒƒ 1,pmin −≥ ,MPa

0.3ƒƒ 28,p +≥ ,MPa

0.3ƒƒ 28,pmin −≥ ,MPa

(b) İşin gereği olarak 100 m3 ~ 200 m3’de olmak üzere kaplamadan 6 adet karot alınır (φ100×100 mm)

Koşullar: 0.2ƒƒ 1,p +≥ ,MPa 0.2ƒƒ 1,pmin −≥ ,MPa

0.3ƒƒ 28,p +≥ ,MPa 0.3ƒƒ 28,pmin −≥ ,MPa

ƒ = Üretilen her püskürtme beton birimine-parti/grup-ait deney sonuçlarının aritmetik ortalaması, MPa

ƒp = Proje dayanımı, MPa, 15 cm küp dayanımı cinsinden. İndisler 1 ve 28

a

b

270

günlük proje dayanımlarını ifade etmektedir (P sınıfına göre değer alır).

ƒmin = Deney sonuçlarında veya deney gruplarında elde edilen en az dayanım değeri, MPa

ƒp = Gruplara ait 4 ardıl ortalama değeri Şekil-1 Deneme ve şantiye üretim karışımları basınç dayanımları kabul ölçütleri

PROBLEM: 20 KURU YÖNTEMLE ŞANTİYE KOŞULLARINDA ÜRETİLEN PÜSKÜRTME BETONLARDA (ORTALAMA DAYANIM – STANDART SAPMA) İLİŞKİSİ

Çeşitli şantiyelerde kuru yöntemle üretilen püskürtme betonların 3, 7 ve 28 günlük kür sürelerine karşı gelen basınç dayanımlarına ve yoğunluk değerlerine ilişkin istatistiksel büyüklükleri – ortalama değer, standart sapma, değişim aralığı Çizelge-1’ de topluca belirtilmiştir (Hills, 1980). Sonuçları kalite kontrol açısından yorumlayınız. ÇÖZÜM

• Genel

Kalite kontrol çalışmalarının genel performansını ifade eden temel istatistiksel büyüklük “değişkenlik katsayısı” olup,

sV = x100X

, %

bağıntısı ile tanımlanmaktadır. s= Standart sapma, X = Ortalama değer.

o Ortalama değer: ∑

n

ii=1

XX =

n

o Standart sapma: ( )∑

2

iX - Xs =

n -1, n≤30 adet.

(n> 30 adet ise (n-1) yerine n alınacaktır).

o Değişim aralığı: (Xmak - Xmin)

271

Açıklanmamış terimlerin anlamları şunlardır: Xi= Ölçülen değer, n= Numune sayısı, Xmak, Xmin= Sırasıyla veri grubunda ölçülen maksimum ve minimum değerler.

272

Çizelge-1 Kuru Yöntemle Şantiye Kullarında Üretilen Püskürtme Betonlara Ait İstatistiksel Büyüklükler

Şantiye

Basınç Dayanımı, MPa (Hesaplanan Küp Dayanımı) Yoğunluk, kg/m3

3 gün 7 gün 28 gün 28 gün

n kƒ ƒmak - ƒmin s n kƒ ƒmak - ƒmin s n kƒ ƒmak - ƒmin s n kγ ƒmak - ƒmin s

A 12 25 34.5-11.0 8.1 76 49 71.5-25.0 10.8 76 67.5 95-41.5 11.2 76 2320 2490-2230 59

B 10 34 49.0-20.0 11.7 76 49.5 77.0-30.0 9.9 82 64 83.5-45 8.6 82 2260 2360-2210 28

C 40 30 40.0-22.0 4.2 102 44.5 65.0-13.5 11.4 100 62.5 87-31.5 11.2 100 2250 2310-2170 30

D - - - - 98 51 79.5-28.0 12.2 82 77.5 107-40 14.1 82 2300 2340-2240 24

n = Numune sayısı

kƒ = Ortalama eşdeğer basınç dayanımı 15 cm boyutlu küp, l = (yükseklik/çap)=1 olan karot dayanımı, karot alma yönü yatay ƒmak - ƒmin = Aralık, ƒmak = Maksimum basınç dayanımı, ƒmin = Minimum basınç dayanımı s = Standart sapma

kγ = Ortalama karot yoğunluğu

271

273

Genel standart sapma aşağıda verilen bağıntı gereğince, kalite kontrol aşamalarında oluşan “standart sapma büyüklükleriyle” ilintilidir:

2 2 2 2ç a ü n,ds = s + s + s + s

Okuyucuya fikir vermek amacıyla beton sektöründe tipik standart sapma değerinin – s=4,5 MPa – bileşenleri Çizelge – 2’ de belirtilmiştir (Dewar ve Andersen , 1988).

Çizelge-2 s=4.5 MPa Değerinin Bileşenleri, MPa Bileşen MPa

• Çimento • Agrega • Üretim • Numune ve test

2.5 2 2.5 2

Kalite kontrol çalışmalarının genel başarımını arttırmanın yegane yolu, etkin kontrol programları uygulayarak tüm aşamalardaki “sapmalar”’ ın düzeyini elverdiği ölçüde aşağı çekmektir. Karışım tasarımının hedef dayanımının “standart sapma” değerine bağlı olduğu – ƒh=ƒp+k.s – dikkate alındığında azalan “standart sapma” ile ciddi boyutta “malzeme ekonomisi” sağlayacağı açıkça anlaşılmaktadır.

İstatistiksel büyüklüklere ilişkin daha ayrıntılı bilgi (Arıoğlu, Ergin ve Arıoğlu, N 2005) kaynağından sağlanabilir.

• Sonuçların Değerlendirilmesi

Çizelge-2 ve Şekil-1’ den ulaşılan kimi sonuçlar aşağıda sıralanmıştır:

o Standart sapma değerleri numune sayısına – n≤ 30 adet – göre düzeltme* yapılmaksızın değerlendirildiğinde, erken kür sürelerinde elde edilen değişkenlik katsayısı ileriki kür süreleri için hesaplanan değerlerinden daha büyük bulunmuştur.

* Verilen şantiye koşulları altında gerek standart sapma gerekse değişkenlik katsayısı kür süresi ve numune sayısının fonksiyonudur. Genelde verilen n sayısı ve erken kür süresi için basınç dayanımında hesaplanan standart sapma ve değişkenlik katsayısı değerleri büyüktür. Verilen kür süresi için standart sapma ve değişkenlik katsayısı artan numune sayısıyla azalır. Normal beton üretimlerinde yaklaşık n=15 – 20’ den sonra anılan istatistiksel büyüklüklerin azalım hızı büyük ölçüde sıfır olmaktadır. Daha açık deyişle değişim sabitleşmektedir (Novokshchenov, 1995; Arıoğlu, Ergin ve Girgin, 1998).

274

Hazır beton/prefabrik sektöründe “değişkenlik katsayısı” genelde %10 – 15 aralığında belirlenirken, kuru yöntemle üretilen püskürtme betonlarda aynı büyüklük biraz daha geniş aralıkta (%13-25) değişmiştir. Bu farklılık, büyük ölçüde “üretim” aşamasındaki beklenen sapmalardan – su/çimento oranındaki değişimler, geri sıçrama olgusu, operatörün deneyimi, vb. – kaynaklanmıştır.

o Ortalama basınç dayanımı ƒ ile standart sapma, s arasında pozitif doğrusal regresyon ifadesi çıkartılmıştır (Bkz Şekil-1). Beton sektöründe ise 5 MPa < ƒ <30 MPa aralığında standart sapma=f(ortalama dayanım) olarak, ƒ >30 MPa durumunda anılan istatistiksel büyüklük ortalama dayanım düzeyinden tamamen bağımsız alınmaktadır. Kimi araştırmacıların çalışmalarına göre (5 MPa < ƒ <80 MPa) aralığında standart sapma= A(ortalama dayanım) bağıntısıyla ifade edilmektedir. A≈V’ dir (Neville, 1995; Taerwe, 1993). Arıoğlu, Ergin, 1995 çalışmasında da s = ƒ ( ƒ )* olarak elde edilmiştir. Diğer kelimelerle hedef dayanım “standart sapma” yerine “değişkenlik katsayısı”’ na dayandırılabilir:

k.V-1ƒ

ƒ ph =

(ƒh= Hedef dayanım, ƒb= Proje basınç dayanımı, k= Üretimde, proje dayanımından düşük betonların kabul edilen düzeyine bağlı istatistiksel faktör. Örneğin, %5 için k=1.64 olmaktadır).

o Yoğunluk değerlerinde hesaplanan değişkenlik katsayısı %2.5’ in altında kalmıştır. Bu bulgu ise anılan büyüklüğün “üniform” olduğunu işaret etmektedir.

