Simon Tamas PhD

B U D A P E S T I MŰ S Z A K I É S G A Z D A S Á G T U D O M Á N Y I E G Y E T E M

ÉPÍTÉSZMÉRNÖKI KAR

BETON MUNKAHÉZAG NYÍRÁSI TEHERBÍRÁSA A FOGADÓ BETON FELÜLETI DURVASÁGÁNAK

FÜGGVÉNYÉBEN

PhD értekezés

Simon Tamás Károly okl. építőmérnök

Tudományos vezető: Dr. Dulácska Endre professor emeritus, okl. építészmérnök, a műszaki tudományok doktora

2005

Beton munkahézag nyírási teherbírása a fogadó beton felületi durvaságának függvényében

Tartalom

PhD értekezés Simon Tamás Károly

I

TARTALOM

Jelölések és rövidítések

Terminológia

1. BEVEZETÉS

1.1 A beton munkahézag képzése

1.2 A kutatás alapkoncepciója, jelentősége és célja

2. A SZAKIRODALOM ÁTTEKINTÉSE

2.1 A beton munkahézag helye és kialakítása 2.1.1 Munkahézag előregyártott-előregyártott vasbeton szerkezetek kapcsolatainál

2.1.2 Munkahézag előregyártott-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolatainál

2.1.3 Munkahézag monolit-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolatainál

2.2 A beton-beton együttdolgozása munkahézagnál

2.3 Vonatkozó szabályzatok

2.4 A felületi durvaság (érdesség) mérése homokfolt módszerrel

3. KÍSÉRLETEK

3.1 A kísérletek célja

3.2 Anyagtulajdonságok 3.2.1 A beton nyomószilárdsága

3.2.2 A beton húzószilárdsága

3.2.3 A beton nyírószilárdsága

3.2.4 A beton rugalmassági modulusa

3.2.5 A beton zsugorodása

3.2.6 A beton lassú alakváltozása


Tartalom


II

3.3 Előkísérletek 3.3.1 Átlagos betonnal végzett kísérletek

3.3.1.1 A mintadarabok elkészítése

3.3.1.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése

3.3.2 Szálerősített fogadóbetonnal végzett kísérletek



3.4 M 1:1 léptékű kísérletek 3.4.1 A fogadóbeton felületi durvaságának mérése



3.4.2 A munkahézag nyírásvizsgálata



3.5 M 1:1 léptékű kéregpanel kísérletek a módszer alkalmazhatóságának igazolására

3.5.1 A mintadarabok elkészítése

3.5.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése

3.5.2.1 A kéregpanelek felületi durvaságának meghatározása az SCD szám segítségével

3.5.2.2 Teherbírás vizsgálatok

3.5.2.3 A munkahézagban keletkezett nyírófeszültségek számítása

3.5.2.4 A 300 mm hosszú elemvégek laboratóriumi vizsgálata

4. A KÍSÉRLETEK EREDMÉNYEI ÉS AZOK

KIÉRTÉKELÉSE

4.1 Az eredményeknek a korábbi szakirodalomba illeszthetősége 4.1.1 Az eredmények feldolgozása

4.2 Az alapkoncepció igazolása


Tartalom


III

4.3 Javaslat a munkahézag nyírási teherbírás-számításának módosítására

4.3.1 A vizsgálati eredményekből meghatározható egyenletek matematikai háttere

4.3.2 A vizsgálati eredményekből meghatározható egyenlet, mely a javaslat tárgya

4.3.3 Az egyenlet korrigálása az újbeton bedolgozásának függvényében

4.3.4 Az egyenlet alkalmazhatóságának feltételei, a témakörben a jövőbeli kutatás céljai

5. ÖSSZEFOGLALÁS

5.1 Az elvégzett kutatás célkitűzései

5.2 Az elvégzett kutatás új tudományos eredményei

5.3 Az elvégzett kutatás hasznosításának lehetőségei és a témakörben a jövőben javasolható kutatási feladatok

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS

IRODALOMJEGYZÉK

AZ ÉRTEKEZÉS TÉMAKÖRÉBEN A SZERZŐ PUBLIKÁCIÓI

ÉLETRAJZ

ANGOL NYELVŰ ÖSSZEFOGLALÓ (SUMMARY IN

ENGLISH)


JELÖLÉSEK és RÖVIDÍTÉSEK


iv

Jelölések és rövidítések A szakirodalmi hivatkozásoknál az eredeti jelöléseket használtam azok magyarázatával, és ott amennyiben eltérnek, zárójelben szerepelnek az itt is megadott Eurocode 2 szerinti jelölések. JELÖLÉSEK Ac A számításba vett csatlakozó betonfelület C.../... A közönséges betonok nyomószilárdsági osztályai V Nyíróerő F Erő Ff Súrlódásból származó erő Ix A keresztmetszet inercianyomatéka M Nyomaték S’x Elcsúszni akaró rész statikai nyomatéka a teljes keresztmetszet súlyponti tengelyére c Az anyag kohéziós tényezője fctk A beton egytengelyű húzószilárdságának minősítési értéke fcm A beton nyomószilárdságának átlag értéke szabványos próbatesten értelmezve fck A beton nyomószilárdságának karakterisztikus értéke szabványos próbatesten értelmezve kT A fogadó beton felületét jellemző tényező (Eurocode 2) κ1 A fogadó beton felületét jellemző tényező (Önorm) βct A fogadó beton felületének durvasági tényezője (DIN) µc A beton súrlódási együtthatója σ Normálfeszültség τRd A beton fajlagos nyírási teherbírásának tervezési értéke τ Nyírófeszültség általában m Átlag (indexben) RÖVIDÍTÉSEK ASTM Amerikai vizsgálati előírás BS Angol szabvány DIN Német szabvány EC2 Eurocode 2 MSZ Magyar szabvány Önorm Osztrák szabvány PVC Polyvinil klorid RVS Osztrák vizsgálati előírás SCD Homokfolt átmérője (Sand Circle Diameter) TNZ Újzélandi vizsgálati előírás T/WA Nyugat ausztrál útügyi vizsgálati előírás


TERMINOLÓGIA


iv

Terminológia

adhéziós kötés A törésmechanikában használt kifejezés, a felületeknek a molekuláris vonzáson

alapuló összetapadását jelenti. A kémiában kohéziónak hívják. Beton esetében a húzószilárdságot biztosítja. A kötés a felületek elmozdulásakor kimerül. Az elmozdulást a súrlódás gátolja.

beton-beton együttdolgozása Egy korábbi időpontban készített, a szilárdulás már valamilyen fázisában lévő beton és

annak felületéhez hozzá vagy ráöntött friss beton megszilárdulása után a két beton teherbíró kapcsolata az egyikből a másikba átnyúló összekötő elem nélkül.

felületi durvaság A szilárdulás valamely fázisában lévő beton szabálytalan geometriájú felületének

tulajdonsága, ahol elsősorban az adalékanyag durva szemcséi a felületből kiállnak, ezzel azt egyenetlenné téve.

felületi tisztaság A szilárdulás valamely fázisában lévő beton por, olaj, zsír, szerves anyag és laza

szemcséktől mentes felületének tulajdonsága. fogadóbeton Egy korábbi időpontban készített, a szilárdulás már valamilyen fázisában lévő beton. homokfolt módszer Az útépítésben használt, a világ különböző országaiban kissé eltérően szabványosított

eljárás az útfelület érdességének meghatározására. munkahézag Egy korábbi időpontban készített, a szilárdulás már valamilyen fázisában lévő beton és

annak felületéhez hozzá vagy ráöntött friss beton csatlakozási felülete. súrlódás Érintkező felületeknek egymáson való elmozdulását gátló hatás. Relatív

elmozduláshoz kötött, a mozgás során lép fel. Mértéke a súrlódó anyagoktól és az azokat összeszorító feszültségtől függ.

újbeton A fogadóbeton felületéhez hozzá vagy ráöntött beton. munkahézag átlagos nyírófeszültsége Törési alapérték, amelyből a határfeszültség számításához hasonló módon lehet

számítási feszültséget megállapítani.


1. BEVEZETÉS


1

1. BEVEZETÉS 1.1 A beton munkahézag képzése

Számtalan esetben kerül sor beton munkahézag képzésére. Minden olyan esetben, amikor olyan betonhoz amelyben már megindult a kötés, vagy már megszilárdult, közvetlenül hozzá vagy rábetonozunk, munkahézag keletkezik. A már kötésnek indult, vagy megszilárdult beton ily módon a frissbeton szempontjából fogadó betonná válik, felülete közvetlen kapcsolatba kerül a mellé, vagy ráöntött betonnal. A fogadó beton sok esetben már kimondottan „öregnek” mondható, már hónapokkal, évekkel korábban megszilárdult. A munkahézag képzésének alapesetei a készítés szempontjából a következők

– előregyártott-előregyártott vasbeton szerkezetek kapcsolata, – előregyártott-monolitikus szerkezetek kapcsolata, – monolitikus-monolitikus szerkezetek kapcsolata.

A két beton felületi kapcsolatától sok esetben a teherviselés tekintetében

együttdolgozást várunk el. Az együttdolgozás irányának három fő alapesetét különböztethetjük meg: a) A mindkét felületre merőleges nyomást, mely a legegyszerűbben kezelhető

igénybevétel, mivel lényegében a beton felületén normálerőből származó nyomófeszültség keletkezik, melyet a beton viszonylag nagy nyomószilárdsága miatt elvisel. Ezt a feszültséget a beton szempontjából általában + (pozitív) előjelűnek tekintjük.

b) A mindkét felületre merőleges húzást, mely nagyon kedvezőtlen hatás, mivel a beton húzószilárdsága viszonylag alacsony, a két felület együttdolgozó képessége a húzófeszültségek szempontjából elenyésző. Minden esetben a húzófeszültség fellépte kedvezőtlenül befolyásolja a másik két irányú együttdolgozó képességet. Ezt a feszültséget a beton szempontjából általában – (negatív) előjelűnek tekintjük.

c) A két betonréteget egymáson elcsúsztatni akaró nyírást, melyből származó nyírófeszültségeknek a kapcsolat által való felvétele a három alapeset közül a legbonyolultabb. A fogadó és az új betonréteg együttdolgozó képességét ez a nyírási teherbírás írja le legjobban Az együttdolgozó képesség definiálására a két rétegnek az egymáshoz képest bekövetkező relatív elmozdulással szemben tanúsított ellenállása a legalkalmasabb.

A fejezet első része a betonban a munkahézagfogalmát tisztázza és képzésének alapeseteitfoglalja össze. Tárgyalja a munkahézagoknál afogadó és az új beton együttdolgozó képességénekfőbb módozatait. A második rész összefoglaljajelen kutatás jelentőségét és a PhD értekezéscélkitűzéseit.


1. BEVEZETÉS


2

A fentiek szerint összebetonozott két betonréteg nyírással kapcsolatos együttdolgozását a jelenleg érvényben lévő és a tervezett szabályzatok négy fő tényező alapján veszik figyelembe, melyek a adhézióból és a felületekre merőleges erő esetén a súrlódásból, a fogadó beton felületén szabályosan kialakított együttdolgoztató fogazásból, illetve a fogadó betonból az új betonba átnyúló vasalás hatásából származnak. Az utóbbi két (fogazott és vasalt) esetből származó nyírási teherbírás kérdése jól definiált. Jelen értekezés a beton munkahézag adhézióból illetve a rétegek relatív elmozdulásának kezdetekor fellépő súrlódásból származó nyírási teherbírást pontosítja. Az értekezés a adhéziót elkülönítetten kezeli a súrlódástól, mivel az előbbinél a rétegek egymáshoz képest való relatív elmozdulása zérusértékű, az utóbbi azonban már elmozdulást feltételez. Míg két egymással érintkező betonfelület, illetve összebetonozott felület súrlódásából eredő nyírási teherbírást számos kutató vizsgálta, a adhézióból származó nyírási teherbírást, illetve annak pontos paramétereit kevés vizsgálati eredmény támasztja alá.

A beton munkahézag, adhézióból származó nyírási teherbírását főként a fogadó beton felületének tisztasága, durvasága és a két beton nyomószilárdsága befolyásolják. A kutatás során a fogadó beton felületének tisztaságát, mint adottságot vettem figyelembe (a fogadó beton felületén zsír, olaj, por illetve egyéb szerves vagy szervetlen bevonat hatását kutatásaim során nem vizsgáltam). A felületek durvaságát adaptált homokfolt módszerrel definiáltam, a két beton nyomószilárdságát törési eredmények alapján értékeltem. 1.2 A kutatás alapkoncepciója, jelentősége és célja Vasbetonszerkezetek tervezése és kivitelezése számszerűsített előírt paraméterek alapján dolgozunk. Beton munkahézagok képzésekor azonban a fogadó beton felülete csak szóbeli minősítés alapján kerül előírásra a tervezéskor, és szemrevételezéssel minősítésre a kivitelezéskor. A kutatás alapkoncepciója az volt, hogy a beton munkahézagok nyírási teherbírása tervezéskor ne csupán szóbeli leírás alapján kerüljön meghatározásra, kivitelezéskor pedig a minőségellenőrzéshez számszerűsített iránymutatást lehessen adni. Lényeges szempont volt a kidolgozásra kerülő módszer egyszerűsége.

A kutatás jelentősége, hogy a felület durvaságát nem csupán viszonylag rövid ideje (néhány nap vagy hónap) megszilárdult betonok esetében, hanem már régóta (esetleg évek óta) elkészült szerkezeti elemek hozzábetonozásakor, illetve felújításakor is lehet számszerűsíteni. A felületi durvaság mérőszáma objektív méretezésre és minőségellenőrzésre ad lehetőséget, a felület csupán szemrevételezéséből eredő szubjektivitásokat ki lehet szűrni. Természetesen a fogadó beton felületi durvaságának meghatározásán kívül, – hagyományos módszerekkel – mind a fogadó, mind pedig az „új” beton szilárdságát meg kell határozni az együttdolgozó képesség meghatározásához.

A kutatás célja volt, hogy felület durvaságának definiálását olyan módszerrel kívántam elvégezni, mely külső munkahelyi körülmények között is egyszerű módon, de biztonságosan meghatározható, számszerű eredményt ad. A számszerű mérési eredmények alapján meghatározhatóvá kívántam tenni a beton munkahézag adhézióból származó együttdolgozó képességét a fogadó beton felületi durvaságának és a betonok nyomószilárdságának függvényében a sima és durva felületek közötti átmeneti esetekre is. Szintén célom volt, hogy a módszer kellő pontosságú, és reprodukálható legyen. Fontos volt, hogy a felület durvaságának mérése különösebb szakértelmet, illetve gyakorlatot ne igényeljen, azt sorozatgyártásban készülő, előre gyártott vasbeton elemek esetében alacsonyan képzett munkaerő is el tudja végezni. Lényeges volt olyan módszer használata, mely alkalmas


1. BEVEZETÉS


3

esetleg fényképes dokumentálásra is az előre gyártott vasbeton szerkezeti elemek gyártáskori minőségellenőrzésének biztosítására.

Megjegyzem, hogy a kidolgozott módszer csak közel vízszintes felületek vizsgálatára alkalmas.


2. A SZAKIRODALOM

PhD értekezés ÁTTEKINTÉSE Simon Tamás Károly

4

2. A SZAKIRODALOM ÁTTEKINTÉSE 2.1 A beton munkahézag helye és kialakítása 2.1.1 Munkahézag előregyártott – előregyártott vasbeton szerkezetek kapcsolatainál Előregyártott-előregyártott vasbeton elemek kapcsolatait, ahol munkahézag keletkezik, szerkezeti kialakításuk szerint a következő csoportokba lehet osztani (Balázs, - Fogarasi, 1977): – helyszínen kibetonozott, acélszerkezetű kötőelemes kapcsolat.

– vasalt betonkapcsolatok, – vasalatlan helyszíni beton képezi a kapcsolatot,

A könyvben még egyéb szerkezeti kialakítású csoportok is fel vannak tüntetve, azok azonban nem képezik vizsgálataim tárgyát.

A helyszínen kibetonozott, acélszerkezetű kötőelemes kapcsolat esetében az új és régi beton közötti adhézióból származó teherátadódást elhanyagoljuk, azt az acélból készített szerelvények biztosítják. A kibetonozás csak a teherátadó acél szerelvények korrózióvédelmét szolgálja. Az ilyen esetekben keletkező beton munkahézag nyírási teherbírását nem vesszük figyelembe, ezért ez az eset nem képezi a kutatás tárgyát.

A vasalt betonkapcsolatok esetében részben, vagy egészben az előregyártott elemekből kinyúló betonacélok biztosítják az erőátadódást, főként csaphatás által (dowel effect). Az ilyen kapcsolatkialakításnál az előregyártott elemek közötti teherátadódásában a beton-beton közti adhézió is szerephez jut, mivel a betonrétegek egymáshoz képest való relatív elmozdulásának megindulásáig a vasalás nem vesz részt a teherviselésben. Egy ilyen kapcsolat kialakítására példa az 1. ábrán látható. 1. ábra Példa vasalt, előregyártott-előregyártott vasbeton, vasalt beton kapcsolatára

házgyári falpanelek esetén (három belső fal kapcsolata)

A fejezet első része a beton munkahézagokszakirodalomban és a gyakorlatban találhatóelőfordulási fajtáit ismerteti. A második rész azegyüttdolgozást elemző, vonatkozó publikációkatés az érvényben lévő, vagy tervezett szabályzatokatelemzi.

100 10015010 10

100

150

10


2. A SZAKIRODALOM


5

Amennyiben vasalatlan helyszíni beton képezi a kapcsolatot és az közvetíti a terhekből származó igénybevételeket az előregyártott elemek közt, igen nagy szerephez jut a beton-beton közötti adhéziós hatás. Ebben az esetben az egyik elemről a feszültségek az egyik oldali munkahézagon keresztül a helyszíni betonra, majd arról a másik oldali munkahézagon keresztül a másik elemre adódnak át. Az igénybevétel átadódás ilyen esete visszavezethető a következő pontban tárgyalt előregyártott–monolitikus vasbeton tartószerkezetek kapcsolatára. 2.1.2 Munkahézag előregyártott-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolatainál

Az előregyártott-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolata esetén szerkezeti kialakítás szempontjából három alapeset lehetséges, melyek szabadon kombinálhatók. A három alapeset: a vasalt kapcsolat, a fogadó beton szabályos fogazásával kialakított kapcsolat illetve a fogadó beton felületének durvaságától is függő adhéziós kapcsolat. E három alapesetet szemlélteti a 2. ábra. A vasalt és a szabályosan fogazott kapcsolatok erőátadó képessége pontosan szabályozott, definiálható. Kialakításukra az előregyártás során ellenőrzött körülmények között lehetőség van. Hátrányuk, hogy költségesek. A fogadó beton felületi durvaságával befolyásolt kapcsolat figyelembevétele a jelenleg érvényben lévő, illetve tervezett szabályzatokban nincs teljes körűen definiálva. 2. ábra Példák a fogadóbeton felületi kialakításának három alapesetére előregyártott-

monolit vasbetonszerkezetek kapcsolatainál

Az adhéziós kapcsolatot három fő paraméter befolyásolja: a fogadó betonfelület tisztasága, a fogadó betonfelület durvasága és a fogadó, illetve a monolit beton húzószilárdsága – mely viszont a nyomószilárdságukkal szoros összefüggésben van –. A fogadó beton felületének tisztaságát (por, zsír, olaj stb.), szennyezés mentességét kutatásaim során alapvetőnek tekintettem, ezért ezt a paramétert nem vizsgáltam. A fogadó beton felületi durvaságát az érvényben lévő, vagy tervezett szabályzatok szemrevételezéssel határozzák meg. Számszerű, mért a durvasággal folytonos, esetünkre vonatkozó összefüggés a korábbi kutatásokban nem szerepel. 2.1.3. Munkahézag monolit-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolatainál

Monolit-monolit vasbeton szerkezeti kapcsolatnál a munkahézag tervezetten, vagy véletlen jelleggel készül. Tervezett monolit-monolit vasalt beton munkahézag készül például

1

23

1

23

1

2

3

előregyártott vasbeton kéregpanel

monolit beton

munkahézag a két betonréteg között 1

23

a) vasalt kapcsolat b) adhéziós kapcsolat

c) szabályosan fogazott kapcsolat


2. A SZAKIRODALOM


6

nagy kiterjedésű vasbeton lemezek készítésekor, amikor egymás melletti sávokat betonoznak, és a sávok széleinél a csatlakozási felületen a beton már kötésnek indul. Tervezett monolit-monolit vasalatlan beton munkahézag készül például tömegbetonból épülő gátaknál, ahol az egyes betonrétegeket egymáson juhlábhenger jellegű eszközzel tömörítik (Peng, - Zhao, - Zhu, 1997).

Véletlen jellegű az a monolit-monolit vasalt, vagy vasalatlan munkahézag, amikor például meghibásodott betonpumpa miatt meg kell szakítani a betonozást, és sok esetben a folytatásra csak órák, vagy napok múlva kerülhet sor. Ilyen munkahézag szintén kialakulhat olyan esetben, ha téli betonozásnál a beton felső több cm vastag rétege megfagy, azt vissza kell vésni a már kellő szilárdságú mélységig (ha van ilyen) és új felső betonréteg készül. Vasbeton szerkezetű hidak és utak esetén szintén gyakran előfordul monolit-monolit vasalatlan beton kapcsolat. Példa erre, főként felújítások során, új kopóréteg felhordása.

Vasalatlan beton esetén csak az adhézió az, ami a betonrétegek közötti teherátadódást biztosítja. A fogadó beton felületi durvaságát ilyen esetben mindenképpen minősíteni kell annak érdekében, hogy ez a teherátadó képesség számíthatóvá váljék. Ilyen esetekben szintén nem szabad figyelmen kívül hagyni a szemcsehatást (effect of aggregate interlock shear). 2.2 A beton-beton együttdolgozása munkahézagnál Előregyártott vasbeton szerkezetek esetében a gyakorlatban sok esetben a vasalt, vagy fogazott előregyártott-monolit vasbeton szerkezetek kapcsolatáról beszélünk. A következőkben nyomon szeretném követni a vonatkozó szakirodalmak megállapításait. Farran (1956) A cementek hidratált alkotórészei és az adalékanyagok közötti tapadást vizsgálta ásványtani módszerekkel. A témakörben az általa leírtak alapműnek tekinthetők. Két tapadási módot említ a szilárd fázisok között, a durva tapadást, mely az adalékszemcsék durva felületét körülvevő hidratált cementből adódik, és a hálódimenziós tapadást – mely az ideális kapcsolat -, amikor is a cement kristályai egy átmeneten keresztül a folytatásaivá válnak az adalékanyag kristályainak.