* (*) Bu kaynakta standart sapma, s ile ortalama dayanım, ƒ - silindir numune - arasında çıkartılan regresyon bağıntısı

s = 0.0003 2ƒ + 0.0067 ƒ +2.0586, 26 MPa < ƒ < 110 MPa, n=69, r=0.810’ dur.

(n= Veri sayısı, r= Korelasyon katsayısı).

275

Basınç Dayanımı ƒ , MPa

Standart Sapma s, MPa

Değişkenlik Katsayısı V, (%)

25.0 8.10 32.4 34.0 11.70 34.4 30.0 4.20 14.0 49.0 10.80 22.0 49.5 9.90 20.0 44.5 11.40 25.6 51.0 12.20 23.9 67.5 11.20 16.6 64.0 8.60 13.4 62.5 11.20 17.9 77.5 14.10 18.2

20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

Şekil-1 Kuru yöntemle üretilen püskürtme betonlarda değişkenlik katsayısı ve standart sapma-ortalama basınç dayanımı ilişkisi (n= veri sayısı, r= korelasyon katsayısı).

Ortalama Basınç Dayanımı, ƒ , MPa

Stan

dart

Sap

ma,

s, M

Pa

5.54ƒ095.0s += n=11, r=0.598

Şantiye normal beton üretimlerinde yaygın standart sapmalar

Kalite kontrolün iyileştirilmesi

275

KAYNAKLAR*

ACI 506R-90, Guide to Shotcrete, ACI Committee 506, American Concrete Institute, 1995.

ACS, Guideline Sprayed Concrete, Austrian Concrete Society, Wien, Edition August 2006.

Alemo, J., Holmgren, J., Skarendahl, A., “Steel Fibre Concrete Testing and Evaluation, Shotcrete for Underground Support,?”.

American Society of Civil Engineers, Guidelines for Tunnel Lining Design, (Ed: T.D. O’Rourke), American Society of Civil Engineers, New York, 1984.

Ansell, A., “A Finite Element Model for Dynamic Analysis of Shotcrete on Rock Subjected to Blast Induced Vibrations”, Shotcrete: More Engineering Developments, London, 2004a, pp 15-25.

Ansell, A., “In-Situ Testing of Young Shotcrete Subjected to Vibrations from Blasting”, Tunnelling and Underground Space Technology, 19, 2004b, pp 587-596.

Arıoğlu Başar, Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, “İzmir Metrosu Nene Hatun Tüneli Üretim Parametreleri ve Değerlendirilmesi”, V. Ulusal Kaya Mekaniği Sempozyumu, Isparta, 2000, s 21-33.

Arıoğlu, Başar, Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, “İzmir Metro Projesi Nenehatun Tünelinde Geoteknik Çalışmalar ve Değerlendirilmesi”, ECAS2002 Uluslararası Yapı ve Deprem Mühendisliği Sempozyumu, ODTÜ, Ankara, 2002, s 1-11.

Arıoğlu, Başar, Arıoğlu, Ergin, Yüksel, A., “İncirli M. İnönü Tünelinde Su Geliri ve Yapım Çalışmalarına Etkisi”, Su Kongresi-95, İstanbul, Haziran 1995, s 49-59

Arıoğlu, Ergin, “Çimento ile Stabilize Edilen Dolgu Karışımlarının (Mermer Agregası-Atık) Kayma Büyüklükleri”, Kaya Mekaniği Bülteni, 3 Türk Ulusal Kaya Mekaniği Derneği, s 53-61, 1985.

Arıoğlu, Ergin, “Yüksek Dayanımlı Betonların Karışım Tasarımı İçin Ortalama – Standart Sapma İlişkisinin Araştırılması”, Beton Prefabrikasyon, Sayı: 36, Ekim 1995, s 23-27.

Arıoğlu, Ergin, Kaya Mekaniği Ders Notları, İ.T.Ü. Maden Mühendisliği Bölümü, İstanbul, Ekim-Kasım, 1995.

Arıoğlu, Ergin, “Silika Füme İçeren Beton Karışımlarının (20 MPa < ƒ28 < 120 MPa) Karışım Tasarımlarının Rasyonelleştirilmesi”, Prof. Dr. Rıfat Yarar Sempozyumu, Editör: S.S. Tezcan, Cilt I, İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Dekanlığı-Türkiye Deprem Vakfı Yayını, Aralık 1997, s 1-15.

* Kaynak listesinde yer alan bir kaç kaynağa ait “kimlik bilgileri” eksik verilmiştir. Bundan ötürü okurlarımızdan özür dileriz

276

Arıoğlu, Ergin, “Tek Eksenli Basınç Altında- Maksimum Gerilmedeki Betonun Birim Kısalma Büyüklüğünün İstatistiksel Yaklaşımla Belirlenmesi”, Prf. İ. Turgan Sempozyumu İ.T.Ü. İnşaat Fak. ve Yapı Merkezi, Maslak, İstanbul, Kasım 1995, s 49-59.

Arıoğlu, Ergin, “Optimum Support of Development Roadways”, Chapter-8, Geomechanical Criteria for Underground Coal Mines Design, (Editor: Danuta Krzyszton) International Bureau of Strata Mechanics, Central Mining Institute, Katowice, 1995, pp 185-240.

Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, B., Girgin, C., “Stability Evaluation and Design of Tunnel Openings in Brittle-Massive Rock Masses”, Third International Symposium on Sprayed Concrete Gol, Norway, September, 1999, pp 28-38.

Arıoğlu, Başar, Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, “İncirli M. İnönü Tüneli Yapım Çalışmaları ve Üretim Parametreleri” Ulaşımda Yeraltı Kazıları 1. Sempozyumu, TMMOB Maden Mühendisleri Odası İstanbul Şubesi, İstanbul, 1994, s 145-163

Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, B., Girgin, C., “Tünellerde Çelik Lifli Püskürtme Beton Tasarımı, Mekanik Büyüklükler ve Kalite Kontrol İlkeleri”, Çelik Tel Donatılı Betonlar Sempozyumu, Sabancı Center, İstanbul, 24 Kasım, 1999.

Arıoğlu, Ergin, Girgin, C., “Tünel Mühendisliğinde Çelik Lifli Püskürtme Betonun Mekanik Özellikleri ve Boyutlandırma Esasları”, Yapı Merkezi AR-GE Bölümü Raporu, İTÜ İnşaat Fakültesi Konferans Salonu, Mayıs, İstanbul, 1998.

Arıoğlu, Ergin, Arıoğlu, N., Üst ve Alt Yapılarda Beton Karot Deneyleri ve Değerlendirilmesi (Genişletilmiş II. Baskı), Evrim Yayınevi, İstanbul, 2005.

Arıoğlu, Ergin, Girgin, C., “Çelik Lifli Püskürtme Beton Kaplama Tasarımı-Kaya Patlama Olayına Maruz Tünellerde Kullanım”, 4. Ulusal Kaya Mekaniği Sempozyumu Bildiriler Kitabı, Türk Ulusal Kaya Mekaniği Derneği, Zonguldak, Ekim, 1998.

Arıoğlu, Ergin, Yüksel, A., “Mix Design for Underground Structural Support”, Journal of Mines, Metals & Fuels, India, January-February, 1986.

Arıoğlu, Ergin, Yüksel, A., Tünel ve Yeraltı Mühendislik Yapılarında Çözümlü Püskürtme Beton Problemleri, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, İstanbul Şubesi, İstanbul, Temmuz 1999.

Arıoğlu, N., Girgin, C., Arıoğlu, Ergin, “Evaluation of Ratio Between Splitting Tensile Strength and Compressive Strength for Concretes up to 120 MPa and its Application in Strength Criterion”, ACI Material Journal, V.102, No: 1, January-February 2006, pp 18-24.

Armelin, H.S., Rebound and Toughening Mechanisms in Steel Fiber Reinforced Dry-Mix Shotcrete, PHD Thesis, the University of British Columbia, August 1997.

Armelin, H.S., Banthia, N., “Steel Fiber Rebound in Shotcrete”, Concrete International, Vol.20, N0: 9, September 1998, pp 74-79.

277

Armelin, H.S., Helene, P., “Physical and Mechanical Properties of Steel Fibre Reinforced Dry-Mix Shotcrete”, ACI Material Journal, Vol.92, No: 3, May-June 1995.

Aykar, E, Arıoğlu, B, Erdirik, N, Yüksel, A, Arıolu, Ergin, Yoldaş, R., ITA-AITES 2005 World Tunnel Congress Underground Space Use: Analysis of the Past and Lessons for the Future-Erdem & Solak (eds) Taylor & Francis Group, London, 2005, pp 973-979.

Austrian Concrete Society, Guideline on Shotcrete, Part I, Application, Austrian Concrete Society, Wien, January, 2007.

Banthia,N. and Bindiganavile,V., “Fiber-Reinforced Shotcrete, Concrete International, April 2007, pp 53-58.

Banthia, N., Trottier, J.F., Beaupre, D., “Steel Fibre Reinforced Wet-Mix Shotcrete: Comparisons with Cast Concrete”, Journal Materials in Civil Engineering, Vol.6, No: 3, August 1994, pp 430-437.

Banthia, N., Trottier, J.F., Wood, D. and Beaupre, D., “Influence of Fiber Geometry in Steel-Fiber Reinforced Dry-Mix Shotcrete”, Concrete International, May 1992, pp 24-28.

Banthia, N., Trottier, J.F., Beaupre, D. and Wood, D. “Influence of Fiber Geometry in Steel-Fiber Reinforced Wet-Mix Shotcrete”, Concrete International, June 1994.

Banthia, N., Trottier, J.F., Wood, D. and Beaupre, D., Espley, S., “Influence of Fiber Geometry in Steel-Fiber Reinforced Dry-Mix Shotcrete”, Concrete International, May 1992, pp 24-28.

Banton, C., Dederichs, M.S., Hutchinson, D.J., “Mechanisms of Shotcrete Roof Support”, Shotcrete: More Engineering Developments, London, 2004, pp 39-45.

Banton, C., Diederichs, M.S., Hutchinson, D.J., Espley, S., “Influence of Fiber Geometry in Steel-Fiber Reinforced Dry-Mix Shotcrete”, Concrete International, May 1992, pp 24-28.

Barla, G., Tunnelling under Squeezing Rock Conditions, Technical Report, Department of Structural and Geotechnical Engineering, Politecnio di Toronto, 2002.

Barrett, S.V.L., Mc. Creath, D.R., “Shotcrete Support Design in Blocky Ground: Towards A Deterministic Approach”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 10, No:1, Elsevier Science Lt, 1995, pp 79-89.

Barton, N., “NMT “Support Concepts for Tunnels in Weak Rocks”, Tunnels and Metropolises, Balkema, Rotterdam, 1998, pp 273-279.

Barton, N., TBM Tunnelling in Jointed and Faulted Rock, A.A. Balkema, Rotterdam, 2000.

Barton, N., “Some New Q-Value Correlations to Assist in Site Characterisation and Tunnel Design”, International Journal Rock Mechanics and Mining Sciences, 39, 2002, pp 185-216.

278

Barton, N., Lien, R., Lunde, J., “Engineering Classification of Rock Masses for the Designs of Tunnel Stability”, Rock Mechanic, Springer Verlag, 6, 1974, pp 189-236.

Bernard, E.S., “Early-Age Load Resistance of Fibre Reinforced Shotcrete Linings”, Tunnelling and Underground Space Technology, 2007. www.elsevier.com/locate/trust.

Bernard, E.S., “Correlations in the Behaviour of Fibre Reinforced Beam and Panel Specimens”, Materials and Structures, Vol. 35, April 2002, pp 156-164.

Bernard, E.S., “Behaviour of Round Steel Reinforced Concrete Panels under Point Loads”, Materials and Structures Vol 33, April 2000, pp 181-188.

Bernard, E.S., “Influence of Toughness on the Apparent Cracking Load of Fiber-Reinforced Concrete Slabs”, Journal of Structural Engineering ASCE, December 2006, pp 1976-1983.

Bernard, S., Geltinger, C., “Determination of Early-Age Compressive Strength for FRS”, Shotcrete, Fall 2007.

Bhasin, R., Grimstad, E., “The Use of Stress-Strength Relationship in the Assessment of Tunnel Stability”, Tunnelling and Underground Technology, Vol. 11, No: 1, 1996, pp 93-98.

Birön, C., Arıoğlu, Ergin, Madenlerde Tahkimat İşleri ve Tasarımı, Birsen Kitabevi, İstanbul, 1985.

Birön, C., Arıoğlu, Ergin, Design and Support in Mines, John Wiley & Sons, New York, 1983.

Bonapace, P., “Evaluation of Stress Measurements in NATM Tunnels at Jubilee Line Extension Project”, Tunnels for People (Rds: Golser, Hinkal & Schubert), Balkema, Rotterdam, 1997.

Brennan, E, “Testing Shotcrete for Bond”, Shotcrete, winter, 2005, pp 18-19.

Bracher, G., “Worldwide Sprayed Concrete: State-of-the-Art Report”, International Symposium on Waterproofing for Underground Structure, Sao Paulo Brazil, 2005

Cecil, O.S., Correlation of Rock Bolt-Shotcrete Support and Rock Quality Parameters in Scandinavian Tunnels, Ph.D. Thesis, University of Illinois, Urbana, 1970.

Challenge-Cook Bros-Inc., Shotcrete Mixes, Challenge-Cook Bros, Inc, California, 1975.

Choquet, P., Hadjigeorgiou, J., “The Design of Support for Underground Excavations”, Chapter 12 in Comprehensive Rock Engineering, Editor: John A Hudson, Pergamon Press, Oxford, 1993, pp 313-345.

Cucchiara, C., Mendola, L.L., Papia, M., “Effectiveness of Stirrups and Steel Fibres as Shear Reinforcement”, Cement Concrete Composites, V. 26, No: 7 October 2004, pp 777-786.

279

Clements, M.J.K., “Measuring the Performance of Steel Fibre Reinforced Shotcrete”, IX Australian Tunnelling Conference, Sydney, August 1996, pp 261-268.

Davies, J.D., Structural Concrete, Pergamon Press, Oxford, 1964, p 263.

Denek, H, Özçelik, Y, Bayram, F., “Dalaman Göcek Karayolu Tünelinde Boru Kemer Yöntemi Uygulamaları ve Sonuçları”, VIII. Bölgesel Kaya Mekaniği Sempozyumu, (Ed. Vardar, Mahmutoğlu), İstanbul Teknik Üniversitesi, 2-3 Kasım, İstanbul, 2006, pp 127-132.

Dewar, J. D., Anderson, R., Manual of ready mixed concrete, Surrey University Press, Glaslow – London, 1988

Diamantidis, D., Bernard, E.S., “Reliability-Based Resistance Design of FRS Tunnel Linings, Shotcrete: More Engineering Developments, London, 2004, pp 109-126.

Ding, Y., Kusterle, W., “Comparative Study of Steel Fibre-Reinforced Concrete and Steel Mesh-Reinforced Concrete at Early Ages in Panel Tests”, Cement and Concrete Research, 29 1999, pp 1827-1834.

Dwarakanath, H.V., Ngaraj, T.S., “Comparative Study of Predictions of Flexural Strength of Steel Fiber Concrete”, ACI Structural Journal, November-December 1991, pp 714-20.

EFNARC, The European Specification for Sprayed Concrete, Published by EFNARC, Hampshire, England, 1996.