Goschy – Balázs (1960) elméleti úton vizsgálták a fejlemezes T keresztmetszetű kéttámaszú tartót, melynek fejlemezét helyszínen betonozzák rá az előregyártott gerincre. A számítási eredményeket kísérletekkel ellenőrizték. Eredményeik összefoglalása a következő: – a Mohr féle törési feltétel az együttdolgozó vasbeton tartóra jó eredményt szolgáltat, – a hajlítási és nyírási biztonságot is ellenőrizni kell, – a nyírási (kapcsolati) biztonság legalább akkora legyen, mint a hajlítási biztonság.

Orosz (1963) az ÉKME Beton és vasbetonépítési laborban végzett kísérletet ismertet előregyártott (normál ill. feszített vasalású) gerendákkal és normál vagy könnyűbeton rábetonozással kialakított kombinált tartókkal. Megállapították, hogy a kétféle beton között a kapcsolat megbízható, elválás még a törés közelében sem volt észlelhető (minimális kapcsoló vasalást alkalmaztak). Bebizonyosodott, hogy gyenge felbetonnal és könnyűbeton felbetonnal is megfelelő teherbírásnövelést lehet elérni. Fárasztó vizsgálatot nem végeztek. A zsugorodás hatása a kísérletek szerint sokkal kisebb, mint amit az elmélet szerint várni lehetne. Taylor – Broms (1965) Durva adalék és a cementpép vagy habarcs közötti nyírási tapadási szilárdságot vizsgálják. Azt tapasztalták, hogy a nyírási tapadási szilárdságra hatással van az adalékanyag típusa, és a habarcs vagy cementmátrix összetétele (különböző víz/cement és cement/homok tényezők esetén). A nyíró tapadó szilárdságot értékelték a súrlódási szög és a kohézió függvényében. Úgy találták, hogy a nyíró tapadó szilárdságot csak a belső súrlódási szög befolyásolja, és közel független az adalékanyag illetve a mátrix összetételétől.


2. A SZAKIRODALOM


7

Betonkalender (1966) különböző olyan födém megoldásokat ismertet, melyeknél a födémtartók és a helyszíni kibetonozás a végállapotban együttdolgozik. A födémtartók lehetnek vasbetonból, feszített betonból, acél rácsostartóból, lemezből sajtolt acéltartóból, stb. A födémtartók közé helyezett zsaluzó elemre betonozzák a helyszíni betont, mely így végül együttdolgozik. (Hazánkban ilyen megoldások a FERT födém, a PPB födém, a TRIGON-H rendszerek, az YTONG kéregzsalu, napjainkban a PROFIPANEL és az előregyártott hídgerendák. További külföldi példák a LEITL Spannton Ausztriában, STALTON Belgiumban stb.)

Szalai (1967) elméleti vizsgálatokat végzett az együttdolgozó tartókra. A kúszás számítása során a Dischinger féle elméletet vette alapul. Az újabb elméletek és kísérleti vizsgálatok szerint (Trost, Zerna, Pfefferle) azonban az időben való változást nem az 1/et, hanem az 1/e t összefüggés jobban írja le. A magyar szabvány is áttért az új elméletre. Valószínűleg ez az oka annak, hogy a kísérleteknél a zsugorodás hatása lényegesen kisebbnek mutatkozott, mint a számított (lásd Orosz).

Basler - Witta (1967) az előregyártott és a helyszíni beton kapcsolatának vizsgálatára készült kísérleteket ismertet, és méretezési ajánlást is ad. Nemcsak próbatesteken, hanem természetes méretű tartókon is végeztek kísérleteket. A vasalás nélküli kapcsolat betonnak tulajdonítható elnyíródó teherbírása mintegy felére adódott a minimális vasalással ellátott próbatestek értékeinek.

Hofbeck – Ibrahim -– Mattock (1969) a felületre merőleges vasalású elemek elcsúszási nyíróteherbírását vizsgálták kísérleti úton. Egybebetonozott, megrepesztett és rábetonozott elemeket vizsgáltak. Foglalkoztak a vasmennyiség hatásával is. Megállapították, hogy az egybebetonozott szerkezet esetében a repedéskép 45°- os az elméleti nyírt síkra, és az összekötő vasalás húzott. Megrepesztett ill. rábetonozott elemek esetében az acélbetétek hajlítva vannak, és a beton tapadó-súrlódó igénybevételt szenved. A tönkretevő igénybevétel mintegy 80%-a az egybebetonozott elemekének, de még így is jóval nagyobb, mint a számítható érték.

Fouré (1970) az előregyártott beton és a helyszíni beton közötti tangenciális teherbírás meghatározására végzett kísérletet ismertet vasalt kapcsolat esetére. A kapcsolati teherbírásban mind a beton, mind a vasalás résztvesz.

Pommeret (1970) előregyártott vasbeton panel és helyszíni kibetonozás közötti kapcsolatot kísérlettel vizsgálta hurkos acél kapcsolatok esetében. Az elmozdulás során a betonfogak teherbírásának kimerülése után a teherbírás állandónak vehető.

Pommeret (1971) kísérleteket végzett előregyártott és helyszíni beton közötti kapcsolat teherbírásának vizsgálatára. A képlékeny acéllal vasalt elemek a fog teherbírásának kimerülése után állandó teherbírást mutattak, míg a kemény (670 N/mm2 szilárdságú) acélokkal vasalt elemeknél 10–15 mm elmozdulás után a kapcsolódó acélbetétek elszakadtak. Ezért a kapcsoló acélbetétek képlékeny nyúlóképessége fontos követelmény.

Dné Szederjei (1971) az összekötő vasalás csaphatását vizsgálta, a két beton között csúszóréteget alkalmazva. A csap határfeszültsége az acél és a beton szilárdság szorzata négyzetgyökével arányos. A kísérletek az acélbetét hajlásszögének hatását is kimutatták.

Soubret (1971) kéregzsalus gerendákkal ill. panelekkel végzett kísérletezett. A kapcsolatot acél rácsos tartó biztosította. Vizsgálták az időben jelentkező lehajlásokat. Az elemek megfelelően viselkedtek.

Dulácska – Dné Szederjei (1972) a BME vasbeton laborban végzett kísérletek, valamint a francia és amerikai kutatások eredményei alapján méretezési ajánlást ad a kapcsolati teherbírás számítására. A 0,1% kapcsoló vasalás alatt a teherbírás jobban csökken, mint azt a vasalás csökkenése indokolná, ezért e határon alul csökkentő tényező indokolt. Az MSZ 15022/4-86 függeléke ezt az eljárást tartalmazza egyszerűsített formában.


2. A SZAKIRODALOM


8

Paulay - Loeber (1974) a beton nyíró-súrlódó elméletét tárgyalja. Nem foglalkozik

azzal az esettel, amikor valamely hatás a felületeket el akarja távolítani egymástól. A kutatási program kísérleti ellenőrzést is tartalmazott.

Mattock (1974) a nyíró-súrlódó felület teherbírását kísérleti úton vizsgálta. Kutatta, hogy a repedést ferdén keresztező acélbetét hogyan viselkedik. A ferdeséget úgy kialakította ki, hogy az acélbetét ne csak nyírási hajlítást, hanem húzást is kapjon. Egybebetonozott, ill. elrepesztett próbatestekkel kísérletezett. Megállapította, hogy az előrerepesztett elem a repedés mentén elcsúszva megy tönkre, míg az egybebetonozott elem ferde repedések kialakításával szenved nyírási törést. A biztonság a számítható értékekhez képest megfelelő.

Balázs – Fogarasi (1977) szovjet irodalmi hivatkozás alapján közöl eljárást a kapcsolat vizsgálatára. Foglalkozik a fogak ill. a kapcsolati vasalás méretezésével. Megemlíti, hogy a kis kapcsolati nyírófeszültség és durva felszín esetén (0,2-0,3 N/mm2) a legtöbb szabályzat megengedi a kapcsolat vasalás nélküli együttdolgoztatását.

Regles B.A.E.L.80 (1979) a francia vasbeton előírás és magyarázata. Foglalkozik az előregyártott lemezre (kéregzsalu) betonozott helyszíni betonnal kialakított vasbeton szerkezettel. Kapcsoló vasalást nem kíván meg, ha – a teher megoszló, – nincs dinamikus hatás, – nincs ütésszerű teher, – nincs koncentrált teher, – a kapcsolódó elem felülete érdes, – nincs húzás a kapcsolt felületen (nincs elválasztó húzóerő), – a nyírófeszültség kisebb, mint 0,35 N/mm2. Ha kapcsoló vasalás szükséges, akkor azt a magyar szabványban megadott módon számítja, de az elcsúsztató nyírófeszültségből le szabad vonni az összeszorító (pl. önsúly és hasznos teher hatására) származó feszültséget.

Walraven - Reinhard (1981) a nyíró-súrlódó felület nyírási teherbírásával foglalkoztak. Elméletet dolgoztak ki a hatás számításba vételére, melyet kísérlettel ellenőriztek. Az összekötő acélbetétek csaphatását két módon igyekeztek a kísérleti eredményből kiküszöbölni. Egyrészt lágygumi csövet húztak az acélbetétre az elnyíródó felület közelében, másrészt nem belső, hanem külső acélbetéteket alkalmaztak. A kísérletek szerint az elcsúsztató teherbírás 0,2–0,4 mm elmozdulásnál éri el a maximumot. Az összekötő csapoknak a csaphatása elhanyagolható a felület-összetartó szerepükhöz képest.

Orosz–Tassi–Ódor (1984) 5,45 m fesztávolságú, 5 cm vastag feszített zsaluzópanellel készült, 25 cm vastag kéttámaszú födémet vizsgáltak. Minimális vasalás volt a két felület kapcsolatában. A legnagyobb csúsztatófeszültség 7,4 N/mm2 -re adódott. A két réteg között relatív elcsúszást nem lehetett észlelni. A panelek a berepedt tartókra vonatkozó II. feszültségi állapot szerint számíthatóak. A kísérleti elemek nyírási-hajlítási tönkremenetelt szenvedtek, melynél a zsaluzópanel és a rábetonozás közös testként viselkedett. A 0,2 mm repedés megnyíláskor 25,8 kN/m2 mértékadó teher adódott. Végül is megállapították, hogy a PR födém biztonsága megfelelő.

Andor – Kurutzné (1985) A Panelszerkezetek csomópontjainak szilárdsági jellemzésével foglalkozott. Megállapították, hogy – a kísérleteik alapján – a nyírás szempontjából a csomópontok szilárdsági jellemzőire a legnagyobb hatással annak kialakítása, illetve geometriája; a két beton szilárdsága; a kapcsolati vasalás kialakítása; a felületre merőleges nyomás; és a terhelés jellege van. A dolgozatukban első helyen szerepelt a kialakítás, illetve geometria, azonban több irodalmi hivatkozással együttesen csak a szabályos fogazással ellátott előregyártott felületet vizsgálták. Szót ejtenek a nem fogazott és vasalt


2. A SZAKIRODALOM


9

kapcsolat nyírási teherbírásáról, nincs azonban megfogalmazva a fogadó beton felületének milyensége, a nem szabályosan fogazott beton felületet simának tekintik.

Silfwerbrand (1986) kétrétegű betonelemeket vizsgált (Svédország), melyek érdesített felületű régi és erre rádolgozott új betonból álltak. Az egyszerű alátámasztású, kéttámaszú, kétrétegű hajlított elemek összekötő vasalás nélkül ugyanolyan magas határfeszültséget mutattak, mint a homogén elemek. A fáradási szilárdság a csatlakozó felület mentén kisebbnek mutatkozott. A húzás okozta alakváltozás ellene dolgozva a zsugorodásnak bebizonyosodott, hogy megfelelően előkészített felület esetén a kapcsolat teherbírását a zsugorodás nem csökkenti le. A sima felület nem alkalmas kétrétegű szerkezet készítésére.

Seiler (1989) dolgozata az akkor új, 1988-as DIN 1045 előírásait magyarázza és mutatja be, a 4. fejezettől kezdődően tárgyalva az előregyártott és helyszíni beton közötti nyírási problémákat. Bizonyos feltételek mellett (pl. közlekedési teher kisebb, mint 5 kN/m2, a koncentrált teher kisebb mint 7,5 kN, a csatlakozási felület érdes, az előregyártott elem végén konstrukciós acélkapcsolat van a szétválás ellen, a lehajlás kisebb mint 1/500, és ha a nyírófeszültség kisebb, mint a megengedett alsó nyírási feszültség fele) vasalás nélkül megengedi az együttdolgozást.

Schafer - Schmidt-Kehle (1990) 23 kísérletet ismertet az előregyártott lemez és helyszínen betonozott felbetonból kialakított kéregzsalus szerkezet viselkedésére. 19 elem volt kapcsoló vasalással ellátva, és 4 elemben nem volt kapcsoló vasalás. A 23 elemből 21 esetben a nyomott öv törése miatt ment tönkre a szerkezet, 2 esetben pedig a kapcsolódó felület menti elnyíródással. A kapcsoló vasalás nélküli elemek közül egy sem ment tönkre a kapcsolódó felület elnyíródásával. A töréskor számított nyírófeszültség 0,8–0,86 N/mm2 volt. A nyírási felületen tönkrement elemekben a nyírási vasalási „fedettség” 0,37 és 0,6 volt, a tönkremeneteli számított nyírófeszültség pedig 1,76 és 2,15 N/mm2.

Burkhard (1990) tervezési segédletet ad a rácsos tartós zsaluzópanelek esetére, a DIN 1045 előírásait figyelembe véve. Gilyén (2000) A beton nyírószilárdságával foglalkozott munkahézagokban, és az előregyártott elemek közötti illesztésben. Megállapítja, hogy miután a munkahézagban érintkező betonfelületek nincsenek ideális ragasztóval összekötve, a kapcsolat fogazás szerű. A zsugorodást is figyelembe kell venni. Mindazonáltal a kapcsolat teherbírására nem ad egyértelmű megfeleltetést. Polgár (2000) A Szabványainkról, tankönyveinkről, az „iparos” szemével nézve c. cikkében az előregyártott panelek és a monolitikus beton kapcsolatával foglalkozik, bírálja a jelenleg érvényben lévő Magyar szabályzatokat, és felhívja a figyelmet az EC2 használatának szükségességére. Dulácska (2001) Hozzászólást tett közzé a Polgár (2000) cikkhez, az előregyártott és helyszíni beton csatlakozási kérdésének műszaki elemzésével. Fogazott fogadóbeton felületeket vizsgált, a felület durvaságának kérdését nem elemezte. Gilyén (2001) Az előregyártott elemek kapcsolatainak kompatibilitási és inhomogenitási kérdéseivel foglalkozott. Megállapította, hogy az előregyártott és a helyszíni kibetonozás között a méretekből, és az eltérő technológiákból eredően igen nagy a mechanikai tulajdonságokban az eltérés. Ezeknek az eltéréseknek a csökkentésére a helyszíni betonozás pontos technológiáját is meg kell adni a tervezés során. Polgár – Stairits (2001) Cikkükben a hazai gyártású Profipanelt ismertették. Ez a lágyvasalású elemes födém kéregpanel beépített összekötő vasalással rendelkezik, mely biztosítja a felbetonnal az együttdolgozást. A kéregbeton felső felületének feldurvítását a gyárban a vasalás közötti, hosszirányú rovátkolással végzik. Gilyén (2002) A rábetonozással készült szerkezetek méretezési kérdéseiről írt. Megállapítja, hogy a letapadással, illetőleg a biztonság kedvéért a hasító súrlódás számításba


2. A SZAKIRODALOM


10

vételével utólagos megerősítés is készíthető, például födémnek a többlet terhelésre többtámaszúsítással való megerősítése. Dulácska – Csák – Orosz (2002) A beton nyugvásbeli súrlódási tényezőjének vizsgálata során megállapították, hogy a Coulomb tétellel ellentétben az nem anyagállandó, hanem az igénybevételi szinttől függ. Mivel a betonfelületek érdesítésének (feldurvításának) fogalma még nem volt tisztázva, javasolták ilyen irányú kutatás elvégzését. Kísérleteik alapján javaslatot adtak a C20/25 szilárdsági osztályú sima, száraz beton új súrlódási tényezőjére. Matuscsák – Draskóczy – Hamza – Sajtos (2003) A BME Szilárdságtani és Tartószerkezeti Tanszékén végeztek kísérleteket a Wienerberger Téglaipari Rt. Profipanel márkanevű kéregbeton födémelemeivel. A kísérletek célja egyrészről a gyakorlatban eddig alkalmazott vasalási rendszerek erőtani vizsgálata, másrészt a kétirányban teherhordó födém Profipanellel kialakítható vasalási megoldásának ellenőrzése volt. Az elemek viselkedése igazolta a kétrétegű Profipanelek kedvező szilárdsági jellemzőit. Megállapították, hogy az elemek 50-60 % tartalékkal rendelkeznek a számított tönkremenetellel szemben, a repedéstágasság szempontjából kedvező a viszonylag kis átmérőjű és sűrűbb vasalás alkalmazása, az elemek jelentős alakváltozó képességét és ezzel a ridegtöréssel szembeni ellenállását, végül azt, hogy még nagy lehajlások esetén sem következett be az előregyártott és a monolit réteg közötti jelentős elcsúszás. Farkas – Völgyi (2004) Előadásban ismertették a kéregpanellel készült szerekezetekkel szemben támasztott követelményeket magasépítési födémek esetén. A vizsgálat alapjául az Eurocode 2 –t (PrEN 1992-1-1:2003) vették alapul. Megállapították, hogy nagy fesztávok áthidalásánál a közúti szállítás korlátai miatt a paneleket hosszirányban toldani kell. Ez esetben azonban gondot jelent a két tartórész megfelelő, megbízható együttdolgozása. Ezen segít a tartó alsó tartományába bevezetett nyomóerő, melyre lehetőségként megfelelően vezetett csúszókábeles utófeszítési technológia kínálkozik. Randl (2004) A HILTI laboratóriumaiban végzett, eltérő korú betonkompozitokkal végzett nyírási kísérleteiről számol be. Elsősorban a vasbeton szerkezetek felújításának lehetőségét vizsgálta. A fogadó beton felületeket nagynyomású vízzel illetve homokfúvással készítette elő. Vizsgálataihoz a rábetonozásba átnyúló betonacél tüskéket ragasztott a fogadóbetonba a csatlakozási felülettel merőlegesen. A fogadó beton felület munkahelyi elszennyeződését három réteg formaleválasztó olaj felhordásával szimulálta. A felület durvaságát az útépítésben használt homokfolt módszerrel javasolta vizsgálni. Megállapította, hogy a nyírt munkahézagok új tervezési megközelítésével a munkahézag nyírási teherbírása a felület durvaságának, az átmenő vasalásnak és – ha van – a külső normálerőknek a függvénye (az MSZ is így írja elő). 2.3 Vonatkozó szabályzatok

A fogadó és új betonrétegek együttdolgozó képességének vizsgálata jól példázza a szabályzatok ipar által kikényszerített fejlődését. Mint az a 2.1 fejezetben látható, évtizedek óta kutatók vizsgálták a kérdést, de a szabványok csak akkor kezdték el követni a kutatási eredményeket, amikor nagymennyiségű, előregyártott vasbeton elem gyártása kezdődött meg. Az értekezés ezen fejezetének célja, hogy reprezentatív mintát


2. A SZAKIRODALOM


11

mutasson be különböző országok érvényben lévő, vagy tervezett, vonatkozó előírásaiból. Nem célom a szabványok fejlődésének teljes történelmi áttekintése.

A Magyar Szabvány (MSZ 15022/4-86) nagyon szigorú előírás a beton-beton együttdolgozása tekintetében. Megengedi a fogazás és a kapcsolatra merőleges, vagy szög alatt átmenő vasalás egyidejű figyelembevételét, a beton-beton súrlódásából (normál erő esetén) vagy az adhézióból származó erőátadó képesség beszámítását csak abban az estben, ha minimálisan a felület 0,1 % -ra számított átmenő vasalás van alkalmazva. A vasalt kapcsolat nyírási teherbírásának számítási értéke az adhézióból:

TH3 = Ac· fct·αf (Vc) ahol Ac a számításba vett csatlakozó felület, fct a beton húzási határfeszültsége, (fctk) αf súrlódási együttható, melynek értéke (µc)

– csúszóréteg esetén: 0; – zsaluzott, tiszta felület esetén: 0.5; – érdes felületnél: 0.8.

fct értékeit az 1. Táblázat tartalmazza különböző beton nyomószilárdsági osztályok esetére Beton szilárdsági jel C10 C12 C16 C20 C25 C30 C35 C40 C45 C50 C55 Húzási határfeszültség fct [N/mm2]

0.7

0.9

1.1

1.4

1.6

1.8

2.0

2.1

2.3

2.5

2.7

1. Táblázat Az fct értékei (MSZ 15022/1-86) Az MSZ nem engedélyezi a nyírási ellenállás számításánál a súrlódásból és az adhézióból származó hatás egyidejű figyelembevételét. A súrlódásból származó határnyíróerőt a következő képen kell számítani: TH3 = N·αf Ahol N a felületre ható normálerő merőleges komponense. A felület durvasága nincs számszerűsítve, a csúszóréteg nincs definiálva.

A British Standard (BS 8110-1:1997) maximális értékeket ad a megengedett átlagos vízszintes nyírófeszültségre kompozit gerendák és födémelemek csatlakozási felületén a beton osztály és három felületi durvaság függvényében. Az értékeket a 2. táblázat tartalmazza, melyben csak az átmenő vasalás nélküli esteket adtam meg, mivel a vasalt eset nem tárgya a kutatásnak. Megjegyzem azonban, hogy míg az MSZ a felület 0,1% - át igényli minimális vasalásnak, addig a BS ezt 0,15% - ban határozza meg.