EFNARC, European Specification for Sprayed Concrete Guidelines, ISBN 0952248360, 1999, p28.

EM 1110-2, Standard Practice for Shotcrete-Engineering and Design, US Army Corps of Engineers, Washington, DC,1993, p 66.

Einstein, Z., Kuwajima, F.M., Heinz, H.K., “Behaviour of Shotcrete Tunnel Lining”, RETC Proceeding, 1991.

Ersoy, U., Betonarme Döşeme ve Temeller, Cilt-II, Evrim Yayınevi, İstanbul, 1995.

Eyigun, Y, Moröy, K, Sağlamer, A, “Modified New Austrian Tunneling Method in Clay Soils”, ITA-AITES 2005 World Tunnel Congress Underground Space Use: Analysis of the Past and Lessons for the Future-Erdem & Solak (eds) Taylor & Francis Group, London, 2005, pp 949-954.

Ezeldin, A.S., Balaguru, P.N., “Normal and High Strength Fibre-Reinforced Concrete Under Compression”, J. Mat. In Civil Engrg., ASCE 4 (4),1992.

Figueiredo, A.D, Helene, P.R.L., “Evaluation of Strength and Toughness in Steel Fiber Reinforced Shotcrete”, in Sprayed Concrete Technology (Editor: S.A. Austin), E α FN Spon. London, 1996, pp 99-106.

Franzen, T., “Shotcrete for Underground Support: a State – of –the-art Report with Focus on Steel-fibre Reinforcement”, ITA Working Group 12 Report, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol.7 No.4, 1992, pp 383-391

280

Gardner,N.J., Zhao, J.W., “Creep and Shrinkage Revisited”, ACI Material Journal, May-June, 1993, pp 236-245.

Gerçek, H., Püskürtme Betonun Yeraltı Tahkimatı Olarak Kullanımı, AP-2 Uygulamalı Kaya Mekaniği, ZEDEM-H.Ü. Zonguldak Mühendislik Fakültesi, Maden Mühendisliği Bölümü, Zonguldak, 1992

Gettu, R., Barragán, B., Garcia, T., Ortiz, J. and Justo, R., “Fiber Concrete Tunnel Lining”, Concrete International, August 2004, pp 63-69.

Ghalib, M.A., “Moment Capacity of Steel Fiber Reinforced Small Concrete Slabs”, ACI Material Journal, July-August, 1980, pp 247-257.

Girgin, C., Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, “Tünellerde Püskürtme Betonun Mekanik Büyüklükleri, Kalite Kontrol İlkeleri”, 4. Ulusal Kaya Mekaniği Sempozyumu Bildiriler Kitabı, Türk Ulusal Kaya Mekaniği Derneği, Zonguldak, Ekim, 1998, s 119-133.

Grimstad, E., Barton, N., “Updating of the Q-System for NMT”, International Symposium on Sprayed Concrete, (Eds.: R. Kompen, O.A. Opsahl, K.R. Berg) Fagernes Norway, October, 1993.

Heere, R., Morgan, R., D., Determination of Early Age Compressive Strength of Shotcrete, Shotcrete, Spring, 2002, pp 28-31

Heinz, H., Einstein, Z., “Large Cross Section Tunnels in Soft Ground”, Chapter:7, Proceedings of Rapid Excavation and Tunnelling Conference (Ed. Pond R.A., Kenney, P.B.), Los Angeles, California, June 1989, pp 94-109.

Hills, D.L., Site-Produced Sprayed Concrete, Concrete Society, London, December, 1982.

Henager, C., H., “Steel Fibrous Shotcrete: A Summary of the State-of-the-Art, Shotcrete”, Summer 2003, 2003, pp 22-30.

Hoek, E. “Tunnel Support in Weak Rock”, Keynote Address, Symposium of Sedimentary Rock engineering, Taipei, Taiwan, November, 1998, pp 2-13.

Hoek, E. “Support for Very Weak Associated with Faults and Shear Zones”, Rock Support and Reinforcement Practice in Mining, Editors: Windsor α Thompson, A.A. Balkema, Rotterdam, 1999, pp 19-32.

Hoek, E. “Big Tunnels in Bad Rock”, The Thirty-Sixth Karl Terzaghi Lecture”, Journal of Geotechnical and Geoenvironment Engineering, September 2001, pp 726-740.

Hoek, E. “A Brief History of the Development of the Hoek-Brown Failure Criterion”, June 2002, pp 1-4. www. rocscience.com/libraray/pdf/hoek-brownhistory.pdf.

Hoek, E. “Tunnels in Weak Rock”, Chapter 12, New Edition, Practical Rock Engineering, 2007, www.rockscience.com/hoek/PracticalRockEngineering.

Hoek, E., Diederichs, M.S., “Empirical Estimation of Rock Mass Modulus”, Rock Mechanics and Mining Sciences, 43, 2006, pp 203-215.

281

Hutchinson, D.J., Diederichs, M.S., Cable Bolting in Underground Mines, BiTech Publishers Ltd., Canada, 1996.

ITA-AITES, Shotcrete for Rock Support – A Summary Report on State-of-the-Art Part B-Contributions from National Groups, ITA Working Group No.12 “Shotcrete Use”, 2006, web: www.ita-aites.org

Jeng, F., Lin, M.L., Yuan, S.C., “Performance of Toughness Indices for Steel Fiber Reinforced Shotcrete”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol 17, 2002, pp 69-82.

Jolin, M., Beaupre, D., “Understanding Wet-Mix Shotcrete: Mix Design, Specifications, and Placements”, Shotcrete, Summer 2003, pp 6-12.

Jolin, M, Beaupre, D., “Effects of Particle Size Distribution in Dry Process Shotcrete”, ACI Material Journal, V.101, No.2, April 2004, pp 131-135.

Karpuz, C., Hindistan, M.A., Kaya Mekaniği İlkeleri-Uygulamaları, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, Yayın No: 116, Ankara, 2006.

Kıpırdar, M, İpekçi, O, N, Bahadır, H. U., “Boludağı Tünelinde Kullanılan Çelik Fiber Donatılı Püskürtme ve Bernold Ara Kaplama Betonları Uygulamaları”, Çelik Tel Donatılı Püskürtme Beton ve Tünel Kaplamaları Semineri”, Degussa Yapı Kimyasalları A.Ş., Ankara Hilton Oteli, 29 Ocak, Ankara, 2002.

Kurt, C, Yılmaz, Ö, Şimşek, S., “İstanbul Metrosu Tünellerinde Boru Şemsiye (Umbrella Arch) Yönteminin Uygulanması ve Sonuçları”, Ulaşımda Yeraltı Kazıları 1. Sempozyumu, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, İkinci Baskı, İstanbul, 1994, pp 331-342.

Kusterle, W., “Application and Testing of Shotcrete According to the Austrian Guideline on Sprayed Concrete”, Shotcrete Magazine, Fall 2000, 2000, pp 22-26.

Kovari, K., (Çevirenler: Aydan, Ö., Ulusay, R., Kumsar, H.), “Yeni Avusturya Tünelcilik Yöntemi Var mıdır?, Yeni Avusturya Tünelcilik Yönteminin (NATM) Arkasındaki Yanlış Kavramlar”, Kaya Mekaniği Bülteni, 13, Türk Ulusal Kaya Mekaniği Derneği, Eylül, 1997, s 53-82.

Leung, C.K.Y., Lai, R., Lee, A.Y.F., “Properties of Wet-Mixed Fiber Reinforced Shotcrete and Fiber Reinforced Concrete With Similar Composition”, Cement and Concrete Research, Vol 35, No:5 May 2005, pp 788-795.

Lang, W., Lucas, W., “High-Grade Shotcrete for the Single Permanent Shotcrete Lining Method on Shotcrete for Underground Support V”, Upsala, Sweden (Eds:J.C. Sharp and T. Franzen) ASCE, New York, 1993.

Lin, Y., Kuo, S.F., Hsiao, C. and Lai,C-P., “Investigation of Pulse Velocity-Strength Relationship of Hardened Concrete”, ACI Materials Journal, July-August 2007, pp 344-350.