2. A SZAKIRODALOM


12

A helyszíni beton osztálya N/mm2 Előregyártott

elem A felület típusa

25 30 40 és felette Ahogy öntve, vagy extrudálva

0,4 0,55 0,65

Kefélt, lehúzott vagy durvára csömöszölt

0,6 0,65 0,75

Összekötő vasalás nélkül

A cementtejtől lemosott, vagy kötéslassítóval kezelt és tisztított

0,7 0,75 0,80

Megjegyzések: 1. Az „ahogy öntve” kifejezés azokat az eseteket foglalja magában, amikor a betont beöntik a zsaluzatba, vibrálják,

és a felületet meghagyják érdesnek. A felület érdesebb, mint az általában elvárható, lehúzás nélküli betonnál, de nem éri el a durvaságát az olyan felületnek, amely csömöszölt, kefélt, vagy más mesterséges durvításon ment át.

2. Az „extrudálva” kifejezés azokat az eseteket foglalja magában, amikor nyitott textúrájú felület kerül ki egyenesen az extruderből.

3. A „kefélt, lehúzott vagy durvára csömöszölt” kifejezés azokat az eseteket foglalja magában, amikor valamilyen szándékos felületdurvítást alkalmazunk, de nem éri el a mosott adalékos beton felületi durvaságát.

4. A számításoknál feltételezhető, hogy táblázat értékei az alkalmazott biztonsági tényezővel: γm – el már el vannak osztva, melynek értéke 1,5.

2. táblázat A határ-nyírószilárdság tervezési értéke csatlakozó vízszintes felületen [N/mm2]. A BS sem ad számszerűsített felületi durvaságra vonatkozó jellemzőket. Lényeges továbbá annak megfontolása, hogy a helyszíni beton esetleg magasabb szilárdsági osztályú lehet, mint az előregyártott. Az Európai Szabvány prEN 13747-1 (prEN 13747-1:1999) az Eurocode 2 -re (ENV 1992-1-3:1994) hivatkozik, amikor a következő összefüggést adja meg a fajlagos tervezési nyírási teherbírás számítására az ilyen kapcsolatoknál (a kT tényező értékei is ott vannak megadva a felület durvaságának függvényében, azok leírása azonban igen szűkös, azokat a 6. táblázat tartalmazza): τ’Rd = kT·τRd ahol τRd a beton fajlagos nyírási teherbírásának tervezési értéke. A szabványtervezet a τ’Rd értékeit az alábbi, 3. táblázatban adja meg.

τ’Rd Az előregyártott, vagy a helyszíni beton minimális

betonszilárdsági osztálya

A felület leírása

>20/25 >25/30 >30/37 Sima 0.36 0.42 0.47 Durva előregyártott felső felület a 229 WI 9-1:199X* 4.3.2 pontja szerint

0.46

0.54

0.61

* Még nem készült el 3. táblázat A fajlagos tervezési nyírási teherbírás (τ’Rd) értékei [N/mm2] (prEN13747-1:1999) A felület durvasága nem számszerűsített, és közbenső értékek nincsenek megadva.


2. A SZAKIRODALOM


13

Az Osztrák Szabvány (ÖNORM B 4700: 2001) a kapcsolat fajlagos tervezési nyírási teherbírás számítására a következő összefüggést használja közel állandó terhek esetén:

τRd = κ1·τd + ρ·κ2·fyd·(µ·sinα + cosα) + µ·σN + ρ· κ3· cdyd ff · ·sinα < β·ν·fcd Az egyenlet első tagja (κ1·τd) adja meg az adhézióból származó teherbírást, amelynek pontosítása a kutatásom fő célkitűzése. A további tagok a felület fogazásából, az átmenő vasalásból és a felületre merőleges normálerő komponensből származó fajlagos nyírási teherbírást adják meg, ezért ezek tárgyalásától eltekintek. Számomra a κ1 tényező értéke a legfontosabb, amire a szabvány 2-t ad meg azokra az esetekre, ha a felületet nagynyomású vízzel kezelték, és 0-t minden egyéb esetre (homokfúvott, csak vibrált, lehúzott stb.). A 2-es érték a fogazott felületek esetén is érvényes. Az Osztrák Szabvány említést tesz a homokkal történő felületvizsgálatról, melyet az útépítésben használnak (RVS 15.364:1987), és R értékére 2,5 mm minimális értéket határoz meg (ebben az esetben ez a homokmélységet jelenti). Közbenső felületi durvaság mértékek nincsenek figyelembe véve, és nem adja meg, hogy melyik betonréteg szilárdságát kell figyelembe venni.

A Német Szabvány (DIN 1045-1:2001-07) a munkahézag nyírási teherbírásával a 10.3.6. pontban foglalkozik. A DIN 1045-1:2001-07 a következő definíciókat adja a felület durvaságára vonatkozóan:

- nagyon sima: az a felület, amelyet acél vagy sima fa zsaluzatban öntöttek, - sima: az a felület, amelyet a beton vibrálása után semmilyen felületkezelésnek nem

vetettek alá, lehúztak, vagy csúszó zsaluzattal, illetve extrúdálással készítettek, - durva: az a felület, amely megfelel a DafStb Heft 525 – nek, - fogazott: a felület, ha szabályos geometriájú, 10 mm – nél magasabb fogak állnak

ki belőle (a szabványban ábrával illusztrálva, itt 2. ábra, „c” eset) A szabványban a következő összefüggés definiálja a munkahézag fajlagos nyírási teherbírás értékét, átmenő vasalás nélküli esetre: νRd,ct = [0.042·η1·βct·fck

1/3 - µ·σNd] ·b (τRd) ahol:

η1 = 1.0 normál testsűrűségű betonnál; és más értékeket ad könnyűbetonok esetére (a szabvány más helyütt tárgyalja az utóbbit),

βct = durvasági tényező, melyet a 4. táblázatban adok meg, fck = az előregyártott, vagy a helyszíni beton nyomószilárdságának karakterisztikus

értéke (a kisebbet figyelembe véve) N/mm2 - ben, µ = a súrlódási tényező (itt a 4. táblázatban találhatók), (µc) σNd = a függőleges munkahézagra ható, tervezett normálfeszültség értéke (σNd < mint

a beton nyomószilárdsága) σNd = nEd / b > -0,6·fcd N/mm2 - ben, nEd = a hosszirányú normálerő kisebb értéke függőleges munkahézagban, b = a kapcsolódó felületek szélessége.

Kapcsolat 1 2 Eset

A definíciók szerinti felületi durvaságok βct µ 1 fogazott 2.4 1.0 2 durva 2.0a 0.7 3 sima 1.4a 0.6 4 nagyon sima 0 0.5

a Felületre merőleges húzás esetén, βct = 0 4. táblázat βct, és µ értékei (DIN 1045-1: 2001-07)


2. A SZAKIRODALOM


14

A CEB-FIP Model Code 90 (CEB-FIP 1993) a problémát a 3.9 pontban, a „Beton – beton közötti súrlódás” cím alatt tárgyalja. A nehézség a definícióban rejlik, mely kimondja, „A nyírás átadódásának mechanizmusát beton – beton csatlakozó felületeknél, amelyek egyszerre vannak nyírva és normálerőnek kitéve, The beton – beton súrlódásnak nevezzük.” Az a probléma, hogy semmilyen útmutatás nincs arra az esetre, ha normálerő nem hat a felületekre. A két betonréteg adhéziója el van hanyagolva. A felületek durvasága nincs számszerűsítve, azok csak szóban simának, vagy durvának nevezettek.

A teljesség kedvéért mindenképp szót kell ejtenem a tervezett EN 229010 szabványról (prEN 229010-1:2003), ami jelenleg nagy viták forrása. A szabvány „Kompozit födémek együttdolgozása” címen elsősorban béléstestes, gerendás födémekkel foglalkozik. A szabványtervezet az együttdolgozást a teherbírási határállapotban vizsgálja. A szabványtervezet a gerenda és a monolit beton között megengedett maximális nyírófeszültséget (vRdi) és a súrlódási tényezőt a gerenda felületi kialakítása és a monolit beton szilárdsági osztályának függvényében a következő 5. táblázatban adja meg.

vRdi (τRd) értékei (N/mm2) Helyszíni betonosztályok

Típus

A gerenda felülete:

>C20/25 >C25/30 >C30/37

µ

C1 A teteje és oldala csúszó-zsaluzatban, vagy extruderes eljárással készül (az oldal dőlésszöge < 0 %)

0,41

0,48

0,54

0,6

C2 A teteje durva (minimum 3 mm mély és egymástól maximum 20 mm-re), kereszt irányban hornyolt, vagy bordázott. A gerenda oldalai öntöttek, csúszó-zsaluzottak, vagy extrúderrel készülnek.

0,46

0,55

0,63

0,7

C3 A gerendatető a C2-es követelményeknek felel meg, az oldala csúszó-zsaluzatban vagy extrúderrel készül, és elvékonyodik az alsó öv irányában minimálisan 4 mm-t és legalább 6%-ban a magasság több mint 2/3-án a hatékony együttdolgozó magasságnak. A gerenda kerámiapapucsainak oldalai rovátkoltak, vagy hornyoltak.

0,58

0,69

0,79

0,8

5. táblázat (folytatás a következő oldalon)


2. A SZAKIRODALOM


15

vRdi (τRd) értékei (N/mm2) Helyszíni betonosztályok

Típus

A gerenda felülete:

>C20/25 >C25/30 >C30/37

µ

C4 A gerenda teteje és oldala a C3 követelményeit elégítik ki, és a teteje olyan, mint C2 alatt. A gerenda kerámiapapucsainak oldalai hosszirányban rovátkoltak

0,6

0,75

0,83

0,8

C5 A gerenda oldalai és teteje keresztirányban rovátkolt (fogazott) az EN 1992-1-1 6.2.5 szerint. (6.9 ábra).

0,6

0,75

0,9

0,9

5. táblázat A gerenda és a monolit beton között megengedett maximális nyírófeszültség és a súrlódási tényező

Végül, a legaktuálisabb előírás, az Eurocode 2 (ENV 1992-1-3:1994) a következő egyenletet adja a nyírási teherbírás tervezési értékének kiszámításához kompozit szerkezetek csatlakozásánál:

τRdj = kT·τRd + µ·σN + ρ·fyd·(µ·sinα + cosα) < 0.5·ν·fcd A fenti képletben a µ·σN és a ρ·fyd·(µ·sinα + cosα) tagok a normálfeszültségből (a súrlódási tényező ezért szerepel bennük) és a keresztmetszeten átmenő vasalásból származó nyírási teherbírást fejezik ki. Vizsgálataim azonban az adhézióból származó nyírási teherbírás tervezési értékével foglalkoznak, mely az első tagra vonatkozik. Ebben a tagban a kT értékeit a következő 6. táblázatban vannak megadva, a τRd értékei pedig a 7. táblázatban találhatók.

A felület típusa kT

Helyszíni* (monolit) 2.5 Durva 1.8 Sima 1.4 Nagyon sima 0 * Lásd az ENV 1992-1-1 / 4.3.2.5. pontját. 6. táblázat A kT értékei (ENV 1992-1-3:1999)

fck C12 C16 C20 C25 C30 C35 C40 C45 C50 C55 C60 τRd 0.18 0.22 0.26 0.30 0.34 0.37 0.41 0.44 0.48 0.48 0.48

7. táblázat A τRd értékei [N/mm2] (ENV 1992-1-3:1999)


2. A SZAKIRODALOM


16

A felületek simasága vagy durvasága nincs számszerűsítve, azok csak szóban vannak értelmezve, mint például nagyon sima, sima, vagy durva. A különböző előírások alapján számított megengedett nyírási teherbírásokat a 27. táblázat tartalmazza. Be kell látnunk, hogy a fent ismertetett szabályzatok – a beton munkahézag nyírási teherbírásának számításánál – mindegyike foglalkozik a fogadó beton felületének durvaságával, azonban azt kellőképpen nem definiálja. Hiányzik, a felület durvaságától, és a beton átlag- vagy a karakterisztikus szilárdságától függően egy folytonos összefüggés, mely az adhézióból származó nyírási teherbírást megadná. Hiányzik továbbá a felület durvaságának egy mért értékhez viszonyított folytonos megfeleltetése, melyet az általam használt, a következő 2.4 pont alatt ismertetett módszer biztosítani tud. Ezzel nem csak a tervező, hanem a gyártó illetve a minősítő részére is dokumentálható, pontos, a felület milyenségét leíró mérőszámot kapunk. 2.4 A felületi durvaság (érdesség) mérése homokfolt módszerrel

Az, hogy egy felület durvaságáról, vagy pedig érdességéről beszélünk attól függ, hogy a felület bemélyedései (vagy kiugrásai) milyen mértékűek. Útburkolatok felületén érdességet mérünk, mivel a felület egészen más célból, sokkal kisebb felületi egyenetlenségekkel készül, azok mértéke általában 0,5 – 1,5 mm. Esetünkben a fogadó beton felületének kialakítása akkor megfelelő, ha annak felületi egyenetlenségei kimondottan nagyok, több mm nagyságúak, vagyis a felület jóval durvább. Az útépítésben a felületi érdesség definícióit a következő módon értelmezik:

Mikrofelület: olyan felület, aminek felületi egyenetlenségei maximum 0,5 mm – esek. Makrofelület: olyan felület, aminek felületi egyenetlenségei 0,5 mm és 50 mm közé esnek. Megafelület: olyan felület, aminek felületi egyenetlenségei 50 mm és 500 mm közé esnek. A mikrofelület az érdességnek, a makrofelület a durvaságnak, míg a megafelület már

a kátyúknak (gödröknek) felel meg. Ezért a fogadó beton felületének durvaságát értelmezem. A világ minden vonatkozó előírását nem lehet jelen értekezés keretein belül összehasonlítani, de kiválasztottam néhány egymástól nagyon távol lévő országban honos eljárást, és ezek összehasonlítását elvégeztem. Az előírások többsége az Interneten hozzáférhető. Mivel a méretezési szabványok közül is az elsőként bemutatott az MSZ volt, most is ezzel kezdem. Az MSZ – 07 3301-77 előírásait részletesen közlöm, míg a többi előírás esetén csak az eltéréseket emelem ki.

Az MSZ – 07 3301-77 előírásában megadott módszer a következő: Eszközszükséglet:

- puha kézi kefe; - 0,06-0,09 mm vagy 0,09-0,20 mm szemnagyságú (agyag, iszapmentes)

természetes (nem zúzott), száraz homok; - 5, 10 és 25 ml térfogatú (+ 0,1 ml ) homok kimérő fém, műanyag vagy üvegedény,

vagy kalibrált mérőhenger; - 5-6 cm átmérőjű, kör alakú fejű, alján PVC vagy gumilemezzel fedett homok

bedörzsölő; aminek anyaga célszerűen fa vagy műanyag; - legalább 40 cm hosszú, mm beosztású vonalzó;


2. A SZAKIRODALOM


17

- legalább 10 cm magas falú, 60-70 cm átmérőjű vagy oldalhosszúságú fa vagy műanyag szélvédő keret;

- nedves burkolatfelület felszárítására denaturált szesz és gyufa.

A mérés végrehajtása: A mérésre kijelölt ponton a száraz burkolatfelületet 40-50 cm-es kör területén a

kefével meg kell tisztítani a portól és egyéb szennyeződéstől. A mérés csak száraz felületen végezhető, nedves felület esetén azt a denaturált szeszből kevés kiöntésével, és meggyújtásával fel kell szárítani. Az így előkészített burkolatfelületet a szélvédővel körül kell határolni, majd 5, 10 vagy 25 cm3 homokot (0,06-0,09 mm vagy 0,09-0,2 mm szemnagyságú, a mérőedényt 3-szor a burkolathoz ütögetve , majd újra színültig töltve kimérve) a körülhatárolt terület közepén a burkolatra öntünk. A homokmélység (a homok térfogatának) megválasztásának szempontja, hogy a felület mélyedéseibe dörzsölt homokfelület átmérője legalább 10, de legfeljebb 30-35 cm legyen. Az érdes felületeken ennek megfelelően 25, a simákon pedig 5 vagy 10 ml homokot kell alkalmazni. A homokot kiöntve kúp alakot foglal el, amit a kézi dörzsölő kör-körös mozgatásával egy kör alakú felületre kell szétdörzsölni. A dörzsölést addig kell folytatni, amíg a burkolat kiemelkedései a homok alól elő nem tűnnek, és a homokréteg felszínével éppen azonos szintre kerülnek

A szétterített homokfolt átmérőjét + 0,5 cm pontossággal kell mérni a négy főirányban, mivel a szabad kézzel szétterített homok nem pontosan kör alakú, melyek átlagából a kör területe számolandó. A szabvány a mellékletben adja meg a homokmélységet (h mm) táblázatos formában, az átmérő és az alkalmazott homoktérfogat függvényében. Nyilvánvaló, hogy a szabvány a h = V/(D2·π/4) összefüggést használja a h mérőszám meghatározásakor, ahol V az alkalmazott homoktérfogat, D pedig a homokfolt átmérők átlaga. Megjegyzésként szerepel a mellékletben, hogy a kisebb szemcseátmérőjű homokot legfeljebb 0,30 mm-es homokmélységig, míg a nagyobbat legfeljebb 0,10 mm-es homokmélységig célszerű használni. Megjegyzem, hogy mind a homok szemcseátmérőjének, mind pedig a térfogatának mérésében és kiválasztásában több bizonytalanság van.

Az Amerikai Egyesült Államokban honos módszer (Tex-436-A) nem sokban tér el az MSZ-ben megadottól. Az eljárás pontosan megadja az alkalmazandó homok szemmegoszlását, sőt, érdekes módon még a származási helyét is, mely Ottavában, Illinoisban van. A homok szemmegoszlására a következő előírás van: 0% maradjon fenn a 420 µm-es szitán, 0 – 4% maradjon fenn a 300 µm-es szitán, és 96-100% maradjon fenn a 150 µm-es szitán. A vizsgálóhomok térfogata 24,6 ml (1,5 in3), melyet szintén háromszori ütögetéssel kell a mérőedénybe tömöríteni és kimérni. 300 mm-nél nagyobb mért homokfolt esetén javasolt kevesebb, ismert térfogatú homokkal végezni a mérést. A homokmélység meghatározására a korábban, az MSZ-nél is ismertetett képlet van megadva. Megjegyzem, hogy mind a homok szemcseátmérőjének, mind pedig a térfogatának mérésében és kiválasztásában több bizonytalanság van.

Az osztrák előírás (RVS 15.364) megegyezik az ASTM E965 ben megadottal, 14 g (kb 10 ml ) standard homok használatát írja elő. A homok szemmegoszlását nem adja meg, azt standard homokként definiálja. Szintén homokmélységet számol.


2. A SZAKIRODALOM


18

Megjegyzem, hogy ez a homokmennyiség a fogadó beton felületének durvasága miatt nem elegendő ahhoz, hogy értelmezhető eredményt kapjunk.

Az újzélandi szabályzat (TNZ T/3:1981) szintén térfogatméréssel határozza meg a felhasználandó homok mennyiségét. A homok kiméréséhez 45 ml – es edény használatát írja elő, de nem háromszori odaütögetéssel tömörítteti a homokot, hanem addig kell ütögetni, míg tömörödik, majd az edényt újra színültig tölteni. A homok szemmegoszlását a következőképen határozza meg: 100% hulljon át a 0,6 mm – es szitán, és 100% maradjon fent a 0,3 mm – es szitán. A homokfolt átmérőjét csak két, egymásra merőleges irányú átmérő értékének átlagából kell számítani. Ez az előírás is homokmélység számítását írja elő a homok térfogatából és átmérőjéből. Megjegyzem, hogy a homokfolt átmérőjének mindössze két irányban való mérése igen nagy bizonytalansági tényező.

Az angol előírás (BS598 Part 105:2000 Clause 5) A homok térfogatának kiméréséhez 20 mm átmérőjű, 80 mm magas hengert ír elő. Ennek térfogata: 25,13 ml . A homok szemmegoszlásának olyannak kell lennie, hogy: 100% hulljon át a 0,3 mm – es szitán, és 100% maradjon fent a 0,15 mm – es szitán. Érdekességként említem meg, hogy az Angol Honvédelmi Szabvány (Defence Standard 80-134 3. kiadása, 2002 november 1.) a homok térfogatának méréséhez kiméréséhez 10 mm átmérőjű, 5 mm magas hengert ír elő. Megjegyzem, hogy ennek térfogata mindössze: 0,4 ml , amely homokmennyiség esetünkben értelmezhetetlen eredményt adna.

A Nyugat Ausztrál előírás (T/WA311.1) 50 ml homok használatát írja elő 0,3 és 2,0 mm mély felületi egyenetlenségek esetére, és ettől fogva 2,0 mm-es lépcsőkben a homok mennyiségét 50 ml – ként emeli egészen 8,0 és 10 mm-es durvaságig. Az előírás azt az útmutatást adja, hogy annyi 50 ml –es adagot kell kiönteni a homokból, hogy a homokfolt átmérője nagyobb legyen, mint 170 mm. A homok szemmegoszlása megegyezik a BS által megadottéval. Megjegyzem, hogy a homok térfogatának 50 ml – kénti emelése 2 mm – es felületi egyenetlenség növekedésnél túlzás.

A fenti előírások alapelveikben megegyeznek, azaz ismert térfogatú, 0,3 mm-nél finomabb frakciójú homokot kell a felületbe bedörzsölni, majd annak átlagos átmérőjéből a hengeres test térfogatszámításán keresztül a homokmélységet meghatározni.


3. KÍSÉRLETEK

PhD Értekezés Simon Tamás Károly

19

3. KÍSÉRLETEK 3.1 A kísérletek célja

Az elvégzett kísérleteket három csoportba osztottam. Első csoport az előkísérleteké, melyek során azt kívántam meghatározni, hogy mi az a paraméter, ami a legdominánsabb a két betonréteg együttdolgozása szempontjából, ugyanakkor legegyszerűbben, reprodukálható. Ennek érdekében az előkísérleteket két újabb csoportra lehet osztani, az első csoportban a felület durvaságának, valamint tapadóhíd felhordásának hatását vizsgáltam, míg a második csoportban az első betonból kiálló különböző szálak együttdolgozásra való hatásának vizsgálata volt a célom. A kísérletek kis próbatesteken készültek. A második kísérletcsoport annak megállapítására készült, hogy a homokfolt módszert milyen módon lehet adaptálni a beton felületi durvaságának meghatározására, valamint az ilyen módon mért és számított felületi jellemző, az SCD szám és a munkahézag együttdolgozó képessége összefüggésbe hozható-e egymással. Ezeket a kísérleteket az előkísérleteknél használtaknál nagyobb próbatesteken végeztem annak érdekében, hogy a homokfolt módszer M 1:1 léptékben legyen alkalmazható. A kísérletek harmadik csoportjában M 1:1 méretű próbatesteken az előző két kísérletcsoport eredményeit kívánom igazolni. 3.2 Anyagtulajdonságok

Kutatásaim során a megszilárdult beton hat mechanikai tulajdonságát vettem figyelembe, mivel feltételezésem szerint ezek befolyásolják dominánsan a beton munkahézag nyírási teherbírását. Ezek a tulajdonságok a nyomószilárdság, a húzószilárdság, a nyírószilárdság, a rugalmassági modulus, a zsugorodás és a lassú alakváltozás. 3.2.1 A beton nyomószilárdsága

A nyomószilárdság a betonnak az a tulajdonsága, melyet szabályos próbatesteken könnyen, direkt módon pontosan meghatározhatunk, vagy indirekt módon megbecsülhetünk. Kutatásaim során 150x150x150 mm-es névleges oldalhosszúságú kockákat használtam a vizsgált betonok átlagos nyomószilárdságának meghatározásához.

A fejezet a kísérletek célját,az anyagtulajdonságokat,az előkísérleteket és azezek által meghatározottmódon az elvégzett éskiértékelt kísérleteketmutatja be.


3. KÍSÉRLETEK


20

3.2.2 A beton húzószilárdsága

A beton húzószilárdságát direkt módon csak speciálisan kialakított próbatesteken lehet vizsgálni, de még ekkor is problémák adódnak a befogás környezetében kialakuló másodlagos feszültségek következtében az eredmények értelmezése, illetve reprodukálása nehézségekbe ütközik. Kutatási célokra speciálisan kialakított próbatesteket használnak, de ezeket a gyakorlati életbe nem sikerült átültetni. Ez az oka, hogy nincs kidolgozott szabványos eljárás a beton húzószilárdságának direkt méréssel történő meghatározására. Meg lehet azonban becsülni a húzószilárdságot két, indirekt módszerrel, a hasító-húzószilárdság vizsgálattal, melyet hengeres próbatesten végezhetünk, illetve a hajlító-húzószilárdság vizsgálattal, melyhez hasáb alakú próbatestre van szükség. Mivel mindkét eljárás általánosan elfogadott, ezért a vizsgálatok részletinek ismertetését mellőzöm. Meg kell jegyezni, hogy mind a próbatestek alakja, a terhelés módja és a beton kora nagyban befolyásolják az eredményeket. Kijelenthető és általánosan elfogadott, hogy a 28 napos illetve későbbi korban a beton hajlító-húzószilárdsága a nyomószilárdságának 1/10-e, ez kétszer akkora mint a tiszta húzószilárdsága, és kb. 1,5 szerese a hasító-húzószilárdságának (Balázs (1994)). 3.2.3 A beton nyírószilárdsága

Kutatásom a beton munkahézag e tulajdonságát vizsgálja. A tiszta nyírás szerkezetek esetében talán sohasem fordul elő, gyakorlatban normál és nyírófeszültségek kombinációjával találkozhatunk. Mégis, a beton-beton együttdolgozását a munkahézag tiszta nyírási teherbírásával jellemezhetjük a legjobban. A beton nyírási teherbírása elméleti úton az általánosított Coulomb-féle, kötött szemcsés anyagokra vonatkozó képlékenységi feltételből származtatható, amely az alábbi formában fejezhető ki (Kaliszky, Kurutzné, Szilágyi (2000)):

c – µσn > ׀τn׀

ahol: – τn az anyag belsejében, valamely n normálisú metszetre működő nyírófeszültség, – σn az anyag belsejében, valamely n normálisú metszetre működő nyomófeszültség és a húzófeszültség pozitív, – µ az anyag belső súrlódási együtthatója, – c az anyag kohéziós tényezője, mely beton esetén az adhéziós kötésből származó húzószilárdsága a betonnak.

A kifejezésben a beton munkahézag esetében a normál feszültség értéke a törési feszültséghez képest csak kis σn feszültségek területén érvényes. A fenti képlékenységi feltételből könnyen belátható, hogy normálerő hiányában a beton tiszta nyírószilárdsága megegyezik annak húzószilárdságával.


3. KÍSÉRLETEK


21

3.2.4 A beton rugalmassági modulusai Balázs (1994) a beton esetére kétféle modulust különböztet meg, a kezdeti- és az adott nyomófeszültséghez tartozó rugalmassági modulust. A kezdeti rugalmassági modulus a σ-ε görbe kezdeti érintőjének az iránytangense, míg az adott σ feszültséghez tartozó rugalmassági moduluson e feszültség és a hozzá tartozó rugalmas alakváltozás hányadosát értjük. A beton minőségének jelentős hatása van a beton σ-ε diagramjára, és ezen keresztül az adott σ feszültséghez tartozó rugalmassági modulusára. A beton különböző tulajdonságú anyagi részekből, és pórusokból álló heterogén rendszer, melyek aránya, mechanikai tulajdonságaik és egymáshoz való kötésük határozzák meg a különböző rugalmassági modulusokat (Mindess-Young (1981)). Ezeknek a befolyásoló körülményeknek az eredménye, hogy a magasabb szilárdsági osztályba sorolható betonok σ-ε diagramjai kezdetben jóval meredekebbek, míg az alacsonyabb szilárdságú betonok σ-ε diagramjainak lefutása jelentősen laposabb. 3.2.5 A beton zsugorodása A zsugorodás a betonban lévő cementpép arányától, a környezet relatív nedvességtartalmától, a víz/cement tényezőtől és a környezet CO2 koncentrációjától függ. Legfontosabb típusai a plasztikus zsugorodás (a friss beton esetén), száradásból származó zsugorodás és a karbonátosodásból eredő zsugorodás. A zsugorodás hatását a beton munkahézag nyírási teherbírására a vizsgálataim során elhanyagoltam. Az elhanyagolást azzal indokolom, hogy az egyszerű nyírókísérletek során ez a hatás a felület átlagát tekintve kiegyenlítődik. A későbbiek során ismertetett födémpallókkal végzett kísérletek esetében pedig a zsugorodás a kéregbeton és a felbeton együttdolgozása során mintegy előfeszítő feszültséget eredményez a csatlakozási felületen és így az elhanyagolása a biztonság javára történik. 3.2.6 A beton kúszási alakváltozása A beton kúszási alakváltozása a zsugorodással rokon jelenség, a különbség az, hogy a zsugorodás a terheletlen tartó időben lejátszódó alakváltozása, a lassú alakváltozás pedig a tartósan terhelt tartóé és a kettő előjel helyesen összeadódik. A vizsgálataim időkorlátai nem tették lehetővé a beton lassú alakváltozásának a munkahézag nyírási teherbírására gyakorolt hatásának vizsgálatát.


3. KÍSÉRLETEK


22

3.3 Előkísérletek 3.3.1 Átlagos betonnal végzett kísérletek 3.3.1.1 A mintadarabok elkészítése

A kísérletek 1999. márciusában kezdődtek. Annak érdekében, hogy a kutatás irányát olyan irányban jelölhessem ki, amely a betonrétegek együttdolgozásának legkiemelkedőbb paraméterét határozza meg, 150x150x75 mm méretű „beton félkockákat” öntöttünk, három eltérő felső felülettel a 4. ábra szerint. A betonozás oly módon történt, hogy a készítendő munkahézag vízszintes legyen.

4. ábra Három eltérő betonfelület (a baloldali csak vibrált; a középső: bordázott; míg a szélső

gereblyézett)

A tervezett beton: C20/25-16/KK minőségű volt (nagy általánosságban alkalmazott betonminőséget választottam). A beton összetételére a tervezés során a következő adódott: Cement (CEM II/A-32,5 Vác): 330 kg / 1m3 Adalékanyag (homok ill. mosott kavics): 0 - 4 mm-es frakció 748 kg / 1m3 4 - 8 mm-es frakció 561 kg / 1m3 8 - 16 mm-es frakció 561 kg / 1m3 Víz: 170 kg / 1m3

Ebben a kísérletsorozatban először 18 fél, és 3 teljes betonkocka készült. A teljes kockák a betonminőség meghatározását szolgálták. 28 nap és a beton gondos utókezelése múltán, azonos betonkeverékből, sablonban, a 18 félkockára – amelyek a három eltérő felülettel készültek – rábetonoztunk, ezzel kiegészítve a kockákat 150x150x150 mm oldalhosszúságúra.

A félkockák 50%-ra cement bázisú tapadóhidat hordtunk fel közvetlenül a második betonréteg bedolgozása előtt.


3. KÍSÉRLETEK


23


Újabb 28 napos utókezelés után az így elkészített próbatestek munkahézagait tiszta nyírást megközelítő terhelésnek vetettük alá. A kísérleti elrendezés biztosította, hogy a munkahézagban főként nyírófeszültségek ébredjenek. (5. és 6. ábra).

Betonozási rétegenként 3 - 3 egész kockán határoztam meg a beton átlagos

nyomószilárdságát. Az első réteg betonjából vett 150x150x150 mm élhosszúságú kockákon mért 28 napos

nyomószilárdság vizsgálatok eredményeit a 8. táblázatban foglaltam össze. Jel Tömeg (kg) Élhosszak (mm) Testsűrűség (kg/m3) Törőerő (kN) Szilárdság (N/mm2)1. 7,90 150,7x152,1x150,1 2296 830 36,7 2. 7,89 151,0x150,1x150,3 2316 790 34,8 3. 7,87 151,3x147,9x150,5 2308 800 35,1

Átlag: 35,5 8. táblázat Az első betonréteg szilárdságvizsgálati eredményei

Megjegyzem, hogy a 8. táblázatban szereplő eredményekből meghatározott betonosztály C25/30 -ra adódott, ami egyel magasabb, mint a tervezett. A második (a fogadóbetonra készített) réteg összetétele megegyezett az ismertetett első réteg összetételével.

A második betonrétegből vett 150x150x150 mm élhosszúságú kockákon mért 28 napos nyomószilárdság vizsgálatok eredményeit a 9. táblázatban foglaltam össze.

6. ábra A vizsgálati elrendezés a terhelő berendezéssel.

5. ábra A vizsgálati elrendezés oldalnézete. Anyomaték(M), mely az esetleges nyíróerőknem egytengelyűségéből adódik, anyomólap-beton között fellépő súrlódás (Ff)által egyensúlyozódott ki.


3. KÍSÉRLETEK


24

Jel Tömeg (kg) Élhosszak (mm) Testsűrűség (kg/m3) Törőerő (kN) Szilárdság (N/mm2)1. 7,97 150,2x151,3x151,0 2323 780 34,3 2. 7,87 150,4x152,0x149,7 2300 770 33,7 3. 7,83 149,6x150,5x150,8 2306 700 31,1

Átlag: 33,0 9. táblázat A második betonréteg szilárdságvizsgálati eredményei

Megjegyzem, hogy a 9. táblázatban szereplő eredményekből meghatározott betonosztály C20/25 -re adódott, ami megegyezett a tervezettel. Ebből következik, hogy a nyírásvizsgálat eredményei a gyengébb réteg, vagyis a C20/25 - ös betonosztályra vonatkoznak.

A munkahézag nyírásvizsgálata után megmaradt próbatest-felek közül hatot a beton nyírószilárdságának meghatározására használtam, a munkahézag vizsgálattal azonos módon való teherelrendezéssel. Ez utóbbi esetben a 150x150x75 mm névleges méretű próbatesteket keresztbe fordítva terheltem. A vizsgálatok során a felső és alsó erő esetleg nem pontosan egy függőlegesbe esése következtében a nyírt felületen fellépő húzó és nyomófeszültségeket elhanyagoltam. Ezt az elhanyagolást azért tehettem meg, mivel az elnyíródó felületen kialakuló feszültségállapot a nyíróerőből adódik, továbbá, mivel ez az elhanyagolás a későbbi alkalmazás során a biztonságot növeli. A kísérletek kiértékelésének során igazolást nyert, hogy tiszta fogadó beton felület esetén a különböző időben betonozott rétegek közti együttdolgozásra a fogadó beton durvasága van a legnagyobb hatással.

A kísérletek egyik érdekes végeredménye az volt, hogy tapadóhíd alkalmazása csak sima, csupán bevibrált fogadóbeton felület esetén eredményezett jelentősebb növekményt a két betonréteg együttdolgozásában. Bordázott, vagy gereblyézett fogadóbeton felületi kialakításnál a munkahézag nyírószilárdsága jelentősen nem változott. Itt kell megemlítsük az alkalmazott tapadóhidat, mely a cement bázisú „quick-mix H-4” habarcs volt. A tapadóhíd barnás-vöröses színű, mely jól látható a következő képeken (7. és 8. ábra), melyeken sorrendben a tönkrement (elnyírt) bordázott és gereblyézett fogadóbetonnal kialakított munkahézagok láthatók. Lényeges megjegyeznem, hogy nem tapasztaltam jelentős eltérést a bordázott és gereblyézett fogadóbeton felülettel kialakított munkahézagok nyírási teherbírása között. Ez azt jelezte, hogy a felületi durvaság kialakításának módja nincs jelentős befolyással a munkahézag együttdolgozó képességére, csak annak mértéke számíthat. Ebből látható, hogy egy egyszerű gereblyézés hasonló eredményre vezethet, mint egy költséges technológiával kialakított felület az együttdolgozásban, ha a felületi durvaság mérhető és számszerűsíthető.


3. KÍSÉRLETEK


25

7. ábra Bordázott munkahézag elnyírt felülete „quick-mix H4” tapadóhíddal

8. ábra Gereblyézett munkahézag elnyírt felülete „quick-mix H4” tapadóhíddal

Az eredményeket a 10. táblázatban foglaltam össze. Az eredmények közül az első három hiányzik, mivel az 1, 2 és 3 jelű próbatest a beton nyomószilárdságának átlagos értékének meghatározására szolgált. Az utolsó hat nyíró-szilárdsági értéket a megmaradt félpróbatestek hasító vizsgálatából kaptam. A táblázat tartalmazza még a fogadó beton felületének kialakítására vonatkozó információt is, valamint, hogy alkalmaztam-e tapadóhidat, valamint megadja a munkahézag nyírószilárdságát is. A munkahézag nyírószilárdságát meghatároztam a maradék félpróbatestek nyírószilárdságának százalékában is. A 10. táblázat alapján a következő következtetéseket vontam le: - sima fogadóbeton felület esetén a munkahézag a nyírási feszültségeknek mintegy

20%-át képes átadni a hozzábetonozásnak ahhoz képest, mintha nem készült volna munkahézag, cement bázisú tapadóhíd alkalmazása esetén a fenti érték mintegy 30%-ra nőhet,

- bordázott, vagy gereblyézett fogadóbeton felület esetén függetlenül attól, hogy volt-e cementbázisú tapadóhíd alkalmazva, vagy sem, a munkahézag a nyírási


3. KÍSÉRLETEK


26

feszültségeknek mintegy 60%-át képes átadni a hozzábetonozásnak ahhoz képest, mintha nem készült volna munkahézag.

Próbatest jele

A fogadó beton felületi kialakítása

Tapadóhíd

alkalmazása

Nyíró

szilárdság

[N/mm2]

A munkahézag nyírószilárdsága a beton

nyírószilárdságának százalékában [%]

Átl. Átlag 4. sima, csak vibrált nincs 0,73 22,8 5. sima, csak vibrált nincs 0,73 0,73 22,8 22,8 6. sima, csak vibrált nincs 0,73 22,8 7. sima, csak vibrált van 1,11 34,7 8. sima, csak vibrált van 1,20 1,01 37,5 31,6 9. sima, csak vibrált van 0,72 22,5 10. bordázott nincs 2,13 66,6 11. bordázott nincs 1,96 1,96 61,3 61,2 12. bordázott nincs 1,78 55,6 13. bordázott van 1,33 41,6 14. bordázott van 2,40 1,91 75,0 59,7 15. bordázott van 2,00 62,5 16. gereblyézett nincs 1,96 61,3 17. gereblyézett nincs 1,73 1,81 54,1 56,5 18. gereblyézett nincs 1,73 54,1 19. gereblyézett van 1,93 60,3 20. gereblyézett van 1,91 2,12 59,7 66,4 21. gereblyézett van 2,53 79,1

8.rábetonozás - - 2,89 8.fogadóbeton - - 2,84 9.rábetonozás - - 4,71 9.fogadóbeton - - 2,83

3,39

10.rábetonozás - - 3,42 10.fogadóbeton - - 3,64

10. táblázat Az első kísérletsorozat eredményei 3.3.2 Szálerősített fogadóbetonnal végzett kísérletek

Az első kísérletsorozat után új megközelítéssel, a fogadó beton felületéből kiálló szálerősítés hatását vizsgáltam a munkahézag nyírási teherbírására. Azt kívántam ezekkel a kísérletekkel megállapítani, hogy a fogadóbetonba kevert különböző szálak növelik-e a két betonréteg együttdolgozó képességét. 3.3.2.1 A mintadarabok elkészítése

A próbatestek a normál betonnal végzett kísérletekével megegyező módon és betonrecepturával készültek, azonban különböző szálakat kevertem a fogadóbeton rétegbe. Ily


3. KÍSÉRLETEK


27

módon hét különböző szál hatását vizsgáltam száltípusonként 3-3 mintadarabon. A szálak adagolását a gyártók által megadott előírás alsó mennyiségének kétszeresében határoztam meg annak érdekében, hogy a fogadó beton felületéből minél több szál álljon ki. Mivel a száladagolás kutatásomnak nem volt paramétere, ezért csak egy fajta adagolással végeztem kísérleteimet. A szálgyártók célja az, hogy a szálak minél inkább belesimuljanak a beton felületébe. Az én céljaimat pont az ellenkezője szolgálta volna, vagyis, hogy a szálak a csak bevibrált beton felületéből kiálljanak, ezzel kapcsolatot létesítve a két betonréteg között. Ez utóbbi hatást csak a felület gereblyézésével (műanyag szálak esetén) illetve a beton felületébe bedugdosott szálakkal (acél szálak esetén) tudtam elérni. Ilyen, kiálló szálakkal készített mintafelületet láthatunk a következő 9. ábrán.

A második betonréteghez nem lettek szálak keverve. A két betonréteg közötti

kapcsolatot csak a kiálló szálak biztosították, illetve a felület méretlen egyenetlenségei (durvasága). Betonozási rétegenként 3 - 3 egész kockán határoztam meg a beton átlagos nyomószilárdságát.

Az első réteg betonjából vett 150x150x150 mm élhosszúságú kockákon mért 28 napos nyomószilárdság vizsgálatok eredményeit a 11. táblázatban foglaltam össze. Jel Tömeg (kg) Élhosszak (mm) Testsűrűség (kg/m3) Törőerő (kN) Szilárdság (N/mm2)1. 7,76 150,0x150,3x149,4 2304 800 35,5 2. 7,80 150,1x150,3x150,0 2305 720 31,9 3. 7,90 150,2x150,5x150,1 2328 820 36,3

Átlag: 34,6 11. táblázat Az első betonréteg szilárdságvizsgálati eredményei

Megjegyzem, hogy a 11. táblázatban szereplő eredményekből meghatározott szilárdság jellemző értékéből a betonosztály C25/30 -ra adódott, ami egyel magasabb, mint a tervezett. A második (a fogadóbetonra készített) réteg összetétele megegyezett az ismertetett első réteg összetételével a szálak elhagyása mellett.

A második betonrétegből vett 150x150x150 mm élhosszúságú kockákon mért 28 napos nyomószilárdság vizsgálatok eredményeit a 12. táblázatban foglaltam össze.

9. ábra A fogadó beton felületéből az abbabedugdosott acélszálak állnak ki


3. KÍSÉRLETEK


28

Jel Tömeg (kg) Élhosszak (mm) Testsűrűség (kg/m3) Törőerő (kN) Szilárdság (N/mm2)1. 7,95 151,2x150,3x151,1 2210 775 34,1 2. 7,88 151,4x151,9x149,8 2287 760 33,0 3. 7,79 149,8x151,5x151,0 2273 710 31,3

Átlag: 32,8 12. táblázat A második betonréteg szilárdságvizsgálati eredményei

Megjegyzem, hogy a 12. táblázatban szereplő eredményekből meghatározott betonosztály C20/25 -re adódott, ami megegyezett a tervezettel. Ebből következik, hogy a nyírásvizsgálat eredményei a gyengébb réteg, vagyis a C20/25 - ös betonosztályra vonatkoznak. 3.3.2.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése

A próbatestek méretei és a vizsgálati elrendezés megegyezett az előző vizsgálatsorozatban ismertetettével. Ennek, a második kísérletsorozatnak az eredményeit a következő 13. táblázatban foglaltam össze. Próba-

test Az

alkalmazott Az

alkalmazott Szálhossz Nyírási szilárdság [N/mm2]

jele szál anyaga szál alakja mm Munka-hézag

Átl. Fogadó, szálerő-

sített bettoné

Átl. Második, szálnélküli

betoné

Átl.