Lok, T.S., Xiao, J.R., “Flexural Behavior of Steel Fiber Reinforced Concrete”, Journal of Materials in Civil Engineering, August 1999, pp 188-196.

282

Lok, T.S., Pei, J.S., “Flexural Behaviour of Steel Fiber Rinforced Concrete”, Journal of Material in Civil Engineering, May 1998, pp 86-97.

Look, B.G., Handbook of Geotechnical Investigation and Design Tables, Taylor & Francis, London, 2007.

Lushiku, M.D., Kearsley, R.P., “The Effect of Material Composition on the Properties of Dry Shotcrete”, Journal of the South African Institution of Civil Engineering, 46, 2, Paper 561, 2004, pp 2-8.

Mahar, J.W., Parker, H.W., Wuellner, W.W., Shotcrete Practice in Underground Construction, Dept. of Civ., Eng., University of Illinois, Final Report, August, 1975.

Mahmutoğlu, Y., Usta, E., Şans, G., “Yenikapı-Unkapanı Metro Tünelleri Güzergahındaki Oturmaların Değerlendirilmesi”, VIII. Bölgesel Kaya Mekaniği Sempozyumu, (Ed. Vardar, Mahmutoğlu), İstanbul Teknik Üniversitesi, 2-3 Kasım, İstanbul,2006, s 143-151.

Maild, B.R., Steel Fibre Reinforced Concrete, Ernst & Sohn Verlag, Berlin, 1995.

Malmberg, B., “Shotcrete for Rock Support: A Summery Report on the State of Art in 15 Countries”, Tunnelling and Underground Technology, Vol. 8, N.4, 1993 pp 441-470.

Mehta, P.K., Monteiro, PJ.M., Concrete, Third Edition, McGraw-Hill, New York, 2006.

Melbye, T.A., “Sprayed Concrete for Rock Support”, MBT International Underground Constructions Group, Division of MBT (Switzerland) Ltd, Rurich, 7, edt., 1994.

Melbye, T.A., Dimmock, R.H., “Modern Advances and Applications of Sprayed Concrete, Keynote Paper”, The International Conference on Engineering Development in Shotcrete, (Editor: E.S. Bernard), Hobart, Australia, April 2001.

Melbye, T., A., Sprayed Concrete for Rock Support, UGC International Division of BASF Construction Chemical, 11 Edition, Zurich 2006, 279 p.

Mesbah, H.A., Lachemi, M., Aitcin, P.C., “Determination of Elastic Properties of High-Performance Concrete at Early Ages”, ACI Material Journal, January-February, 2002, pp 38-41.

Mihalis, I.K., Kavvadas, M.J., Anagnostopoulos, A.G., “Tunnel Stability Factor-A New Parameter for Weak Rock Tunnelling-”?, 2001, pp 1403-1406.

Moens, J., Nemegeer, D., “Designing Fiber Reinforced Concrete Based on Toughness Characteristics”, Concrete International, November, 1991, pp 38-55.

Morgan, D.R., “Advanced in Shotcrete Technology for Support of Underground Openings in Canada”, Shotcrete for Underground Support V, Uppsala, Sweden 1990, (Eds: J.C. Sharp and T.Franzen) ASCE New York, 1993.

Morgan, D.R., “Steel Fiber Reinforced Shotcrete for Support of Underground Openings in Canada”, Concrete International, November 1991, pp 56-64.

283

Myrvang, A., Davik, K.I., “Heavy Spalling Problems in Road Tunnels in Norway-Long Time Stability and Performance of Sprayed Concrete as Rock Support”, Int. Symposium on Rock support Proceedings, (Ed: E. Broch-A. Myrvang-G.Stjern) Lillehammer, Norway, 1997.

Narayanan, R., Palanjian, A.S.K., “Factors Influencing the Strength of Steeel Fibre Reinforced Concrete”, Third International Symposium, (Eds: R.N. Swamy, RL. Wagstaffe, D.R. Oakley), Rilem Technical Committee, July 1986, pp 181-188

Nataraja, M.C., Dhang, N., Gupta, A.P., “Stress-Strain Curves for Steel-Fiber Reinforced Concrete Under Compression”, Cement, Concrete Composition, Vol 21, 1999, pp 383-390.

Natrella, M., Experimental Statistics, Handbook No: 91, National Bureau of Standards, U.S. Government Printing Office, Washington D.C. October 1966.

Nawy, E.G., Fundamentals of High Strength High Performance Concrete, Longman Group Limited, Harlow, 1996.

Neville, A.M., Properties of Concrete, Fourth Edition, Longman Group Limited, Essex, 1995.

Norwegian Concrete Association, Sprayed Concrete for Rock Support-Technical Specification and Guidelines, Norwegian Concrete Association-Committee Sprayed Concrete, Publ. Nr. 7, Oslo, 1993.

Novokshchenov, V., “Computer aided evaluation of concrete strength data at the water tower project in Al Kharj, Saudi Arabia – Case Study”, Materials and Structures, 28, 1995, pp 267 – 275.

Oh, B.H., Cho, Y.J., Park, G.D., “Static and Fatigue Behavior of Reinforced Concrete Beams Strengthened with Steel Plates for Flexure, Journal of Structural Engineering, Vol. 129, No: 4, April 2003, pp 527-535.

Oresto, P.P., “Analysis of Structural Interaction in Tunnels using the Convergence-Confinements Approach”, Tunnelling Underground Space Technology, 18, 2003a, pp 363-363.

Oresto, P.P., “A procedure for determining the reaction curve of Shotcrete lining considering Transient Conditions”, Rock Mechanics and Rock Eng., 36, 3, 2003b, pp 209-236.

Ortigao, J. A.R., Davidovitch, A, Moraes, A, Vallejos, D., “Fibre Reinforced Shotcrete Lining at the Covanca Tunnel”, ITA World Tunnel Congress’98 on Tunnels and Metropolises, Sao Paulo, vol 1, Balkema, Rotterdam 1998, pp 335-341.

O.Rourke, T.D., Guidelines for Tunnel Lining Design, Technical Committee on Tunnel Lining Design, ASCE Publication, New York, 1984.

Ono, .K., “Health and Safety in Shotcreting”, ITA Working Group on Shotcrete use in Tunnelling , Japan Tunnelling Association, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol.11, No: 4, Pergamon Press, pp 391-409,1996.

284

Özsöylev, T., Betonu Pompalamak, İkinci Baskı, Maya Basım α Yayın, İstanbul, 1997.

Palmstr∅m, A., “Characterizing Rock Masses By the RMI for use in Practical Rock Engineering, Part 2”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol.11, No: 3, Elsevier Science Ltd, 1996.

Pastore, G., “High Strength Shotcrete for NATM in Bolu Tunnel, Turkey”, Third International Symposium on Sprayed Concrete – Modern Use of Wet Mix Sprayed Concrete for Underground Support (Eds. Barton, Berg, Davik, Garshol, Grimstad), Gol, Norway, 26-29 September 1999, pp 403-410.

Petersen, C.G., “In-Place Testing for Quality Assurance and Early Loading Operations With Pullout Testing and Meterity Measurements”, Testing During Concrete Construction (Ed: H.W. Reinhardt) Rilem Proceedings 11, Chapman and Hall, London.

Padmarajaiah, S.K., Ramaswamy, A., “Comparative Study on Flexural of Full and Partial Depth Fiber-Reinforced High Concrete”, Journal of Material in Civil Engineering, March/April 2002 pp 130-136.

Papworth, F., “Design Guidelines for the use of Fibre-Reinforced Shotcrete in Ground Support”, Shotcrete, Spring 2002, pp 16-21.

Pötter, R., “Comparison of Shotcrete Lining and Anchor Support at High Deformation”.?

Prudencio, L.R.Jr. “Strength Evaluation of Early Age Shotcrete”, Concrete Structures, ACI Publication, SP 128-18, pp 273-288.

Ratcliffe, R., “The Important Properties of Steel Fibre Reinforced Shotcrete (SFRC) Used in Mining”, Rock Support and Reinforcement Practice in Mining, Balkeme, Rotterdam, 1999, pp 209-218.