1/1 acél 30 2,31 3,29 — 1/2 acél 30 2,31 1,97 3,02 3,44 — — 1/3 acél 30 1,29 4,00 — 2/1 acél 30 2,13 3,47 — 2/2 acél 30 1,33 1,81 4,53 3,76 — — 2/3 acél 30 1,96 3,29 — 3/1 acél 40 1,64 4,71 — 3/2 acél 40 1,73 1,76 4,62 4,59 — — 3/3 acél 40 1,91 4,44 — 4/1 acél 60 2,36 4,62 — 4/2 acél 60 1,82 1,84 4,89 4,71 — — 4/3 acél 60 1,33 4,62 — 5/1 műanyag filces 2,67 4,62 3,82 5/2 műanyag filces 2,13 2,27 4,44 4,24 3,91 4,155/3 műanyag filces 2,00 3,64 4,71 6/1 műanyag filces 2,58 4,71 3,73 6/2 műanyag filces 2,13 2,28 4,18 4,39 3,73 3,916/3 műanyag filces 2,13 4,27 4,27

folytatás a következő oldalon


3. KÍSÉRLETEK


29

folytatás Próba-

test Az

alkalmazott Az

alkalmazott Szálhossz Nyírási szilárdság [N/mm2]

jele szál anyaga szál alakja mm Munka-hézag

Átl. Fogadó, szálerő-

sített bettoné

Átl. Második, szálnélküli

betoné

Átl.

7/1 műanyag 50 1,96 4,80 — 7/2 műanyag 50 1,87 1,85 3,73 4,12 — — 7/3 műanyag 50 1,73 3,82 —

13. táblázat A szálerősített fogadóbetonnal végzett kísérletsorozat eredményeinek

összefoglalása A szálerősített fogadóbetonnal végzett kísérletsorozat során kapott mérési eredményekből az első sorozatnál bemutatottal megegyező módon számítottam ki a munkahézag nyírási teherbírását mind a szálerősített fogadó, mind pedig a szál nélküli felbeton nyírási teherbírásának százalékában. Ezeket a százalékos teherbírási eredményeket a 14. táblázat tartalmazza.

A munkahézag nyírási teherbírása A minta

jele a szálerősített fogadóbeton nyírószilárdságának %-ban.

a szál nélküli felbeton nyírószzilárdságának %-ban.

1 57.33 48.89 2 48.03 44.85 3 38.39 43.75 4 38.99 45.58 5 53.50 56.24 6 52.03 56.61 7 44.96 45.95

14. táblázat A munkahézag nyírási teherbírása a szálerősített fogadó, és a szál nélküli

felbeton nyírási teherbírásának százalékában A fenti eredményekből az a következtetés vonható le, hogy a fogadó beton olyan módon való szálerősítése, mely szálaknak egy része átnyúlik a rábetonozásba, jelentősen nem módosítja a két betonréteg nyírási együttdolgozását ahhoz képest, ahogy szálerősítés nélküli, de durva felületű a fogadóbeton felület a rábetonozással együtt dolgozni képes, amíg a kettő között nincs relatív elmozdulás. Megjegyzem, hogy a fogadóbeton felületéből a rábetonozásba átnyúló szálerősítésnek volt hatása a relatív elmozdulás megindulása után, mégpedig abban, hogy a két réteg egymástól nem esett szét, teher felvételére a relatív elmozdulás során is képes volt. Ennek a hatásnak vizsgálata azonban nem tárgya a kutatásaimnak.


3. KÍSÉRLETEK


30

3.4 M 1:1 léptékű kísérletek Az előkísérletek megerősítették azt a feltevést, hogy a beton munkahézag nyírási teherbírására, amennyiben a fogadó beton felülete tiszta, és a két betonréteg közt relatív elmozdulás nem megengedett, a legnagyobb hatással a fogadóbeton felületének durvasága van. Annak érdekében, hogy ez a durvaság számszerű mérési eredményekkel, a munkahézag nyírási teherbírásával összevethető legyen, dolgoztam ki az útépítésben használatos felületi durvaságmérésnél használt homokfolt módszer adaptációját. 3.4.1 A fogadóbeton felületi durvaságának mérése A felületi durvaság mérési módszerének kiválasztásánál a következőket vettem figyelembe: legyen a módszer - alacsony költségű, - egyszerűen kivitelezhető, különösebb szakértelmet nem igénylő, - mind zárt térben, mind pedig külső, esetleg szeles munkaterületen megbízható, - nagyobb felületek esetén is reprezentatív jellegű, - dokumentálható. A fenti igényeket több próbálkozás után az útépítésben alkalmazott az „Útburkolatok érdességének mérése kézi eszközökkel” c. előírás (MSZ-07 3301-77) 3. pontjában meghatározott eljárás itt következő adaptálásával tudtam elérni. Az eljárást a 2.4 fejezetben részletesen ismertettem. Az általam alkalmazott módszer: 100 g száraz homokot (0-1 mm frakció), kell a tiszta beton felületére kúp alakban szórni, majd fa vonalzó élének a segítségével a kúp csúcsában forgatva körkörösen a felület egyenetlenségeibe dolgozni. A felületből legjobban kiálló pont határozza meg az így bedolgozott (elterített) homok-csonkakúp felső átmérőjének méretét. Ezt az átmérőt ezután négy, egymással 45o-os szöget bezáró irányban mm pontossággal megmértem, és ezek átlagát SCD (Sand Circle Diameter) számnak neveztem el. A fogadóbeton felületének durvaságát az SCD számértékével jellemeztem, egysége a mm. Az adaptáció során az eredeti módszert a következőkben módosítottam: A szükséges homok mennyiségét nem a térfogata, hanem a tömegének meghatározása útján határoztam meg. A 100 g száraz homok mennyiségét 0,01 g pontosságú mérlegen mértem ki. Ezzel ki tudtam küszöbölni a térfogatmérésnek, az aljzathoz történő ütögetésből származó bizonytalanságát (ez a mennyiség különböző ütögetés hatására 60-65 ml térfogatúra adódott).

A második eltérést a homok szemmegoszlásában vezettem be. Az útépítésben alkalmazott homok nagyon finom szemszerkezetű, ami érthető, mivel az útépítésben előforduló felületdurvaság jóval kisebb (az csak érdesség), mint a munkahézag fogadóbeton felületétől megkívánt durvaság. Ezért nem szükséges olyan finom szemszerkezetű mérőhomokot használni, melyet helyszíni (nyílt térben történő) méréskor a szél könnyen elhord. Az általam választott homok 0% - ban maradt fenn az 1 mm-es szitán, és nem frakcionáltam a finomabb részeket.

A harmadik eltérés a vizsgálataim során az volt, hogy nem határoztam meg a homok mélységét, mivel a mélység számításakor a homokfolt átmérők átlagát négyzetre kell emelni, és ezzel egy nem lineáris összefüggést kapunk. A durva betonfelületek esetében pedig a homok csonka kúp alakot formált, melynek felső átmérőjét mértem, itt a homokmélységet a


3. KÍSÉRLETEK


31

csonka kúp térfogatának számításából kellene visszavezetni, ami tovább bonyolítaná a mérést (10. ábra). 10. ábra A homokfolt a durva felületen csonka kúp alakot formáz 3.4.1.1 A mintadarabok elkészítése A kutatást három irányban kívántam továbbfejleszteni: - a felület durvaságának mérhetősége - a felület mért durvaságának hatása különböző betonosztályok esetén - az utókezelés hatása a beton munkahézag együttdolgozó képességére. Az első célkitűzés érdekében az ismertetett SCD szám meghatározása fogadóbeton felületeken csak akkor lehetséges, ha legalább 300 mm átmérőjű kör betonfelület rendelkezésre áll. Ennek érdekében a fogadóbeton félpróbatestek 300x300x80 mm méretűre készültek. A második célkitűzést négy különböző betonosztályúra tervezett fogadó illetve azonos összetételű rábetonozással értem el. A harmadik célkitűzést oly módon vizsgáltam, hogy minden sorozat minden felületi kialakításából egy elemet a háromból a második réteg rábetonozása után 28 napos korig víz alatt tároltam. Minden egyes betonosztályból 9 db fogadóbeton félpróbatest készült, 3 eltérő felülettel: - sima: a sablonban csak rázóasztalon történő 1 perces vibrálással és a felület nem lett a

továbbiakban kezelve, - gereblyézett: a sablonban, a rázóasztalon történt 1 perces vibrálás után a felület

kőműves kanállal ötletszerűen feldurvításra került, - bordázott: a sablonban, a rázóasztalon történt 1 perces vibrálás után a felület fogas

simítóval egy irányban feldurvításra került. Ily módon összesen 36 db félpróbatestet készítettem. A három kialakított felület a 11. ábra alapján érzékelhető. A tervezett négy betonosztály, a betonrecept, valamint az azokon történt korrekció a 15-18. táblázatokban található.

Anyag Fajta vagy frakció Tömeg [kg/m3]

46 l-re vonatkoztatott tömeg

Adalékanyag 0/4 mm frakció 45% 4/8 mm frakció 25% 8/16mm frakció 30%

893 495 594

41,1 22,8 27,3

Cement CEM I 32,5 S 255 11,7 Víz V/C= 0,55 140,25 6,5 Adalékszer [cem. m%]

0,00% 0 0

Levegő 1,00% 0 0 Összesen 2429

SCD mm


3. KÍSÉRLETEK


32

15. táblázat Betonrecept: C12/15-16/KK (S4-es sorozat)


3. KÍSÉRLETEK


33

A keveréskor mért értékek: friss beton sűrűség: 2487 kg/m3 légtartalom: 3,1 % terülés: 37 cm Korrekció: víz hozzáadás: 0,3 l Dátum: 2002.05.09. A felbeton réteg keverésekor a fogadó betonhoz képest eltérés: - terülés: 36,5 cm a beton 0,35% képlékenyítőszer (Melment) hozzáadásával készült. Dátum: 2002.06.05.




893 495 594

41,1 22,8 27,3

Cement CEM I 32,5 283 13,0 Víz V/C= 0,50 141,5 6,5 Adalékszer [cem. m%]

0,20% 0,57 0,025


16. táblázat Betonrecept: C16/20-16/KK (S3-as sorozat) A keveréskor mért értékek: friss beton sűrűség: 2379 kg/m3 légtartalom: 2,5 % terülés: 35,5 cm Korrekció: adalékszer hozzáadás 0,20% helyett 0,60% Dátum: 2002.04.23. A felbeton réteg keverésekor a fogadó betonhoz képest eltérés: - terülés: 39,0 cm, - a frissbeton mért légtartalma 1,5% volt, - a frissbeton testsűrűsége 2369 kg/m3 volt. Dátum: 2002.05.24.




893 495 594

41,1 22,8 27,3

Cement CEM I 42,5 300 13,8

a táblázat folytatása a következő oldalon


3. KÍSÉRLETEK


34

folytatás Anyag Fajta vagy frakció Tömeg

[kg/m3] 46 l-re vonatkoztatott

tömeg Víz V/C= 0,48 144,0 6,6 Adalékszer [cem. m%]

0,00% 0,00 0


17. táblázat Betonrecept: C25/30-16/KK (S2-es sorozat) A keveréskor mért értékek: friss beton sűrűség: 2362,5 kg/m3 légtartalom: 1,3 % terülés: 43,0 cm Dátum: 2002.04.19. A felbeton réteg keverésekor a fogadó betonhoz képest eltérés: - terülés: 32,0 cm, - 0,14 l folyósító (Melment) és - 0,4 l víz hozzáadásával. Dátum: 2002.05.17.




893 495 594

41,1 22,8 27,3

Cement CEM I 42,5 350 16,1 Víz V/C= 0,41 143,5 6,6 Adalékszer [cem. m%]

0,50% 1,75 0,1


18. táblázat Beton: C40/50-16/KK (S1-es sorozat) A keveréskor mért értékek: friss beton sűrűség: 2390 kg/m3 légtartalom: 2,8 % terülés: 41,0 cm Korrekció: adalékszer hozzáadás 0,10% helyett 0,30% Dátum: 2002.04.18. A felbeton réteg keverésekor a fogadó betonhoz képest eltérés: - Nem volt Dátum: 2002.05.16.


3. KÍSÉRLETEK


35

Mind a fogadó, mind pedig a felbeton anyagából 3-3 darab, 150*150*150 mm névleges oldalhosszúságú próbakockát készítettem, melyeken 28 napos korukban (vegyes tárolás után) nyomószilárdság vizsgálatot végeztem. Ezen vizsgálatok eredményeit a 19. táblázat tartalmazza (az f illetve r betűk a próbatestek jelében a „fogadó” illetve a „rábetonozás” szavak rövidítései).

Méretek Testsűrűség Nyomószilárdság a b m Egyedi Átlag Egyedi Átlag

Jel

mm

Tömeg

G kg/m3

Törőerő

kN N/mm2 S1/f-1 150,1 150,5 150,2 8000 2358 1060 46,92 S1/f-2 150,1 150,9 150,0 8140 2396 1070 47,24 S1/f-3 150,1 150,5 150,1 7920 2336

2363

1100 48,69

47,62

S1/r-1 150,1 150,6 150,2 8080 2380 1110 49,10 S1/r-2 150,2 150,8 150,3 8140 2391 1120 49,45 S1/r-3 150,3 150,8 150,2 8140 2391

2387

1040 45,89

48,15

S2/f-1 151,8 150,1 149,8 8110 2376 942 41,34 S2/f-2 150,1 149,9 149,9 8011 2375 980 43,56 S2/f-3 150,3 149,8 149,9 8005 2372

2374

950 42,19

42,36

S2/r-1 150,3 150,8 150,3 8180 2401 980 43,24 S2/r-2 150,1 150,6 150,2 8060 2374 950 42,03 S2/r-3 150,1 150,5 150,1 8200 2418

2398

1020 45,15

43,47

S3/f-1 150,2 150,6 150,2 8040 2366 960 42,44 S3/f-2 150,1 150,7 150,2 8040 2366 970 42,88 S3/f-3 150,2 150,6 150,2 8040 2366

2366

940 41,56

42,29

S3/r-1 150,0 150,8 150,0 7960 2346 800 35,37 S3/r-2 149,9 150,6 150,0 7980 2357 815 36,10 S3/r-3 150,2 150,7 150,2 8000 2353

2352

840 37,11

36,19

S4/f-1 150,2 150,6 150,1 7920 2333 700 30,95 S4/f-2 150,2 150,6 150,2 7940 2337 680 30,06 S4/f-3 150,3 150,8 150,3 8140 2389

2353

690 30,44

30,48

S4/r-1 150,8 152,2 150,2 8140 2361 750 32,68 S4/r-2 150,2 151,4 149,9 7960 2335 710 31,22 S4/r-3 150,1 150,4 150,0 7970 2354

2350

690 30,56

31,49

19. táblázat A fogadóbeton és a rábetonozás anyagából készített próbatestek vizsgálati

eredményei (f = fogadó beton, r = rábetonozás) 3.4.1.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése A fogadóbeton felületének kialakításának jobb érzékelhetőségére azok fényképét a 10. ábrán közlöm.


3. KÍSÉRLETEK


36

a) sima b) gereblyézett c) bordázott 10. ábra A kialakított felülettípusok A fentiekben leírt módon elkészített fogadóbeton felületeken meghatároztam a felület durvaságát jellemző SCD számot. Az SCD szám mérésére vonatkozó eredményeket a 20. táblázatban közlöm. Próbatest

jele Próbatest felülete

SCD1 mm

SCD2 mm

SCD3 mm

SCD4 mm

SCD átlag mm

S1/1 sima 190 205 200 210 201.25 S1/2* sima 215 210 210 220 213.75 S1/3 sima 220 220 220 225 221.25 S1/4* gereblyézett 135 125 133 135 132.00 S1/5 gereblyézett 135 120 130 125 127.50 S1/6 gereblyézett 110 125 115 120 117.50 S1/7* bordázott 135 145 140 145 141.25 S1/8 bordázott 155 150 160 150 153.75 S1/9 bordázott 135 140 140 140 138.75 S2/1* sima 250 255 260 255 255.00 S2/2 sima 260 260 260 255 258.75 S2/3 sima 240 235 230 235 235.00 S2/4* bordázott 135 145 143 153 144.00 S2/5 bordázott 130 140 140 135 136.25 S2/6 bordázott 120 120 115 120 118.75 S2/7* gereblyézett 135 145 140 145 141.25 S2/8 gereblyézett 120 120 110 120 117.50 S2/9 gereblyézett 125 125 125 130 126.25 S3/1* sima 250 270 255 260 258.75 S3/2 sima 260 260 270 270 265.00 S3/3 sima 260 265 270 250 261.25

a táblázat folytatása a következő oldalon


3. KÍSÉRLETEK


37

folytatás Próbatest

jele Próbatest felülete

SCD1 mm

SCD2 mm

SCD3 mm

SCD4 mm

SCD átlag mm

S3/4* gereblyézett 90 110 100 105 101.25 S3/5 gereblyézett 130 105 115 120 117.50 S3/6 gereblyézett 130 130 130 140 132.50 S3/7* bordázott 145 145 160 145 148.75 S3/8 bordázott 145 150 145 140 145.00 S3/9 bordázott 140 125 130 125 130.00 S4/1* sima 230 240 245 245 240.00 S4/2 sima 245 270 260 270 261.25 S4/3 sima 200 210 200 215 206.25 S4/4* bordázott 160 150 155 160 156.25 S4/5 bordázott 130 130 130 125 128.75 S4/6 bordázott 150 160 150 150 152.50 S4/7* gereblyézett 130 130 130 135 131.25 S4/8 gereblyézett 120 120 115 130 121.25 S4/9 gereblyézett 125 130 130 135 130.00

* a második réteg rábetonozása után 28 napos korig (törésig) víz alatt tárolva 20. táblázat A különböző felületkialakításokhoz tartozó SCD számok A 20. táblázatban közölt eredményekből egyértelműen látható, hogy a homokfolt módszerrel meghatározott SCD szám értéke alkalmas a fogadó betonfelület durvaságának definiálására. 3.4.2 A munkahézag nyírásvizsgálata 3.4.2.1 A mintadarabok elkészítése A fogadó beton megszilárdulása után, azzal azonos szilárdsági osztályú betonnal a felületre rábetonoztam egy újabb 80 mm vastag réteget. Így 4x9, összesen 36 db próbatest készült, 4 különböző szilárdsági osztályú betonnal, ezen osztályokon belül pedig 3 különböző fogadóbeton felületi kialakítással, felületenként 3 darab. A rábetonozás 28 napos szilárdulása után a munkahézagon a 3.3.1 pontban leírtakhoz hasonlóan a 12. ábrán látható módon végeztem nyírásvizsgálatot.


3. KÍSÉRLETEK


38

3.4.2.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése A nyírásvizsgálatok eredményeit a 21. és a 22. táblázatokban foglaltam össze. A *-gal jelölt próbatesteket a rábetonozást követő naptól a 28. napig víz alatt tároltam.

SCD SCD átlag

Próbatest jele

Fogadóbeton felülete

mm

Fogadó beton Átlagos

kockaszilárdsága [N/mm2]

Felbeton Átlagos kockaszilárdsága

[N/mm2]

Tervezett szilárdsági

osztály

S1/1 sima 201,25 S1/2* sima 213,75 212,08 S1/3 sima 221,25 S1/4* gereblyézett 132,00 S1/5 gereblyézett 127,50 125,67** 47,62 48,15 C40/50 S1/6 gereblyézett 117,50 S1/7* bordázott 141,25 S1/8 bordázott 153,75 144,58** S1/9 bordázott 138,75 S2/1* sima 255,00 S2/2 sima 258,75 249,58 S2/3 sima 235,00 S2/4* bordázott 144,00 S2/5 bordázott 136,25 133,00 42,36 43,47 C25/30 S2/6 bordázott 118,75 S2/7* gereblyézett 141,25 S2/8 gereblyézett 117,50 128,33 S2/9 gereblyézett 126,25

a táblázat a következő oldalon folytatódik

300

F

F

Ff

Ff

M

8 8

12. ábra A vizsgálati elrendezés oldalnézete. Anyomaték(M), mely az esetleges nyíróerőknem egytengelyűségéből adódik, anyomólap-beton között fellépő súrlódás (Ff)által egyensúlyozódott ki.


3. KÍSÉRLETEK


39

folytatás SCD SCD

átlag Próbatest

jele Fogadóbeton

felülete mm

Fogadó beton Átlagos

kockaszilárdsága [N/mm2]

Felbeton Átlagos kockaszilárdsága

[N/mm2]

Tervezett szilárdsági

osztály

S3/1* sima 258,75 S3/2 sima 265,00 261,67 S3/3 sima 261,25 S3/4* gereblyézett 101,25 S3/5 gereblyézett 117,50 117,08 42,29 36,19 C16/20 S3/6 gereblyézett 132,50 S3/7* bordázott 148,75 S3/8 bordázott 145,00 141,25 S3/9 bordázott 130,00 S4/1* sima 240,00 S4/2 sima 261,25 235,83 S4/3 sima 206,25 S4/4* bordázott 156,25 S4/5 bordázott 128,75 145,83 30,48 31,49 C12/15 S4/6 bordázott 152,50 S4/7* gereblyézett 131,25 S4/8 gereblyézett 121,25 127,50 S4/9 gereblyézett 130,00

21. táblázat A próbatestek fogadóbetonjának felületei, átlagos kockaszilárdságai, valamint a

felbetonok átlagos kockaszilárdságai (* felbetonozás után 28 napig víz alatt tárolva, ** későbbiek során külön elemezve)

NyíróerőPróbatest jele [kN]

Munkahézag nyírószilárdsága

[N/mm2]

Munkahézag átlagos nyírási

teherbírása [N/mm2

Rábetonozás nyíróereje

[kN]

Rábetonozás nyírási

teherbírása [N/mm2]

Rábetonozás átlagos nyírási


S1/1 20,50 0,2278 103,00 4,39 S1/2* 0,00 0,0000 0,2130 84,00 3,44 S1/3 37,00 0,4111 84,00 3,50 S1/4* 100,00 1,1111 80,00 3,25 S1/5 136,00 1,5111 1,4741** 97,00 3,85 3,53 S1/6 162,00 1,8000 94,00 3,63 S1/7* 94,00 1,0444 73,00 2,90 S1/8 123,00 1,3667 1,1259** 99,00 4,10 S1/9 87,00 0,9667 64,00 2,68 S2/1* 0,00 0,0000 Nincs adat S2/2 0,00 0,0000 0,0370 64,00 2,67 S2/3 10,00 0,1111 79,00 3,08



3. KÍSÉRLETEK


40

folytatás Nyíróerő Próbatest

jele [kN]

Munkahézag nyírószilárdsága

[N/mm2]

Munkahézag átlagos nyírási

teherbírása [N/mm2

Rábetonozás nyíróereje

[kN]

Rábetonozás nyírási


Rábetonozás átlagos nyírási


S2/4* 46,50 0,5167 Nincs adat S2/5 34,00 0,3778 0,6019 92,00 3,61 3,13 S2/6 82,00 0,9111 81,00 3,16 S2/7* 25,00 0,2778 Nincs adat S2/8 39,00 0,4333 0,4000 Nincs adat S2/9 44,00 0,4889 Nincs adat S3/1* 30,00 0,3333 70,00 2,69 S3/2 10,00 0,1111 0,1852 80,00 3,14 S3/3 10,00 0,1111 65,00 2,61 S3/4* 60,00 0,6667 80,00 3,09 S3/5 50,00 0,5556 0,6111 80,00 3,31 2,93 S3/6 55,00 0,6111 80,00 3,16 S3/7* 80,00 0,8889 72,00 2,84 S3/8 55,00 0,6111 0,7593 80,00 3,28 S3/9 70,00 0,7778 55,00 2,29 S4/1* 0,00 0,0000 61,50 2,48 S4/2 45,00 0,5000 0,1667 58,00 2,37 S4/3 0,00 0,0000 63,00 2,84 S4/4* 38,50 0,4278 57,00 2,36 S4/5 54,50 0,6056 0,4630 66,00 2,60 2,32 S4/6 32,00 0,3556 50,50 1,97 S4/7* 50,00 0,5556 51,00 2,02 S4/8 24,00 0,2667 0,3852 42,00 1,64 S4/9 30,00 0,3333 68,50 2,64

22. táblázat A munkahézagok átlagos nyírószilárdsága, valamint a felbetonok átlagos

nyírószilárdsága (* felbetonozás után 28 napig víz alatt tárolva, ** későbbiek során külön elemezve)

A 21. és 22. táblázat *-gal jelzett eredményei nem voltak lényegesen eltérőek a többitől, ezért a továbbiakban a próbatestek tárolási körülményei miatt az eredményeket nem különítettem el, és nem is végeztem ilyen irányú kutatást.

A fenti két (21. és 22.) táblázat eredményeiből a következő 13 -tól 16 -ik ábrákon látható SCD szám – munkahézag nyírási teherbírás összefüggések állapíthatók meg. Megjegyzem, hogy a kísérletek során bebizonyosodott, hogy a 13. ábrán látható összefüggés félrevezető. Itt a bordázott és a gereblyézett fogadóbeton felülethez tartozó (a két nagy) átlagos nyírószilárdsági érték külön magyarázatra szorul. Ezért ezt a két értéket a továbbiakban az eredmények első feldolgozása során nem vettem figyelembe és ezeket **-gal jelöltem. Ezen eredmények azonban az értekezés végén szerephez jutnak.


3. KÍSÉRLETEK


41

13. ábra A 47,62 N/mm2 átlagszilárdságú betonból (S1 sorozat), három eltérő felülettel

készített munkahézag átlagos nyírási teherbírásának és az SCD szám átlagainak az összefüggése (s = sima; g = gereblyézett; b = bordázott)

14. ábra A 42,36 N/mm2 átlagszilárdságú betonból (S2 sorozat), három eltérő felülettel

készített munkahézag átlagos nyírási teherbírásának és az SCD szám átlagainak az összefüggése (s = sima; g = gereblyézett; b = bordázott)

15. ábra A 36,19 N/mm2 átlagszilárdságú betonból, három eltérő felülettel készített

munkahézag átlagos nyírási teherbírásának és az SCD szám átlagainak az összefüggése (s = sima; g = gereblyézett; b = bordázott)

y = - 0,0143×SCD + 3,2385

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

100150200250300SCD [mm]

τ m [ N

/mm

2 ]

y = - 0,0038×SCD + 1,0014

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

100150200250300SCD [mm]

τ m [ N

/mm

2 ]

y = -0,0035×SCD + 1,1308

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

100150200250300SCD [mm]

τ m [ N

/mm

2 ]

s

b

g

s b

g

g

b

s


3. KÍSÉRLETEK


42

16. ábra A 30,48 N/mm2 átlagszilárdságú betonból, három eltérő felülettel készített

munkahézag átlagos nyírási teherbírásának és az SCD szám átlagainak az összefüggése (s = sima; g = gereblyézett; b = bordázott)

A 13. – 16. ábrák alapján egyértelmű, hogy az SCD szám, és ezzel a fogadó

betonfelület durvasága illetve a beton munkahézag nyírási teherbírása között matematikailag megfogalmazható összefüggés állítható fel. Ismét felhívom a figyelmet arra, hogy a 13. ábrán látható összefüggés tendenciája jelentősen eltér a többitől, az itt ábrázolt értékeket az értekezés végén elemzem, az általános összefüggés felállításához csak a 14-16. ábrák eredményeit használtam. 3.5 M 1:1 léptékű kéregpanel kísérletek a módszer alkalmaz-

hatóságának igazolására Az elő- és az azokat követő kísérletek igazolták a fogadó beton felületi durvaságának

SCD számmal történő mérhetőségét, valamint azt, hogy összefüggés állítható fel az SCD szám és a munkahézag nyírási teherbírása között. A módszer ipari alkalmazhatóságának igazolására eltérő szilárdságú és felületi kiképzésű vasbeton kéregpanelekre öntött, vasalatlan felbetonnal készített födémelemeket vizsgáltam, a két réteget összekötő vasalás nélkül. 3.5.1 A mintadarabok elkészítése

A kéregpanelek 50 mm vastagságban, 2500mm hosszúságban és 300 mm szélességben készültek, hosszirányban 3 db Ǿ8-as DIN 488- 1. rész – 1984. szerinti BSt500 minőségű alsó acélbetéttel (BSt = betonacél, 500 a folyási határ 5%-os küszöbértéke [N/mm2], S = a rúd alakban való gyártásra utal. Az acél húzószilárdságának tervezési értéke fyd = 500/1,15 = 435 N/mm2). Az alsó betonfedés 20 mm volt, melyet műanyag távtartókkal biztosítottunk. A kéregpanelek betonját két szilárdsági osztályúra terveztem: C20/25-24 és C40/45-24. A frissbeton konzisztenciája kétféle volt: FN és KK, melyekkel három fajta felületet állítottam elő. A KK konzisztenciájú betonból készített panelek felét a vibrálás után érintetlenül hagytam, míg a másik felét felgereblyéztem. Az alkalmazott eszköz, egy hétköznapi, nyéllel együtt 1 kg tömegű, kerti-gereblye volt. Az FN konzisztenciájú betonból készített panelek felületét a vibrálást követően további hatásnak nem tettem ki, mivel azt kívántam vizsgálni, hogy az így készített kéregpallók természetes felületi durvasága a két betonréteg közötti

y = - 0,0024×SCD + 0,7498

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

100150200250300SCD [mm]

τ m [ N

/mm

2 ]

gb

s


3. KÍSÉRLETEK


43

munkahézag nyírási teherbírását hogyan befolyásolja. Ez utóbbi egy esetleges sorozatgyártás során nagy könnyebbséget jelent, mivel ha a kéregpalló és a felbeton kapcsolata megfelelő, úgy csupán a beton konzisztenciájának helyes megválasztásával lehet a megfelelő durvaságú fogadó beton felületet kialakítani. Minden pallótípusból 4-4 db., összesen 24 készült a következő felosztásban: 4 db. C40/45-24/KK csak bevibrált panelekhez (sima) jelük: III/1-4 4 db. C40/45-24/KK felgereblyézett panelekhez (durvított) jelük: I/1-4 4 db. C40/45-24/FN csak bevibrált panelekhez (durva) jelük: II/1-4 4 db. C20/25-24/KK csak bevibrált panelekhez (sima) jelük: IV/1-4 4 db. C20/25-24/KK felgereblyézett panelekhez (durvított) jelük: VI/1-4 4 db. C20/25-24/FN csak bevibrált panelekhez (durva) jelük: V/1-4

A kéregpanelek a 18. ábrán látható vázlatterv alapján készültek. A gyártás során a kéregpanelek betonjának tömörítését vibroasztalon végeztük. A kéregpanelekre, megszilárdulásuk után (azok 28 napos korában), a kéreg betonszilárdsági osztályával azonosra tervezett, de minden esetben KK konzisztenciájú betonnal lett rábetonozva, így alakítva ki a 100 mm vastagságú felbeton réteget. A felbeton réteg tűvibrátorral lett tömörítve.

a, b, 17. ábra A próbatestek elkészítése. a, kéregpanelek vasalása (az emelőkampók a felbeton készítése előtt levágásra kerültek) b, kéregpanel betonozása c, felbeton készítése c,


3. KÍSÉRLETEK


44

3 eltérő felülettel kialakítva 2,50 30 18x3 = 54; Ǿ8/12,5; l = 2,47 m; összes hossz: 133,4 m 18x11 = 198; Ǿ6/25; l = 0,28 m; összes hossz: 55,4 m Összes betonacél tömege: 55,4x0,187 + 133,4x0,395 = 63,05 kg Összes betonszükséglet: 18x0,3x0,15x2,5 = 2,025 m3 Fajlagos betonacél felhasználás: 63,05/2,025 = 31,14 kg/m3 A kéregpanelek felszakításához és mozgatásához, azok két végére emelőhorgot kell beépíteni 6mm átmérőjű betonacélból a következő méretekkel (cm-ben): (összesen 48 db. szükséges) 10 20 20 Az emelőhorgokat a középső hosszirányú vas alá lehet 5 5 beakasztani a tartóvégeken. 1 kéregpanel tömege: kb. 86 kg 1 kéregpanel tömege 10 cm felbetonnal: kb. 250 kg 18. ábra A kéregpanelek vázlatterve (Megjegyzem, hogy az emelőhorgokat más alakban és elrendezésben építették be, de mivel azok a kéregpanel megszilárdulása után le lettek vágva, ezért ennek nincs jelentősége.)

A kéregpanelek a PFLEIDERER Lábatlani Vasbetonipari Rt-ben a 23. táblázatban megadott betonreceptek alapján készültek.

1,0 m3 [kg] 0,5 m3 (egy keverés) [kg] Betonminőség mc mv mf ma

V/C C V F 0-8 62%

8-16 22%

16-24 16%

C20/25-24/FN 220 146 0 2050 0,66 110 73 0 636 226 164 C20/25-24/KK 280 174 0 1920 0,62 140 87 0 595 211 154 C40/45-24/FN 400 136 0 1920 0,34 200 68 0 595 211 154 C40/45-24/KK 420 140 4,2 1900 0,33 210 70 2,1 589 209 152 Cement: CEM I – 42,5 N (Hejőcsaba) Adalékanyag tervezett finomsági modulusa: 6,5

5

1

30

1 1 1

2

1

2

1

2

2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2


3. KÍSÉRLETEK


45

23. táblázat A kéregpanelekhez felhasznált betonok receptúrája


3. KÍSÉRLETEK


46

A kéregpanelek utókezelése szabadban, takarással, illetve locsolással történt. A felbetonok tervezett összetétele az azonos szilárdsági osztályon belül a 23. táblázatban szereplő KK konzisztenciájúéval megegyezett. A felbeton utókezelése azonos volt a kéregbetonéval. A beton mind a kéregpalló, mind pedig a felbeton készítésekor ki volt téve az időjárásnak, és míg a kéregpallók készítése során hűvös volt, éjszaka időnként még fagypont alá is süllyedt a hőmérséklet, addig a felbetonok szilárdulása során már meleg tavaszi körülmények uralkodtak. Ezek a szélsőségek jól modellezték az egyébként gyakorinak mondható építőipari viszonyokat is.

A kéregbetonokból és a felbetonokból vett, és a szerkezettel azonos körülmények között tárolt, 3-3 db 150x150x150 mm-es próbakockákon vizsgáltam a szilárdságot. A 24. táblázatban adtam meg a szilárdságvizsgálatok eredményeit, melyek közül az adott födémpanel vizsgálatának kiértékeléséhez a kisebbiket használtam fel.

Kéregpalló-beton kockaszilárdsága

Felbeton kockaszilárdsága Beton jele, a felület kialakí-tása, jele

Egyedi [N/mm2]

Átlag [N/mm2]

Egyedi [N/mm2]

Átlag [N/mm2]

Figyelembevett átlagszilárdság

[N/mm2]

48,00 62,20 48,90 61,30

C40/45-24/KK

Csak vibrált III/1-4

53,30 50,07

61,80 61,77 50,07

54,20 67,50 53,30 69,30

C40/45-24/KK

Gereblyézett I/1-4

50,70 52,73

71,10 69,30 52,73

56,90 66,20 56,40 67,60

C40/45-24/FN Csak vibrált

II/1-4 57,30 56,87

68,00 67,27 56,87

32,00 37,30 32,90 36,90

C20/25-24/KK

Csak vibrált IV/1-4

32,00 32,30

36,90 37,03 32,30

51,60 29,30 50,70 29,80

C20/25-24/KK

Gereblyézett VI/1-4

52,40 51,57

30,20 29,77 29,77

34,70 41,00 36,90 41,00

C20/25-24/FN Csak vibrált

V/1-4 36,40 36,00

42,70 41,57 36,00

24. táblázat A födémpalló kéreg- és felbetonjainak szilárdságvizsgálati eredményei 3.5.2 Vizsgálatok és az eredmények kiértékelése 3.5.2.1 A kéregpanelek felületi durvaságának meghatározása az SCD szám segítségével

A kéregpallók megszilárdulása után, a rábetonozás elkészítése előtt, azokon 2-2 helyen meghatároztam az SCD számot. A 19. ábrán a csak vibrált, KK konzisztenciájú beton


3. KÍSÉRLETEK


47

felületén illetve a szintén csak vibrált, FN konzisztenciájú beton felületén a mérés során készített homokfoltok fényképei láthatók. Jól érzékelhető az átmérők különbözősége, ami az SCD számokban is megmutatkozik, és ezzel jellemzik a felületek durvaságát.

a) Csak vibrált, KK konzisztenciájú beton b) Csak vibrált, FN konzisztenciájú beton 19. ábra Az SCD szám meghatározásához készített homokfoltok

A mért SCD értékeket a 25. táblázatban foglaltam össze.

Palló jele

Beton jele

Beton átlagszi-lárdsága [N/mm2]

Felület kialakítása

SCD1 [mm]

SCD2 [mm]

SCD3 [mm]

SCD4 [mm]

SCD1-4 átlaga [mm]

Palló SCD [mm]

Felülettí-pus átlag

SCD [mm]

280 285 285 285 283,75 III /1 275 270 260 270 268,75

276,25

240 260 270 260 257,50 /2 270 275 270 275 272,50

265,00

260 240 260 265 256,25 /3 250 240 245 220 238,75

247,50

265 250 285 255 263,75 /4

50,07 Csak vibrált (sima)

260 250 275 260 261,25 262,50

262,81

125 105 110 115 113,75 I /1 90 80 90 80 85,00

99,38

110 130 120 120 120,00 /2 110 100 110 105 106,25

113,13

110 120 110 115 113,75 /3 105 120 120 115 115,00

114,38

105 100 95 105 101,25 /4

C40

/45-

24/K

K

52,73

Vibrált és felgereblyé

-zett (durva)

120 120 125 105 117,50 109,38

109,06



3. KÍSÉRLETEK


48

folytatás

Palló jele

Beton jele

Beton átlagszi-lárdsága [N/mm2]

Felület kialakítása

SCD1 [mm]

SCD2 [mm]

SCD3 [mm]

SCD4 [mm]

SCD1-4 átlaga [mm]

Palló SCD [mm]

Felülettí-pus átlag

SCD [mm]

90 95 90 95 92,50 II /1 95 105 95 105 100,00

96,25

105 100 100 100 101,25 /2 110 115 110 100 108,75

105,00

120 130 125 125 125,00 /3 100 95 100 90 96,25

110,63

115 120 125 125 121,25 /4

C40

/45-

24/F

N

56,87

Csak vibrált (a konzisz-tenciából adódóan durva)

130 130 130 120 127,50 124,38

109,06

280 285 280 285 282,50 IV /1 320 290 280 290 295,00

288,75

290 310 300 295 298,75 /2 330 280 280 300 297,50

298,13

280 290 270 270 277,50 /3 300 310 290 300 300,00

288,75

290 280 280 300 287,50 /4

32,30 Csak vibrált (sima)

290 300 300 300 297,50 292,50

292,03

90 85 85 85 86,25 VI /1 100 100 95 100 98,75

92,50

85 105 100 105 98,75 /2 85 90 90 80 86,25

92,50

95 95 95 100 96,25 /3 110 105 110 100 106,25

101,25

100 110 105 100 103,75 /4

C20

/25-

24/K

K

29,77

Vibrált és felgereblyé

-zett (durva)

95 95 95 100 96,25 100,00

96,56

120 115 110 120 116,25 V /1 105 105 115 110 108,75

112,50

110 115 120 115 115,00 /2 105 120 115 110 112,50

113,75

165 155 160 170 162,50 /3 165 165 180 160 167,50

165,00

130 110 115 120 118,75 /4

C20

/25-

24/F

N

36,00

Csak vibrált (a konzisz-tenciából adódóan durva)

140 140 140 140 140,00 129,38

130,16

25. táblázat A kéregpanelek felületén mért SCD számértékek összefoglalása

A 25. táblázat alapján bebizonyítást nyert, hogy üzemi körülmények között gyártott fogadóbeton felület durvasága jól jellemezhető az SCD számmal. A felgereblyézett KK konzisztenciájú betonból készített pallók és a FN konzisztenciájú betonból készített, a vibrálás után érintetlenül hagyott pallók felületi durvasága közel azonos, ami azt jelenti, hogy csupán


3. KÍSÉRLETEK


49

a beton helyes konzisztenciájának megválasztásával a fogadó beton felületének kívánatos durvasága beállítható, így a felület kialakítása többlet élőmunka ráfordítást nem igényel. 3.5.2.2 Teherbírás vizsgálatok

A felbeton megszilárdulása után a födémelemeken teherbírás vizsgálatot végeztem. Az elemeket kéttámaszú tartóként, a tartóvégeken csuklósan támasztottam alá. A vizsgálat során az I/1-4; II/1-4 és III/1 jelű elemek törési tapasztalatai alapján, a mezőközépen alkalmazott terhelést módosítottam, mivel az elemek töréskor nem nyírási, hanem nyomatéki teherbírásukat vesztették el. A terheket a többi elemnél az alátámasztástól a mezőközép irányába 550 mm-re vezettem be. A két teherelrendezést a 20. és 21. ábrák szemlélteti. 20. ábra Födémelem mezőközépen terhelve 21. ábra Födémelem támaszokhoz közelebb vitt terheléssel

A teher támaszokhoz való közelítésének az volt a célja, hogy a két betonréteg közötti munkahézag felülete, és ezzel a nyírási teherbírás csökkenjen. A célt nem sikerült elérni, az elemek továbbra is nyomatéki teherbírásvesztést szenvedtek. A födémelemeken a következőket mértük: - Erő: F a 20. ábra szerint, és Fb+Fj=F a 21. ábra szerint. - Lehajlás a mezőközépen induktív adóval. - A két betonréteg egymáshoz képest való esetleges elcsúszását induktív adókkal, az ábrákon

fekete pöttyökkel jelölt helyeken.

F

Rb Rj

2500

1200 1200 50 50

50

100

kéregpallófelbeton

Fb

Rb Rj

2500

550 1300 50 50

50

100

kéregpallófelbeton

Fj

550

F

Relatív elmozdulás mérése

Relatív elmozdulás mérése


3. KÍSÉRLETEK


50

A vizsgálat elrendezésének jobb illusztrálására mutatom be a 22. és 23. ábrán szereplő fényképeket a központosan terhelt födémelemről, és a betonrétegek relatív elmozdulásának mérésére szolgáló induktív útadók rögzítését egyik tartóvégen.

22. ábra A födémelemek terhelése mezőközépen, és nyomatékból származó

tönkremenetelük

23. ábra A betonrétegek relatív elmozdulásának mérésére

szolgáló induktív útadó az egyik tartóvégen.

A két betonréteg egymáshoz viszonyított relatív vízszintes elmozdulása nem következett be. Az alkalmazott induktív jeladók érzékenysége megfelelő lett volna, mivel azok méréstartománya + 0,50 mm volt. A födémelemek terhelése során ezért mindössze erő-lehajlás diagrammot tudtam rögzíteni, melyekből kettőt – mindkét terhelési esetből egyet-egyet – a 24. és a 25. ábrán mutatok be.

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

0 10 20 30 40 50 60Lehajlás [mm]

24. ábra A mezőközépen terhelt, III/1 jelű födémelem erő-lehajlás ábrája, a fogadó beton felülete sima volt, SCD = 263 mm

Erő

= F

[kN

]


3. KÍSÉRLETEK


51

3.5.2.3 A munkahézagban keletkezett nyírófeszültség számítása

A fenti kísérletek nem adtak választ arra a kérdésre, hogy a munkahézagnak mekkora a nyírási teherbírása, csupán azt lehetett megállapítani, hogy mekkora az a nyírófeszültség, aminél az még nagyobb. Ennek a nyírófeszültségnek a kiszámítását végeztem el a továbbiakban a jól ismert, Zsuravszkij által levezetett képlet [1.] felhasználásával. A terhet, kerekítés után a középen terhelt elemek esetén F = 19,0 kN-ban, míg a támaszok közelében terhelt elemek esetén Fj = Fb = 21,5 kN-ban lehetett a mérések alapján meghatározni.

[1.]

ahol: V = a keresztmetszetre működő nyíróerő, S’x = a keresztmetszetben a kéregpanelrész statikai nyomatéka a teljes keresztmetszet

súlyponti tengelyére, b = a keresztmetszet szélessége, Ix = a keresztmetszet inercianyomatéka.

A keresztmetszet nyíróereje a teherelrendezésektől függő igénybevételekből határozható meg, melyek a 26. és 27. ábrákon láthatók.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

0 10 20 30 40 50 60

25. ábra A támaszok közelében terhelt, III/2 jelű födémelem erő-lehajlás ábrája, a fogadó beton felülete sima volt, SCD = 263 mm

Lehajlás [mm]

Erő

= F

j+F b

[kN

]

x

xzy Ib

VS⋅⋅′

=τ


3. KÍSÉRLETEK


52

26. ábra A középen terhelt födémpanelek igénybevételei

A terheléssel kapcsolatosan megjegyzem, hogy ekkora maximális nyomatékot a 30 cm széles födémelemen 15,83 kN/m – es és ekkora maximális nyírást 7,08 kN/m – es egyenletesen megoszló teher okozna. 27. ábra A támaszok közelében terhelt födémpanelek igénybevételei Megjegyzem, hogy a várakozásnak megfelelően a nyírási igénybevétel növekedett, míg a nyomaték közel azonos maradt.