Ratcliffe, R., “Steel Versus Synthetic Fibre Reinforcement in Shotcrete”, Shotcrete for Underground Support X (Edited by D.R. Morgan and H.W. Parker), ASCE, Virginia, 2006, pp 215-227.

Rose, D., “Steel-Fiber-Reinforced-Shotcrete for Tunnels: an International Update”, Chapter 30, RETC Proceedings, 1999, pp 525-536.

Rutenbeck, T., “Shotcrete Strength Testing-Comparing Results of Various Specimens”, ACI SP-54, 1977, pp 97-105.

Schutter, D.D., Taerwe, L., “Degree of Hydration-based Description of Mechanical Properties of Early Age Concrete” Materials and Structures, Vol. 29, July 1996, pp 335-344.

Sakurai, S., “Lessons Learned from Field Measurements in Tunnelling”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol 12, No 4, 1997, pp 453-460.

Şengül, Ö., Taşdemir, M.,A., Gjørv, O., E., “Puzzolanik Malzemelerin Betonun Mekanik Özellikleri ve Klor İyonu Yayınımına Etkisi”, İTÜ Dergisi/d, Mühendislik, Cilt 6, Sayı 1, Şubat 2007,pp 53-64.

285

Singh, B., Viladkar, M.N., Samadhiya, N., K., and Metrotra, V.K., “Rock Mass Strength Parameters Mobilised in Tunnels”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol.12, No: 1, Elsevier Science Ltd, 1997.

Singh, B., Goel, R.J. Tunnelling in Weak Rocks, Elsevier Geo-Engineering Book Series, Volume 5, Elsevier, Amsterdam, 2006.

Smirnoff, T.P., “Tunnelling in Soft Ground, Chapter: 12 in Underground Structure”, (Ed: R.S. Sinha), Elsevier, Amsterdam, 1989, pp 406-459.

Son,M., Cording, E.J., “Ground-Liner Interaction in Rock Tunnelling, Tunnelling and Underground Space Technology, 22, 2007, pp 1-9.

Song, P.S. and Hwang, S., “Mechanical Properties of High-Strength Steel Fiber-Reinforced Concrete”, Construction and Building Materials, 18, 2004, pp 669-673.

Spörri, D., Bracher, G., “Shotcrete under Squeezing Rock Conditions During The Construction of the Multifunction Station Faido of the Gotthard Base Tunnel”, Shotcrete for Underground Support X, (Edited by D.R. Morgan and H.W. Parker), ASCE, 2006, pp 228-243.

Taşdemir, M.A., Şengül Ö., Şamhal, E., Yerlikaya, M., Endüstriyel Zemin Betonları, TMMOB İnşaat Mühendisleri Odası, İstanbul Şubesi, İstanbul, 2006.

Taerwe, L., “Influence of Steel Fibres on Strain-Softening of High Strength Concrete”, ACI Material Journal, 89 (1), 1992.

Taerwe, L., “Partial Safety Factor for High Strength Concrete Under Compression”, High – Strength Concrete 1993, Vol -1, Lillehammer, Norway 1993, pp 385-392.

TCK Karayolu Teknik Şartnamesi, Karayolları Genel Müdürlüğü, Yayın No: 267, Ankara, 2006.

Thomas, J., Ramaswamy, A., “Mechanical Properties of Steel-Reinforced Concrete”, Journal of Materials in Civil Engineering, May 2007, pp 385-392.

Tokyay, M., Erdoğan, K., Cüruflar ve Cüruflu Çimentolar, 3. Baskı, Türkiye Çimento Müstahsilleri Birliği, TÇMB/Ar-Ge/Y97-2, Ankara, 2001.

Torres, C., Carranza, “Dimensionless Graphical Representation of the Exact Elasto-Plastic Solution of a Circular” Tunnel in a Mohr-Coulomb Material Subject Uniform For-Field Stresses”, Technical Note, Rock Mechanics and Rock Engineering, 36, 3, 2003a, pp 237-253.

TS EN 450, Uçucu Kül - Betonda Kullanılan - Tarifler, Özellikler Ve Kalite Kontrol, Türk Standartları Enstitüsü, Anakara, 1998.

TS 706, EN 12620, Beton Agregaları,Türk Standartları Enstitüsü, Anakara, 2007.

Tuğrul, A., “The Application of Rock Mass Classification System to Underground Excavation in Weak Limestone, Atatürk Dam, Turkey” Engineering Geology, Vol.50, 1998, pp 337-345.

286

Türker, P., Erdoğan, B., Türkiye’deki Uçucu Küllerin Sınıflandırılması ve Özellikleri, 2. Baskı, Türkiye Çimento Müstahsilleri Birliği, TÇMB/Ar-Ge/Y03.03, Ankara, 2004.

Vardar, M., “Sürtünmeli Çelik Bağların Yeni Avusturya Tünel Açma Yönteminde (NATM) Kullanılma Olanakları” 3.Kaya Mekaniği Bülteni, Türk Ulusal Kaya Mekaniği Derneği Yayını, Ankara, 1985.

Vardar, M., “Yeraltı Kaya Yapıları Mekaniği, Yeni Avusturya Tünel Açma Yönteminin Ana İlkeleri”, DSİ Müh. Jeol Sempozyumu-VI, Haziran 1989.

Vardewella, M., Dramix Tunnelling The World, NV Bekaert S.A, 1997.

Vardewella, M., Tunneling is an art Dramix, NV Bekaert SA, Zwevegen, Belgium, 2005, www.bekaert.com/building.

Wolsiefer, J, Morgan, D.R., “Silica Fume in Shotcrete”, Shotcrete, Winter,2003, pp 28-33.

Whittaker, B.N., Frith, R.C., Tunnelling Design Stability and Construction, The Instruction of Mining and Metallurgy, London, 1990.

Wood, D.F., “Design and Uses of Reinforced Shotcrete in Underground Projects in Canada”, Shotcrete for Underground Support V, Uppsala Sweden, 1990 (Eds: J.C.Sharp and T. Franzen), ASCE New York, 1993.

Yeğinobalı, A., “Çimentoda Yeni Standartlar ve Mineral Katkılar”, Türkiye Mühendislik Haberleri, İnş. Müh. Odası, Yıl 48, Sayı 426, Ankara,2004, s 56-61.

Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, “Taksim Kabataş Füniküler Sistemi Projesinde Tünel Yapım Çalışmaları, 2. Ulaşımda Yeraltı Kazıları Sempozyumu (Ed. Bilgin, Çopur, Balcı, Yüce) İstanbul Teknik Üniversitesi, 15-17 Kasım, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, 2007, s 367-374.

Yüksel, A., Arıoğlu, Ergin, Yeraltı Yapılarında Püskürtme Beton, Çalışma Raporu No:8, TMMOB Maden Mühendisleri Odası, İstanbul Şubesi, Şubat 1999.

Zhang, L., Engineering Properties of Rocks, Elsevier Geo-Engineering Book Series – Editor: J. A. Hudson, Elsevier, Amsterdam, 2005.