Rb Rj

- M +

kNmFM 4,114max =⋅

=l

- V+

kNFV 5,82max ==

F = 19 kN

ℓ

Rb Rj

- M +

kNmaFM 825,11max =⋅=

- V+ kNV 5,21max =

Fb Fj

ℓ

Fb = Fj = 21,5 kNa


3. KÍSÉRLETEK


53

A 26. és a 27. ábrákból meghatározhatók a két eltérő esetben a munkahézagra ható nyíróerő ábrák felülete Fk és Ft, amikből a vízszintesen ható csúsztatóerőket határoztam meg, melyeket a középen terhelt pallók esetén Vk-val, míg a támaszközelben terhelt pallók esetén Vt-vel jelölve a következők:

Vk = (8,5 kN · 1,2 m) · = 8,5 · 1,2 · = 90,67 kN Vt = (21,5 kN · 0,55 m) · = 21,5 · 0,55 · = 105,11 kN A A kéregpalló keresztmetszetének statikai nyomatékának a teljes keresztmetszet súlyponti tengelyére való meghatározását a 28. ábra szemlélteti. 28. ábra A kéregpalló keresztmetszetének statikai nyomatékának a teljes keresztmetszet

súlyponti tengelyére való meghatározása A keresztmetszet súlypontján átmenő x tengelyre vonatkoztatott inercianyomaték:

12

3baI x⋅

= = 84.375.000,- mm4

A középen terhelt födémpallók esetén a munkahézagban fellépő nyírófeszültség:

2/252,02,13,0

67,90 mmNk =⋅

=τ

A támaszközelben terhelt födémpallók esetén a munkahézagban fellépő nyírófeszültség:

2/637,055,03,0

11,105 mmNt =⋅

=τ

Fentiekből látható, hogy az elvégzett kísérletek bár bizonyították, hogy a kéregpallók teherbírása átkötő vasalás nélkül is megfelelő lehet megfelelő felületi durvaság esetén, de a vizsgálat szempontjából fontos nyírási teherbírását a munkahézagnak nem sikerült megmérni. Annak érdekében, hogy a födémelemekben készített munkahézagok nyírási teherbírásának határértékét meghatározhassam, az elemek végéből 300 mm hosszú darabot levágtam, és ezeket a darabokat a korábbiakhoz hasonló vizsgálatnak vetettem alá.

Sb Y=2

5

a = 300

50 1

00

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅=′ 2

2

42ybaSx 750 000 mm3

x

xIS′

000084375,000075,0

x

xIS′

000084375,000075,0


3. KÍSÉRLETEK


54

3.5.2.4 A 300 mm hosszú elemvégek laboratóriumi vizsgálata Minden típusú elem végéből 300 mm hosszú darabot „flex-el” levágtam. Így 300·300·150 mm-es próbatesteket kaptam, melyeket a 29. ábra alapján terheltem. F F Teherelosztó acéllap Munkahézag Elmozdulás érzékelő Födémvég F F 50 100 300 29. ábra A levágott födém-panelvégek terhelésének elrendezése

A terhelés során mértem a terhelő erőt, és a munkahézag két oldalán egy-egy indukciós adóval a két réteg elmozdulását. Az elrendezés jobb érzékelhetőségét biztosítja a 30. ábrán látható fénykép. 30. ábra Levágott födémpanelvég terhelése

A vizsgálatok kiértékelésénél a két indukciós adó által mért eredmények középértékét használtam fel. A 31-től a 35-ig ábrákon a mérési eredményeket grafikusan ábrázoltam. A

300


3. KÍSÉRLETEK


55

vízszintes tengelyeken a két betonréteg relatív elmozdulásait, míg a függőleges tengelyeken az F erőt ábrázoltam. 31. ábra Az I. jelű, felgereblyézett fogadóbetonnal készített födémelemek közül levágott vég

munkahézag vizsgálatának erő-relatív elmozdulás diagrammja.

A 31. ábrán szereplő erő-elmozdulás ábra magyarázatra szorul. Az ábrán teljesen egyértelmű az erő növekedése, viszont az elmozdulás ugrálása, szálkássága nehezen értelmezhető. A magyarázat a következő, mely ezen kísérletsorozat későbbi ábráira is időnként jellemző: Az alkalmazott induktív elven működő, elmozdulásokat érzékelő útadók méréstartománya + 0,5 mm volt. Ez egyben információt ad arra vonatkozóan, hogy nagyon érzékenyek voltak. A túlzott érzékenység ugyanakkor azt is jelenti, hogy az ilyen műszerek a környezeti rezgéseket is képesek érzékelni. A mérés során az erő, illetve elmozdulás értékeket mintegy ¼ - ed másodpercenként mértem. Egy nagyobb teherautónak a laboratórium előtt, a rakparton való elhaladása már befolyásolhatta a mérési eredményeket. Ez a befolyásolás, mint az a grafikonból is látható, nem a trendet változtatta meg, csupán az ábrázolás értelmezése válik nehézkesebbé.

A 31. ábrán vizsgált I. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 52,73 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor KK, és a felület fel lett gereblyézve. A felületre jellemző SCD szám 109 mm. A mérési eredményeket számítógéppel regisztráltam, az erő és ez elmozdulások átlagosan 0,25 másodpercenkénti egyidejű mérésével a mérőhíd három csatornáján. A 31. ábra növekvő erő melletti elmozdulás értékei jól mutatják a mérési elrendezés érzékenységét, a grafikon e miatt nem is értelmezhető az elmozdulás tekintetében. A tönkremenetelkor a maximális erő 200,22 kN volt. A vizsgált felület: 305,02 · 296,2 = 90 347 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==90347200220

Iτ 2,216 N/mm2

0,00

50,00

100,00

150,00

200,00

-0,005 0,000 0,005 0,010 0,015

kN

mm


3. KÍSÉRLETEK


56

Ez az érték jóval meghaladja a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültséget mindkét terhelési esetre. Ez az eredmény magyarázatot ad arra, hogy a kísérletek során ezek a panelek miért nem váltak szét. A soron következő 32. től 35-ig ábrákon a II-VI-ig számozott, levágott pallóvégek vizsgálatát ismertetem. 32. ábra A II. jelű födémelemek közül levágott vég munkahézag vizsgálatának erő-relatív

elmozdulás diagrammja (a fogadóbeton felülete a FN konzisztenciából adódóan volt durva)

A 32. ábrán a vizsgált II. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 56,87 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor FN, és a felületet nem kezeltem, az a konzisztenciából adódóan lett durva. A felületre jellemző SCD szám 109 mm. A mérési eredményeket számítógéppel regisztráltam, az erő és ez elmozdulások átlagosan 0,25 másodpercenkénti egyidejű mérésével a mérőhíd három csatornáján. A 32. ábra növekvő erő melletti elmozdulás értékei jól mutatják a mérési elrendezés érzékenységét. A tönkremenetelkor a maximális erő 190,06 kN volt. A vizsgált felület: 303,0 · 300,2 = 90 960 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==90960

190060IIτ 2,089 N/mm2

Ez az érték is jóval meghaladja a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültséget mindkét terhelési esetre.

0

50

100

150

200

-0,005 0 0,005 0,01 0,015

kN

mm


3. KÍSÉRLETEK


57

33. ábra A III. jelű födémelemek közül levágott vég munkahézag vizsgálatának erő-relatív

elmozdulás diagrammja (a fogadó beton felülete a KK konzisztenciájú beton kezeletlenül hagyásából eredően sima volt)

A 33. ábrán a vizsgált III. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 50,07 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor KK, és a felületet nem kezeltem, az a konzisztenciából adódóan lett sima. A felületre jellemző SCD szám 263 mm. A mérési eredményeket számítógéppel regisztráltam, az erő és ez elmozdulások átlagosan 0,25 másodpercenkénti egyidejű mérésével a mérőhíd három csatornáján. A 33. ábra növekvő erő melletti elmozdulás értékei jól mutatják a mérési elrendezés érzékenységét. A tönkremenetelkor a maximális erő 138,94 kN volt. A vizsgált felület: 301,2 · 298,2 = 89 818 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==89818

138940IIIτ 1,547 N/mm2

Ez az érték is jóval meghaladja a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültséget mindkét terhelési esetre.

0

50

100

150

200

-0,005 0 0,005 0,01 0,015

kN

mm


3. KÍSÉRLETEK


58

0

50

100

150

200

-0,005 0 0,005 0,01 0,015

34. ábra A IV. jelű födémelemek közül levágott vég munkahézag vizsgálatának erő-relatív

elmozdulás diagrammja (a fogadó beton felülete a KK konzisztenciájú beton kezeletlenül hagyásából eredően sima volt)

A 34. ábrán a vizsgált IV. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 32,30 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor KK, és a felületet nem kezeltem, az a konzisztenciából adódóan lett sima. A felületre jellemző SCD szám 292 mm. A mérési eredményeket számítógéppel regisztráltam, az erő és ez elmozdulások átlagosan 0,25 másodpercenkénti egyidejű mérésével a mérőhíd három csatornáján. A 34. ábra növekvő erő melletti elmozdulás értékei jól mutatják a mérési elrendezés érzékenységét. A diagram negatív irányú tendenciája abból adódott, hogy az elmozdulást mérő induktív adó + irányból a negatív irány felé mért, mely az adó pontatlan 0 hely beállítása miatt következett be. A tönkremenetelkor a maximális erő 82,13 kN volt. A vizsgált felület: 302,1 · 300,2 = 90 690 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==9069082130

IVτ 0,906 N/mm2

Ez az érték is még mintegy 1,5 szerese a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültségnek a második, és mintegy háromszorosa az első terhelési esetre.

mm

kN


3. KÍSÉRLETEK


59

0

50

100

150

200

-0,005 0 0,005 0,01 0,015

35. ábra A V. jelű födémelemek közül levágott vég munkahézag vizsgálatának erő-relatív

elmozdulás diagrammja (a fogadóbeton felülete a FN konzisztenciából adódóan volt durva)

A 35. ábrán a vizsgált V. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 36,00 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor FN, és a felületet nem kezeltem, az a konzisztenciából adódóan lett durva. A felületre jellemző SCD szám 130 mm. A mérési eredményeket számítógéppel regisztráltam, az erő és ez elmozdulások átlagosan 0,25 másodpercenkénti egyidejű mérésével a mérőhíd három csatornáján. A 35. ábra növekvő erő melletti elmozdulás értékei jól mutatják a mérési elrendezés érzékenységét. A tönkremenetelkor a maximális erő 157,29 kN volt. A vizsgált felület: 301,1 · 300,1 = 90 360 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==90360

157290Vτ 1,741 N/mm2

Ez az érték is többszöröse a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültségnek mindkét terhelési esetre. A VI. jelű próbatest mérési eredményeit nem tudom grafikus formában bemutatni, mivel a relatív elmozdulást mérő útadók meghibásodtak, ezért az azok által mért eredmények értékelhetetlenek. A vizsgált VI. jelű födémelem betonjának figyelembe vett átlagszilárdsága 29,77 N/mm2 volt, a konzisztenciája a kéregpalló készítésekor KK, és a felületet felgereblyéztem. A felületre jellemző SCD szám 97 mm. A tönkremenetelkor a maximális erő 190,84 kN volt. A vizsgált felület: 307,1 · 302,1 = 92 775 mm2. Ezekből az értékekből a munkahézagban a maximális számított nyírófeszültség:

==92775

190840VIτ 2,057 N/mm2

Ez az érték is többszöröse a panelek törési terheléséből számított, a munkahézagban fellépő nyírófeszültségnek mindkét terhelési esetre.

kN

mm


4. KÍSÉRLETEK EREDMÉNYEI

PhD Értekezés ÉS AZOK Simon Tamás Károly KIÉRTÉKELÉSE

60

4. KÍSÉRLETEK EREDMÉNYEI ÉS AZOK

KIÉRTÉKELÉSE 4.1 Az eredményeknek a korábbi szakirodalomba illeszthetősége A szakirodalmak közül a 2.3 pont alatt felsorolt szabályzatok segítségével számítható nyírási teherbírásértékeket kívánom összehasonlítani a saját vizsgálati eredményeimmel. A következő szabványok szerint számítottam ki a nyírási teherbírásértékeket: - MSZ 15022/4-86 - BS 1881-1:1997 - prEN 13747-1:1999 (ENV 1992-1-3:1994) - ÖNORM B 4700:2001 - DIN 1045:2001-07 - EN 229010-1:2003 (tervezet) - Eurocode 2 (ENV 1992-1-3:1994) 4.1.1 Az eredmények feldolgozása

Mivel a kísérleteim során az átlagos nyomószilárdsággal jellemeztem a betont, a szabványok pedig szilárdsági osztályok szerint adják meg a számítási modellt, ezért az általam vizsgált próbatesteket szilárdsági osztályokba soroltam a betonjaikból készített 3-3 db próbakocka nyomószilárdság vizsgálata alapján. A szilárdsági osztályokba sorolást a 26. táblázat tartalmazza.

Próbatest sorozat jele és felülete

Nyomószilárdság egyedi értéke

(150x150 kocka)

Nyomószilárdság átlagos értéke Szórás Student

tényező

A szilárdság jellemző értéke

Szilárdsági osztályba sorolás

A tervezett-

hez képest

N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 46,92

S1 47,24 47,62 0,94 2,28 43,06 C35/40 eggyel kisebb

48,69 a táblázat a következő oldalon folytatódik

A fejezet vizsgálja, hogy a korábbiszakirodalmakba kísérleti eredményekhogyan illeszthetők be. Feldolgozza éstovább értelmezi az eredményeket,igazolja az alapkoncepciót, valamintjavaslatot tesz a munkahézag nyírásiteherbírás számításának módosítására.




61

folytatás

Próbatest sorozat jele és felülete

Nyomószilárdság egyedi értéke

(150x150 kocka)

Nyomószilárdság átlagos értéke Szórás Student

tényező

A szilárdság jellemző értéke

Szilárdsági osztályba sorolás

A tervezett-

hez képest

41,34

S2 43,56 42,36 1,12 2,28 37,80 C30/35 eggyel nagyobb

42,19 35,37

S3 36,10 36,19 0,87 2,28 31,63 C25/30 eggyel nagyobb

37,11 30,95

S4 30,06 30,48 0,45 2,28 25,92 C20/25 kettővel nagyobb

30,44 54,20

I. 53,30 52,73 1,82 2,28 48,17 C40/45 azonos 50,70 56,90

II. 56,40 56,87 0,45 2,28 52,31 C45/50 eggyel nagyobb

57,30 48,00

III. 48,90 50,07 2,84 2,28 43,60 C35/40 eggyel kisebb

53,30 32,00

IV. 32,90 32,30 0,52 2,28 27,74 C20/25 azonos 32,00 34,70

V. 36,90 36,00 1,15 2,28 31,44 C25/30 eggyel nagyobb

36,40 29,30

VI. 29,80 29,77 0,45 2,28 25,21 C20/25 azonos 30,20

26. táblázat A próbatestek szilárdsági osztályba sorolása A fentiekből következik, hogy összehasonlításként a szabványok által meghatározható együttdolgozást a következő betonosztályok esetére kell kiszámítani sima és durva felület esetére: C20/25; C25/30; C30/35; C35/40; C40/45; C45/50.




62

Szabvány Szilárdsági osztály

τ sima fogadó beton felület esetén [N/mm2]

τ durva fogadó beton felület esetén [N/mm2]

C20/25 0,70 1,12 C25/30 0,8 1,28 C30/35 0,9 1,44 C35/40 1,00 1,60 C40/45 1,05 1,68

MSZ 15022/4-86 0,1%-os összekötő vas!

C45/50 1,15 1,84 C20/25 - - C25/30 0,40 0,60 C30/35 0,55 0,65 C35/40 0,55 0,65 C40/45 0,65 0,75

BS 1881-1:1997 0,15%-os összekötő vas!

C45/50 0,65 0,75 C20/25 0,36 0,46 C25/30 0,42 0,54 C30/35 0,47 0,61 C35/40 0,47 0,61 C40/45 0,47 0,61

prEN 13747-1:1999

C45/50 0,47 0,61 C20/25 C25/30 C30/35 C35/40 C40/45

ÖNORM B 4700:2001

C45/50

0,00

0,00

C20/25 0,16 0,23 C25/30 0,17 0,25 C30/35 0,18 0,26 C35/40 0,19 0,27 C40/45 0,20 0,29

DIN 1045:2001-07

C45/50 0,21 0,30 C20/25 0,41 0,58 C25/30 0,48 0,69 C30/35 0,54 0,79 C35/40 0,54 0,79 C40/45 0,54 0,79

EN 229010-1:2003 (tervezet)

C45/50 0,54 0,79 C20/25 0,36 0,47 C25/30 0,42 0,54 C30/35 0,48 0,61 C35/40 0,52 0,67 C40/45 0,57 0,74

Eurocode 2

C45/50 0,62 0,79 27. táblázat A szabványok szerint számított megengedett nyírási együttdolgozások sima és

durva fogadóbeton felület esetén




63

4.2 Az alapkoncepció igazolása A 27. táblázat összehasonlító eredményeiből jól látható, hogy a különböző szabványok nagyon eltérően értékelik, illetve engedik meg a két betonréteg együttdolgozását és annak figyelembevételét. Összességében megállapítható, hogy a munkahézag megengedett nyírási teherbírását a szabványok igen eltérően adják meg. Az általam mért eredmények és a szabványok által megadott értékek tendenciája közötti eltérés adott létjogosultságot arra, hogy a beton munkahézag nyírási teherbírására egy új, a kísérleteimen alapuló számítási módszert dolgozzak ki. Az is lényeges volt, hogy a beton felületének szubjektív módon való definiálását elhagyva, a fogadó beton felületének durvaságát egyszerű módszerrel mérve, objektíven határozzam meg. 4.3 Javaslat a munkahézag nyírási teherbírás-számításának

módosítására A vizsgálataim alapján, melyek során a beton munkahézag nyírási teherbírását vizsgáltam, két paramétert vettem figyelembe, a fogadó beton felületének durvaságát, és a fogadó illetve a felbeton átlagos nyomószilárdsága közül a kisebbiket. Javaslataim a következők: - meg kell határozni mind a fogadóbeton, mind pedig az újbeton átlagos nyomószilárdságát, és a kettő közül a kisebbiket szabad csak figyelembe venni, - a homokfolt módszerrel mérni kell a fogadó betonfelület durvaságát, és azt az SCD szám bevezetésével kell definiálni, - a kísérleteim alapján, a későbbiekben megadott egyenlet alkalmazásával kell a munkahézag átlagos nyírási teherbírását meghatározni, - figyelembe kell venni az újbeton bedolgozását, és ezzel a kapott eredményt korrigálni. 4.3.1 A vizsgálati eredményekből meghatározható egyenletek matematikai háttere Az eredményekre lineáris összefüggést feltételezve a legkisebb négyzetek módszerével egy sík illeszthető. A sík általános egyenlete: z = ax + by + c ahol x = SCD [mm] a felület durvaságát definiáló számérték, y = σm [N/mm2] a beton átlagszilárdsága, z = τm [N/mm2] a munkahézag átlagos nyírási teherbírása, a, b és c pedig konstansok. X, y és z értékei a kísérletek eredményei. A sík egyenletének meghatározásához a síknak a kísérleti eredmények által meghatározott pontoktól való legkisebb négyzetes eltérését kell meghatározni. Ez matematikailag a paraméteresen felírt eltérés négyzetes összegének a minimumhelyének a megkeresése, mely az eltérések négyzetes összegének az a, b, és c szerinti parciális deriváltjainak zérussal való egyenlővé tételéből számítható.

min)]([ 2

1→++−∑

=

cbyaxz ii

n

ii




64

A kifejezés a, b és c szerinti deriváltjai:

0)()]([21

=−⋅++−⋅∑=

iii

n

ii xcbyaxz (1)

0)()]([21

=−⋅++−⋅∑=

iii

n

ii ycbyaxz (2)

0)1()]([21

=−⋅++−⋅∑=

cbyaxz ii

n

ii (3)

A 2-es szorzókat elhagyva, és az egyenleteket kifejtve a következő három egyenlethez jutunk:

0111

2

1=⋅+⋅⋅+⋅+⋅− ∑∑∑∑

====

n

ii

n

iii

n

ii

n

iii xcyxbxaxz (1)

011

2

11=⋅+⋅+⋅⋅+⋅− ∑∑∑∑

====

n

ii

n

ii

n

iii

n

iii ycybyxayz (2)

0111

=⋅+⋅+⋅+− ∑∑∑===

cnybxazn

ii

n

ii

n

ii (3)

Az összetartozó x, y és z értékeket a 28. táblázat tartalmazza.

i xi (SCD) yi (σmi) zi (τmi) 1 250 42,36 0,1111 2 133 42,36 0,6019 3 128 42,36 0,4000 4 262 36,19 0,1852 5 117 36,19 0,6111 6 141 36,19 0,7593 7 236 30,48 0,1667 8 146 30,48 0,4630 9 128 30,48 0,3852 10 212 47,67 0,2130

össz: 1 753 374,76 3,8965 28. táblázat A kísérletekkel meghatározott, összetartozó x, y és z értékek A 28. táblázat értékeivel a részszámítások a következő, 29. táblázatban szereplő eredményeket adják.

i xi · yi zi · xi zi · yi xi2 yi

2 1 10590 27,7750 4,706196 62500 1794,3696 2 5633,88 80,0527 25,496480 17689 1794,3696 3 5422,08 51,2000 16,944000 16384 1794,3696 4 9481,78 48,5224 6,702388 68644 1309,7161 5 4234,23 71,4987 22,115710 13689 1309,7161 6 5102,79 107,0613 27,479070 19881 1309,7161 7 7193,28 39,3412 5,081016 55696 929,0304





65

folytatás i xi · yi zi · xi zi · yi xi

2 yi2

8 4450,08 67,5980 14,112240 21316 929,0304 9 3901,44 49,3056 11,740900 16384 929,0304 10 10106,04 45,1560 10,153710 44944 2272,4289

össz: 66115,60 587,5109 144,531700 337127 14371,7772 29. táblázat A 28. táblázat értékeivel számított részeredmények A 29. táblázat részeredményeit az egyenletrendszerbe behelyettesítve, rendezésük után a következő három egyenletet kapjuk (két tizedesre való kerekítés után). 337 127,00 · a + 66 115,60 · b + 1 753,00 · c = 587,51 (1) 66 115,60 · a + 14 371,78 · b + 374,76 · c = 144,53 (2) 1 753,00 · a + 374,76 · b + 10,00 · c = 3,90 (3) 4.3.2 A vizsgálati eredményekből meghatározható egyenlet, mely a javaslat tárgya Mivel a fenti egyenletekben az ismeretlenek száma megegyezik az egyenletek számával, és az egyenletrendszer mátrixának determinánsa nem egyenlő nullával, ezért azok megoldhatók a Cramer szabály alkalmazásával. Ekkor, az együtthatókat ani-vel, az ismeretleneket (sorrendben a-t, b-t és c-t) xi-vel, az egyenletek jobb oldalán lévő mennyiségeket bn-el jelölve a következő egyenletekhez jutunk. a11 · x1 + a12 · x2 + a13 · x3 = b1 (1) a21 · x1 + a22 · x2 + a23 · x3 = b2 (2) a31 · x1 + a32 · x2 + a33 · x3 = b3 (3) Innen az egyenletrendszer megoldása a következő.