287

EK : 1 YERALTI AÇIKLIKLARININ KAYA SAPLAMASI İLE DESTEKLENMESİ

• Yeraltı açıklıklarında serbest kaya kamasının tavan saplaması ile desteklenmesi (Hoek-Brown 1980 ve Stillborg, 1986’dan alıntılayan Choquet ve Hadjigeorgiou, 1993)

Yan duvarlardaki serbest kama-nın saplama ile desteklenmesi

)sin.GKtg..(cosFS.c)tg.cossin.GK(WN

s α+φα−φβ−β

=

φβ+= tg.cos.WA.cR

(Birön-Arıoğlu, 1981; Birön-Arıoğlu, 1983)

F = Güvenlik katsayısı, çimento harçlı saplama F= 1.5, harçsız saplama F = 2.0 (Hoek-Brown)

N = Saplama sayısı W = Kayma hareketi olasılığı taşıyan

kamanın ağırlığı GK= Güvenlik katsayısı Fs = Bir saplamanın taşıma

kapasitesi β = Kayma yüzeyinin yatayla

yaptığı açı c = Kayma yüzeyinin kohezyonu S = Kayma yüzeyinin alanı R = Kayma yüzeyinde oluşan

reaksiyon kuvveti

Tavandaki serbest kaya bloğunun saplama ile desteklenmesi

BGK.WN = (Birön-Arıoğlu, 1981;

Birön-Arıoğlu, 1983)

5GK2m 0.1ıB

e3a

≥≥+≥

≤

α = Kayma yüzü ile saplama

arasındaki açı β = Kayma yüzeyinin yatayla yaptığı

açı a = Saplama aralığı e = Çatlak aralığı l = Saplama uzunluğu φ = Kayma yüzeyinin içsel sürtünme

açısı

288

• Doğal kemerlenme esasına göre tavanın kaya saplaması ile desteklenmesi (Stilborg, Schach ve Lang’dan alıntalayan Choquet ve Hadjigeorgiou, 1993)

Orta çatlaklı kaya içinde bulunan tünel tavanında doğal kemerlenme olayının gelişmesi

Öngermesiz tavan saplaması uzunluğu

B 184.040.1l += (Schach et.al, 1979) l = Saplama uzunluğu, m B = Galeri, tünel genişliği, m e = Çatlak aralığı, m a = Saplama aralığı, m Ft = Saplamaya uygulanan öngerme

kuvveti, kN Fs = Saplamanın taşıma kapasitesi,

kN

Sık çatlaklı kaya içinde bulunan tünel tavanında doğal kemerlenme olayının gelişmesi Öngermeli tavan saplaması uzunluğu

2B.012.00.160.1l ++= Tavan kemerinde saplama ile basınç zonunun oluşması için l/B > 2 şartı sağlanmalıdır. a ≤ 3 e (Stillborg, 1986) 0.5 Fs < Ft < 0.8 Fs Tavan yüzeyinin püskürtme beton ve çelik hasırla kaplanması gereklidir.

289

• Tabakalı kayada birim kaya bölümünün tavan saplaması ile desteklenmesi (Lang ve Bishoff 1982’den alıntalayan Choquet ve Hadjigeorgiou, 1993)

Stabilite bakımından tavan saplamasındaki minimum çekme kuvveti:

[ ][ ]

φ−−φ−−

γ

−φγα

=)R/l.(K).tg(exp1)R/D.(K).tg(exp1.

R.C1

K.tgR.A..Fmin

Saplama uzunluğu

3/2Bl =

l = Saplama uzunluğu, m D = Açıklık üzerinde tabii kemerleşme ile oluşan ferahlamış zonun

yüksekliği, D ≈ l+a olarak alınabilir P = Saplama ile güçlendirilmiş kaya kütlesinin kayma yüzeyi çevre

uzunluğu (4a), R = Saplama ile güçlendirişmiş kaya kütlesinin kayma yarıçapı

4a

a4a

PAR

2

===

φ = Kayanın içsel sürtünme açısı B = Galeri, tünel genişliği, m a = Saplama aralığı, m C = Kaya kütlesinin kohezyonu (Başlangıç tasarımı için C=0 alınmalıdır)

φ+φ−

=sin1sin1K

γ = Kayanın yoğunluğu e = Çatlak aralığı, m α = Saplamanın yerleştirilme

zamanına bağlı faktör (Hemen yerleştirmede α = 0.5, A = Bir adet tavan saplamasının taşıdığı tavan alanı A= a x a

290

EK : 2 KAYA CİNSİ, ÇATLAKLILIK, GERİLME DURUMUNA GÖRE ÖNERİLEN PÜSKÜRTME BETON KALINLIKLARI*

Kaya cinsi, çatlaklılık ve

Gerilme durumu Kaya kütlesi davranışı Püskürtme beton

uygulaması • Metamorfik, volkanik

ve tortul kaya, çatlaksız • Düşük gerilme

Kavlak oluşumu ve blok düşmesi yok. Bazı şeyl, kumtaşı, silttaşı suyunu kaybedebilir.

Yok

• Tek, büyük faylı, çatlaksız kaya

Fay zonunda dökülme, stabilite problemleri oluşabilir.

Fay içindeki ezilmiş zon genişlik kadar derinlikte alınır ve içerisi normal p. betonla doldurulur. Yüzeyde fay genişliğinin iki katı genişliğinde lifli p.betonla kaplanır.

• Metamorfik, çatlaksız kaya

• Yüksek gerilme

Yüzeyden ufak ufak dökülme, kaya patlaması riski

Çelik hasırlı veya lifli 5 cm püskürtme beton +kaya saplaması 2.5 cm ikinci kat püskürtme beton, yan duvarlarda gerekirse

• Tortul kaya, çatlaksız • Yüksek gerilme

Yüzeyden ufak ufak dö-külmeler, yumuşak ka-yalarda sıkışma kabarma

7.5 cm’lik lifli püskürtme beton +kaya saplaması

• Metamorfik, volkanik, tortul kaya, az çatlaklı

• Düşük gerilme

Blok kayması ve düşmesi riski, tabakaların bozunması

Yüzeylere çatlak izi boyunca 5 cm kalınlıkta lifli p.beton, tabaka yüzeylerinin korun-ması için kaplama betonu

• Çatlaklı, metamorfik, volkanik kaya

• Yüksek gerilme

Yapısal duruma bağlı açıklık cidarında yenilmeler oluşur.

7.5 cm p. beton +çelik hasır+kaya saplaması veya aynı kalınlıkta lifli p.beton ve 2.5 cm kinci kat p.beton

• Zayıf tortul kaya, tabakalı, çatlaklı

• Yüksek gerilme

Parça dökülme, sökülme,sıkışma, kabarma

Kazıdan hemen sonra 7.5 cm lifli püskürtme beton+kaya saplaması+7.5 cm ikinci kat p.beton

• Metamorfik kaya, çok sık çatlaklı

• Düşük gerilme

Çatlaklarla sınırlı blokların düşmesi, sökülmesi

Tavan bölgesine 5 cm lifli p.beton+büyük blokların tutulması için kaya saplaması

• Tortul kaya, çok sık çatlaklı, tabakalı

• Düşük gerilme

Büyük açıklıklı kazılar-da tabaka ayrılması ve eğimli tabakalarda sökülme

7.5 cm lifli p.beton +kaya saplaması ve tabaka ayrıl-ması ve sökülmeyi kontrol için yüzey kaplama p.beton

P. Beton: Püskürtme beton * Hoek vd. 1995 kaynağından alınmıştır.

291

Devamı • Metamorfik kaya,

konglomera, çok sık çatlaklı

• Yüksek gerilme

Açıklık çevresindeki kayada sıkışma, plastik akma

Kazıdan hemen sonra 10 cm p.beton+kaya saplaması ge-rekirse 5 cm ikinci kat p.be-ton, yan duvarlar gerekirse

• Tortul kaya, çok sık çatlaklı çatlaklar kil dolgulu

• Yüksek gerilme

Açıklık çevresindeki kayada sıkışma, plastik akma, killi kayalarda kabarma

Kazıdan hemen sonra 5 cm ön p.beton+çelik iksa ve iksayı kapatacak kalınlıkta lifli p.beton, taban iksalı

• Çatlaksız kaya, orta derece kaya patlaması koşulları

• Yüksek gerilme

Orta derecede kaya patlamasıyla blok düşmesi

Esnek kaya saplamaları ile gevşekçe tutturulmuş hasır çelik üzerine 5-10 cm püskürtme beton

292

EK : 3 ZEMİN SINIFLARINA GÖRE YENİ AVUSTURYA TÜNEL AÇMA METODUNUN* UYGULAMA PARAMETRELERİ (Heinz ve Eisenstein, 1989)

• Zemin sınıfı I: Katı-Homojen kohezyonlu zeminler)

Bu sınıfta “kohezyonlu-taneli” ve kabarmayan karakterde,katı-sert killer bulun-maktadır.Tünel aynası kesitinde zemin cinsinde değişkenlik söz konusu değildir. Tünelcilik pratiği açısından bu tür zeminler “sağlam” ortam’a karşı gelmektedir.

Tünel yerleşimi Parametre(*)

Ah/At %At

L/Dm La=s m

Lh/(%At.D)

Vs/Vm, % S

Şehir dışı - - - - - - Yerleşim alanı 0.2-0.5 1.0-2.0 1.0 0.7-4.0 0.1-0.6 0.5-0.7 Hassas yerleşim alanı 0.3 0.3 0.8 0.6 - -

İksa parametreleri Püskürtme

beton kalınlığı Çelik hasır (**) Çelik iksa (***)

Taban 15 cm 1 x Q 188 - Yan duvarlar+kemer 25 cm 2 x Q 188 TH 21/29 İç duvarlar 15 cm 2 x Q 188 TH

(*) Sembollerin anlamları ekin sonunda açıklanmıştır. Şekillerdeki sayılar ise yöntemin uygulanmasında oluşturulan “kademe”lerin sırasını ifade etmektedir.

Çelik iksa

Kaya saplaması

9.7

m

15.4 m

(*) ƒe= 188 mm2/m-3.01 kg/m2 (***) Profil ağırlığı q = 29 kg/m * Yeni Avusturya Tünelcilik yönteminin dayandığı temel kavramlar üzerinde yapılan bilimsel eleştiriler ve değerlendirmeler Kovári, 1994 kaynağında ayrıntılı şekilde yer almaktadır.

Örtü kalınlığı 4m

293

• Zemin sınıfı II: Katı-Heterojen zeminler Bu sınıfın I. Sınıftan önemli farkı kazı kesitinin değişen derecede heterojenlik göstermesidir. Katı formasyon içerisinde kalın daha yumuşak bantların bulunması tünel iksa sisteminin üniform olmayan şeklinde yüklemesine yol açabilir. Ayrıca kum mercekleri ve bantlarının bulunması kazı işlemi sırasında stabilite açısından kritik durumlar yaratabilir.

Tünel yerleşimi Parametre(*)

Ah/At %At

L/Dm La=s m

Lh/(%At.D)

Vs/Vm, % S

Şehir dışı 0.25 2.3 1.0 3.7 1.4 - Yerleşim alanı 0.18-0.25 0.9 0.8 1.6 1.3 Hassas yerleşim alanı 0.15-0.24 0.3-0.8 0.6 0.4-1.4 0.6 - İksa parametreleri Püskürtme

beton kalınlığı Çelik hasır (**) Çelik iksa (***)

Taban 25 cm 2 x Q 188 TH 29/58 Yan duvarlar+kemer 25 cm 2 x Q 188 TH 29/58

,zayıf

10.1 m

8.3

m

Çelik iksa

Örtü kalınlığı: 4m

294

• Zemin sınıfı III: Kaba taneli kohezyonlu zeminler İri taneli ayrık zeminlerin belirli bir ölçüde çimentolaşmasıyla kohezyonlu bir yapı kazanabilirler. Çimentolaşma derecesine bağlı olarak bu tür zeminler tünel kazısı sırasında aynada belirli bir “iksasız mesafe” imkanı verebilirler. Bu tür zeminlerde maksimum “silt-kil” miktarı % 15’in altındadır.

Tünel yerleşimi Parametre(*)

Ah/At %At

L/Dm La=s m

Lh/(%At.D)

Vs/Vm, % S

Şehir dışı 0.3-0.4 3.5-5.5 1.2 5.0-6.5 1.5-4 - Yerleşim alanı 0.25 0.9 1 1.4 0.3 1.0 Hassas yerleşim alanı 0.25 - 0.8 0.7 - - İksa parametreleri Püskürtme

beton kalınlığı

Çelik hasır Çelik iksa Önsüren

Taban+tavan 30 cm 2tabakaxfe = 4.5 cm2/m

GI 130 (100 cm aralıklı)

Tavan bölgesinde

Ön süren

Çelik iksa

10.1

m

11.6 m

Örtü kalınlığı: 13 m

295

• Zemin sınıfı IV: Kumlu kohezyonsuz zeminler Genel olarak kohezyonsuz kumlar bu tür formasyonları oluşturan tipik zeminlerdir. Kumlar oldukça yoğun ve çoğu kez SPT değerleri N = 30 dolayındadır. Bununla birlikte akıcı kum karakterini gösteren durumlarda tavan kemeri boyunca “önsüren” uygulamasını gerektirebilir.

Tünel yerleşimi Parametre(*)

Ah/At %At

L/Dm La=s m

Lh/(%At.D)

Vs/Vm, % S

Şehir dışı 0.25 2.3 1.0 7.9 1.5 1.0 Yerleşim alanı 0.6 1.6 0.8 - 1.3 - Hassas yerleşim alanı - - - - - - İksa parametreleri Püskürtme

beton kalınlığı

Çelik hasır Çelik iksa Önsüren

Taban+tavan 20 cm 2tabaka 1.tabaka (φ=3.2 mm, 2. tabaka 6.0 mm 50x50)

H 125 (90 cm aralıklı)

Tavan bölgesinde,1.6 m uzunlukta çelik şerit plaka süren

8.6 m

8.2

m

Örtü kalınlığı: 20m

296

Şekil Yeni Avusturya tünel açma metodunda tünel kazı parametreleri Semboller H = Örtü kalınlığı Ht = Kazı alanının yüksekliği W = Kazı genişliği Ah = Üst yarı kazı kademesinin alanı At = Toplam tünel kazı alanı s = Çelik iksalar arası mesafe La = İksasız kalma mesafesi Lh = Üst yarı kazı kademesinin kesitte uzunluğu L = Üst yarı kazı kademesinde aynanın taban kemeri ile ara mesafesi Vs = Birim kazı ilerlemesi için toplam tünel alanının kazılmasına karşı gelen

yüzey çökme teknesinin hacmi Vt = Birim kazı ilerlemesi için kazı hacmi

S = Boyutsuz tasman büyüklüğü: 2mak

D.S.ESγ

=

E = Geçilen formasyonun elastik modülü Smak = Maksimum yüzey tasmanı γ = Ortalama birim hacim ağırlık D = Yüzey alandan hesaplanan eşdeğer kazı çapı φ = Formasyonun efektif içsel sürtünme açısı

YAZARLARIN TMMOB MADEN MÜHENDİSLERİ ODASI

VE İSTANBUL ŞUBESİ’NCE YAYIMLANAN DİĞER KİTAPLARI

Hava Kirliliği ve Kömür Gerçeği

Ergin ARIOĞLU- Editör- İstanbul, Mayıs 1995

Soba (Karbonmonoksit) Zehirlenmelerinin Soba-Baca Tasarımı Açısından İrdelenmesi ve İlk Yardım İlkeleri

Ergin ARIOĞLU, Nihal ARIOĞLU, Ebru TAŞTAN, Ali Osman YILMAZ

İstanbul, Eylül 1998

Tünel ve Yeraltı Mühendislik Yapılarında Çözümlü Püskürtme Beton Problemleri

Ergin ARIOĞLU, Ali YÜKSEL İstanbul, Temmuz 1999

Çözümlü Problemlerle Yeraltı Mühendislik Yapılarına Depremin Etkileri

Ergin ARIOĞLU, Ali Osman YILMAZ İstanbul, Aralık 2000

Pratik Madencilik Problemleri

Ergin ARIOĞLU, Ali Osman YILMAZ Ankara, Eylül 2001 Çözümlü Problemlerle Tünel/Galerilerin-Sismik Analizi

Ergin ARIOĞLU, Ali Osman YILMAZ İstanbul, Nisan 2006

Püskürtme Beton-Bilgi Föyleri-Çözümlü Problemler

Ergin ARIOĞLU, Ali YÜKSEL Ali Osman YILMAZ İstanbul, Mayıs 2008

MADEN MÜHENDİSLERİ ODASI YAYIN NO: 142 TMMOB MADEN MÜH. ODASI İSTANBUL ŞUBESİ

Adres:

BÜYÜKDERE CAD. ÇINAR APT. NO:95 KAT:8 DAİRE:31. MECİDİYEKÖY/İSTANBUL

Tel: 0-212-356 74 10 Fax: 0-212-356 74 12 Web: http://www.maden.org.tr