333231

232221

131211

33323

23222

13121

11 )det(

)det(

aaaaaaaaaaabaabaab

AA

X == = 87,95846861

9109,306417− = – 0,003197

333231

232221

131211

33331

23221

13111

22 )det(

)det(

aaaaaaaaaabaabaaba

AA

X == = 87,95846861

50646,44005 = 0,000495




66

333231

232221

131211

33231

22221

11211

33 )det(

)det(

aaaaaaaaabaabaabaa

AA

X == = 87,9584686186,92710939 = 0,967282

A fentiek szerint a javasolt egyenlet, a 14 – 16. ábrák alapján és kerekítések után: 0,967 – 0,003 · SCD + 0,001 · σm = τm alakú lesz. (I) Az egyenletbe az átlagos nyírási teherbírás meghatározásához az SCD értéket mértékegység nélkül, a σm értékét N/mm2 – ben kell behelyettesíteni. Az egyenlet első és második tagja az adhéziós kötésből származó együttdolgozást fejezi ki, míg a harmadik tag a két beton közül a gyengébb a nyomószilárdságával befolyásolja a munkahézag nyírási teherbírását. Az egyenlet értelmezési tartományát a kísérleteimben előforduló eredményekre alapozva határoztam meg, és így az SCD értékének szempontjából 80…300 közötti melyet mm-ben kell mérni, de a képletbe mértékegység nélkül írandó, a σm értéke 15…60 N/mm2 közötti tartományba esnek. A kifejezés negatív értéket nem eredményezhet, mivel ezt az SCD szám meghatározásához alkalmazott homok mennyisége fizikailag korlátozza. Átlagos szilárdsági osztályú betonok estén, mivel az egyenletben a σm –nek kicsi a hatása, becsléshez a fenti (I) kifejezés, az értékeket kerekítve: 1 – 0,003 · SCD = τm formában használható. (II) 4.3.3 Az egyenlet korrigálása az újbeton bedolgozásának függvényében A laboratóriumi kísérletek során ügyeltem arra, hogy a két beton réteg között a kapcsolat ne legyen olyan mértékű, melyet az átlagos kivitelezői gyakorlat esetleg nem tud követni. Ezért a laboratóriumi próbatestek újbeton rétegének vibrálását 5 s-ban korlátoztam. Ennek ellenére, a 13. ábrán látható esetben a munkahézagok nyírási teherbírási értékei jelentősen meghaladták a vártat. Ezeket az eredményeket ezért a 2. tézisben megfogalmazott tendenciát meghatározó összefüggés kidolgozásánál figyelmen kívül hagytam. Abban az esetben, ha az újbeton készítésénél annak bedolgozottsága nyomon követhető (ami az M 1:1 arányú kísérletek során cél volt), ekkor a munkahézag nyírási teherbírása megnövelhető. Ez abból ered, hogy együttdolgozást biztosító felületi durvaságból eredő egyenetlenségeket megfelelő bedolgozás esetén az újbeton jobban ki tudja tölteni. Ezt a nyírószilárdság növekedést a C tényező helyes megválasztásával lehet számításba venni. Számítás során a C tényező figyelmen kívül hagyása a biztonság javára történő elhanyagolás.




67

Az újbeton bedolgozásától függő C munkatényező értéke az eredmények alapján 1 és 3 közé esik. A fenti (I) egyenlet formája így kibővítve a következő: (0,967 – 0,003 · SCD + 0,001 · σm) · C = τm (III). Természetesen a (II) egyenlet is kibővíthető a C tényezővel, és így a becslésnél is alkalmazható: (1 – 0,003 · SCD) · C = τm (IV). A (III). egyenlet és a C munkatényező érvényességi tartományának igazolását a 30. és a 31. táblázat tartalmazza. Ezekben megadtam a 13. ábrán látható kísérletek, az M 1:1 léptékű kísérletek eredményeit, valamint a (III). egyenlettel számítható átlagos nyírási teherbírási eredményeket a kialakított munkahézagokra. A mért eredményeket jól követik a számítottak, bár eltérések tapasztalhatók a sima (SCD > 200) fogadó beton felületek esetén. Ennek alapján SCD > 200 - as fogadóbeton felület esetében továbbra sem javaslom a munkahézag nyírási teherbírásának figyelembevételét (egyetértve az érvényben lévő előírásokkal), mivel az nagy mértékben bizonytalan. E-szerint az SCD szám értelmezési tartományát 90 és 200 közöttinek definiálom, melyet mm-ben kell mérni, de a (III). és a (IV). egyenletbe mértékegység nélkül kell behelyettesíteni. A C munkatényező értékeire figyelembe vehető értékek az új beton: 5 – 30 sec vibrálása esetén: 1,0 – 1,5 közötti, 30 – 60 sec vibrálása esetén: 1,5 – 2,2 közötti, 60 sec feletti vibrálás esetén: 2,2 – 3,0 közötti. A fenti értékeket a kísérletek során alkalmazott bedolgozási időkből határoztam meg.

A próbatest

jele

A mért SCD

számok átlaga

A beton átlagos kockaszilárdságaσm [N/mm2]

A felvett C munkatényező

értéke

A munkahézag mért

nyírószilárdsága [N/mm2]

A munkahézag számított

nyírószilárdságaτm [N/mm2]

S1/1-1/3 212 48 2,0 0,2 0,8 S1/4-1/6 126 48 2,0 1,5 1,3 S1/7-1/9 145 48 2,0 1,1 1,2

30. táblázat A mért és a számított nyírási teherbírások összehasonlítása az S1 jelű

próbatestsorozat esetén

A

próbatest jele

A mért SCD

számok átlaga

A beton átlagos

kockaszilárdságaσm [N/mm2]

A felvett C munkatényező

értéke

A munkahézag mért

nyírószilárdsága [N/mm2]

A munkahézag számított

nyírószilárdságaτm [N/mm2]

I 109 53 2,9 2,2 2,01 II 109 57 2,9 2,1 2,02 III 263 50 2,9 1,5 0,66 IV 292 32 2,9 0,9 0,35 V 130 36 2,9 1,7 1,78 VI 97 30 2,9 2,1 2,05

31. táblázat A mért és a számított nyírási teherbírások összehasonlítása az M1:1 léptékű

vizsgálatból nyert próbatest sorozat esetén




68

A gyakorlatban, megfelelő munkahelyi ellenőrzés mellett a beton átlagos vibrálási ideje 30 és 60 s közé tehető, ezért a C tényező általam javasolt, általánosan figyelembe vehető értéke: 2. A C tényező elhagyása annak értékét 1 re determinálja. Ez egy rosszul bedolgozott második betonréteget feltételez, ami a biztonság javára történő elhanyagolás. A C tényező befolyásolja mind a második betonréteg szilárdságát (kevesebb légpórus útján), mind pedig a kohéziós tagot, mivel a jobb bedolgozás a fogadó beton felületi egyenetlenségeibe a cementpép, valamint a finom adalékszemcsék mélyebb beágyazódását is maga után vonja. 4.3.4 Az egyenlet alkalmazhatóságának feltételei, a témakörben a jövőbeli kutatás

céljai - A beton nyomószilárdsága és tömörítettsége: A két eltérő időben készített beton nyomószilárdságának kiemelt jelentősége van. A fogadó beton szilárdságát – amennyiben ismeretlen – célszerűen elsősorban roncsolás mentes módszerekkel (Schmidt kalapáccsal, illetve ultrahang terjedési sebességének mérésével) lehet meghatározni. Az újbeton szilárdsága egyszerű betontechnológiai módszerekkel határozható meg. Az újbeton tömörítettsége vagy előírás alapján biztosítható, vagy utólag hordozható műszerrel, akár légáteresztő képesség illetve vízáteresztő képesség vizsgálattal becsülhető. - A durva felület kialakítása: A kutatásból egyértelműen kitűnik, hogy durva fogadóbeton felületet csupán a beton megfelelő konzisztenciájának megválasztásával (földnedves) is ki lehet alakítani vízszintesen betonozott felületek esetén. Nem szerencsés a beton felületének felgereblyézéssel való durvítása, mivel ekkor a felület szemcséit fellazítjuk, melyek rosszabb felületi kötést eredményezhetnek. - A közel vízszintestől eltérő dőlésszögű felületek vizsgálata: Jelen kutatás csak a közel vízszintes felületek durvaságának meghatározásával foglalkozik. További vizsgálatok szükségesek annak megállapítására, hogy az SCD szám hogyan határozható meg ferde, illetve függőleges felületek esetében. Ilyen lehetőség a bizonyos szögig nedves homok, majd ez után meszes habarcskeverék használata a homokfolt felhordására. - Ismétlődő terhek: A kutatás nem foglalkozott a munkahézagok nyírási teherbírásával ismétlődő terhek esetén. Mivel a kapcsolat jellegénél fogva ridegnek mondható, ezért ez a kérdés a jövőben kutatási témaként tűzhető ki.


5. ÖSSZEFOGLALÁS


69

5. ÖSSZEFOGLALÁS 5.1 Az elvégzett kutatás célkitűzései A kutatás első fázisa, a vonatkozó szakirodalom áttekintése, és összegzése volt. Megállapítható, hogy bár majd minden hivatkozás megemlíti, sőt valamilyen szubjektív módon értelmezi is a fogadó beton felületének durvaságát, de annak egyértelmű, számszerűsített definiálását nem tartalmazza. Pontosan definiált felület csak abban az esetben szerepel a szakirodalomban, ha az valamilyen egyenletes fogazással lett ellátva előregyártás során. Ennek figyelembevételével a kutatási célkitűzéseim a következők voltak: • előkísérletek során annak megállapítása, hogy szennyeződéstől mentes fogadó beton

felület esetén mely paraméter befolyásolja leginkább a beton-beton együttdolgozását, • a homokfolt módszer adaptálása a fogadó beton felületi durvaságának meghatározására, • a homokfolt módszerrel meghatározható SCD szám (Sand Circle Diameter) és a beton-

beton együttdolgozása közötti összefüggés megkeresése laboratóriumi kísérletsorozattal, • a fenti összefüggés igazolása M 1:1 arányú kísérletekkel, • az adhézióból származó nyírási teherbírás számítási módszerek módosítási lehetőségének

vizsgálata a fogadó beton felületi durvaságának figyelembevételével. 5.2 Az elvégzett kutatás új tudományos eredményei

Kutatásom célkitűzéseinek megvalósítására laboratóriumi vizsgálatsorozatokat hajtottam végre megszilárdult betonra rábetonozott és így kialakított munkahézagok nyírásvizsgálatával. Kísérletekkel igazoltam, hogy a beton-beton, adhézióból származó együttdolgozására a fogadó beton felületének tisztasága esetén annak felületére felhordott tapadóhídnak a hatása durva betonfelület esetén elhanyagolható. További kísérletekkel igazoltam, hogy a fogadó betont szálerősítéssel (mind acél, mind pedig műanyag szálak adagolásával) készítve, és a fogadó beton felületéből a szálakat felgereblyézve, a rábetonozásba átnyúló szálaknak a két betonréteg egymáshoz való relatív elmozdulásáig nincs hatása. Az eredményeket a 32. és 33. táblázatban foglaltam össze.

A fejezet röviden leírja a célkitűzéseket,az elvégzett kutatást, és az eredményeket,melyek a kutatás új tudományoseredményei. Vázolja az eredményekhasznosításának lehetőségeit, és atovábbi kutatások irányát.


5. ÖSSZEFOGLALÁS


70

Próbatest jele

A fogadó beton felületi kialakítása

Tapadóhíd alkalmazása

A munkahézag nyírószilárdsága a beton nyírószilárdságának százalékában [%]

Átlag 4. sima, csak vibrált nincs 22,8 5. sima, csak vibrált nincs 22,8 22,8 6. sima, csak vibrált nincs 22,8 7. sima, csak vibrált van 34,7 8. sima, csak vibrált van 37,5 31,6 9. sima, csak vibrált van 22,5 10. bordázott nincs 66,6 11. bordázott nincs 61,3 61,2 12. bordázott nincs 55,6 13. bordázott van 41,6 14. bordázott van 75,0 59,7 15. bordázott van 62,5 16. gereblyézett nincs 61,3 17. gereblyézett nincs 54,1 56,5 18. gereblyézett nincs 54,1 19. gereblyézett van 60,3 20. gereblyézett van 59,7 66,4 21. gereblyézett van 79,1

32. táblázat A fogadó beton felületi kialakításának hatása a munkahézag nyírási teherbírására

Munkahézag nyírószilárdsága Próbatest

jele a szálerősített fogadóbeton

nyírószilárdságának %-ában. a szálerősítés nélküli rábetonozás

nyírószilárdság %-ában. 1 57,33 48,89 2 48,03 44,85 3 38,39 43,75 4 38,99 45,58 5 53,50 56,24 6 52,03 56,61 7 44,96 45,95

33. táblázat Szálerősített fogadóbeton és szálerősítés nélküli rábetonozás együttdolgozó

képessége 1. Tézis

Kísérleti eredményeim igazolták azt a feltevést, hogy az útépítésben használt homokfolt eljárásos felületi durvaságmérési módszer, módosításokkal alkalmazható szerkezeti betonfelület durvaságának számszerűsítésére. Bevezettem az SCD számot, melynek magyarázata a 36. ábrán látható. A kimért homok: 100 g (65,000.- mm3), 0/1 frakció, eltérően az útépítésben használatos frakcióktól és mennyiségektől.


5. ÖSSZEFOGLALÁS


71

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

100150200250300

36. ábra Az átlagos SCD szám meghatározása a homok-csonkakúp 4 irányban mért

átmérőjéből.

Az előbbiekben leírt fogadó beton felületekre rábetonozással 300x300 mm méretű munkahézagot alakítottam ki a felületek durvaságának SCD számmal való meghatározása után. A második betonréteg megszilárdulását követően a munkahézagot a síkjával párhuzamosan terheltem. Nem vizsgáltam ekkor az újbeton bedolgozásának hatását a munkahézag nyírási teherbírására.

M 1:1 arányú kísérletekkel bebizonyítottam az SCD szám alkalmazhatóságát vízszintes, 50 mm vastag előregyártott kéregpanelek felületi durvaságának számszerű definiálására. 2. Tézis

Kísérleti úton empirikus összefüggést állítottam fel az SCD szám (felületi durvaság) és a munkahézag átlagos nyírási teherbírása között különböző átlagszilárdságú betonok esetén (37. ábra) 10 s-ig tartó újbeton bedolgozását és megszilárdulását követően. 0,967 – 0,003 · SCD + 0,001 · σm = τm

Az egyenlet értelmezési tartományát a kísérleteimben előforduló eredményekre alapozva határoztam meg. Az SCD értéke 80…300 közötti, a σm értéke 15…60 N/mm2 közötti. A kifejezés negatív értéket nem vehet fel, mivel az SCD szám meghatározásához alkalmazott homok mennyisége ezt fizikailag korlátozza. 37. ábra Munkahézagok nyírószilárdságainak átlaga a fogadó beton felületén mért SCD szám függvényében 29,00 és 43,18 N/mm2 közötti átlagos nyomószilárdságú betonok

SCD

■ fcm = 43.18 N/mm2

▲ fcm = 36.19 N/mm2 fcm = 29.00 N/mm2

τ m [ N

/mm

2 ]

SCD [mm]


5. ÖSSZEFOGLALÁS


72

esetében. Átlagos szilárdsági osztályú betonok estén, mivel az egyenletben a σm –nek kicsi a hatása, becsléshez a fenti kifejezés, az értékeket kerekítve: 1 – 0,003 · SCD = τm formában használható.

Végül, M 1:1 arányú teherbírás vizsgálatokat végeztem ugyanazokon a kéregpallókon, melyek az SCD szám alkalmazhatóságát igazolták. A kéregpallók 100 mm vastag felbetonnal ellátott elemein (melyeknél az újbeton bedolgozási idejét tűvibrátorral minimum 60 s-ban határoztam meg) igazoltam a fogadó (kéreg) beton SCD számmal definiált felületi durvasága és a kialakult munkahézag nyírószilárdsága között a 2. tézisben megfogalmazott tendenciát. A pallók terhelési és igénybevételi vázlatát a 38. és 39. ábrán látjuk. A 38. ábrán lévő terhelési esetet a kísérletek során módosítottam a 39. ábrán ábrázoltra, mivel nem tapasztaltam a két betonréteg elválását, és meg kívántam növelni a munkahézagban a nyírás nagyságát.

38. ábra A középen terhelt födémpanelek igénybevételei

Rb Rj

- M +

kNmFM 4,114max =⋅

=l

- V+

kNFV 5,82max ==

F = 19 kN

ℓ


5. ÖSSZEFOGLALÁS


73

39. ábra A támaszok közelében terhelt födémpanelek igénybevételei

A középen terhelt födémpallók esetén a munkahézagban fellépő nyírófeszültség: 2/252,0

2,13,067,90 mmNk =⋅

=τ volt.

A támaszközelben terhelt födémpallók esetén a munkahézagban fellépő

nyírófeszültség:

2/637,055,03,0

11,105 mmNt =⋅

=τ volt.

A vizsgált pallókon a munkahézagok nyírási teherbírását a hajlítás során nem lehetett meghatározni, azokon szétválást a megnövelt nyíróerő esetében sem tapasztaltam. Ezért a pallók roncsolódásmentes végeiből 300 mm hosszú darabokat levágtam, és így 300 x 300 mm felületű próbatesteket nyertem. Ezeken a próbatesteken határoztam meg a munkahézagok nyírószilárdságait, melyek rendre többszörösei voltak a hajlítás során fellépett fenti értékeknek. 3. Tézis

A kísérletek eredményei alapján a két betonréteg együttdolgozó képességének meghatározásához megállapítottam, hogy egy további tényező (munkatényező) figyelembevétele is lehetséges, mely az újbeton tömörítésének függvénye. Ennek a tényezőnek a C betűjelet adtam (az angol compaction szóból eredően) és értelmezési

Rb Rj

- M +

kNmaFM 825,11max =⋅=

- V+ kNV 5,21max =

Fb Fj

ℓ

Fb = Fj = 21,5 kNa


5. ÖSSZEFOGLALÁS


74

tartományát 1 – 3 közöttinek definiáltam. A 2. tézisben megfogalmazott összefüggés, a munkatényezőt is figyelembe véve a következőre módosítható: (0,967 – 0,003 · SCD + 0,001 · σm) · C = τm A C munkatényező értékeire figyelembe vehető értékek az új beton: 5 – 30 sec vibrálása esetén: 1,0 – 1,5 közötti, 30 – 60 sec vibrálása esetén: 1,5 – 2,2 közötti, 60 sec feletti vibrálás esetén: 2,2 – 3,0 közötti.

Mivel a gyakorlatban a beton vibrálása ellenőrzött esetben mintegy 30-60 s-ra tehető, ezért általános esetben a C tényező 2-es értékének a figyelembevétele indokolt. A laboratóriumi kísérletek során ügyeltem arra, hogy a két beton réteg között a kapcsolat ne legyen olyan mértékű, melyet az átlagos kivitelezői gyakorlat esetleg nem tud követni. Ennek ellenére, a 13. ábrán látható esetben a munkahézagok nyírási teherbírása jelentősen meghaladták a vártat. Ezeket az eredményeket ezért a 2. tézisben megfogalmazott tendenciát meghatározó összefüggés kidolgozásánál figyelmen kívül hagytam. Abban az esetben, ha az újbeton készítésénél annak bedolgozottsága nyomon követhető (ami az M 1:1 arányú kísérletek során cél volt), ekkor a munkahézag nyírási teherbírása megnövelhető. Ez abból ered, hogy együttdolgozást biztosító felületi durvaságból eredő egyenetlenségeket megfelelő bedolgozás esetén az újbeton jobban ki tudja tölteni. Ezt a nyírószilárdság növekedést a C tényező helyes megválasztásával lehet számításba venni. Számítás során a C tényező figyelmen kívül hagyása a biztonság javára történő elhanyagolás. A C tényező érvényességét a 30. és a 31. táblázat igazolja. Látható, hogy az újbeton bedolgozási idejének függvényében megválasztott C tényező felhasználásával számított munkahézag nyírási teherbírásokat a kísérletekkel meghatározottak jól követik. Természetesen a becsléshez felírt egyenlet is kibővíthető a C tényezővel: (1 – 0,003 · SCD) · C = τm mely formában a C tényező a becsléshez is alkalmazható. 5.3 Az elvégzett kutatás hasznosításának lehetőségei és a

témakörben a jövőben javasolható kutatási feladatok

A kutatás eredményeit iparilag elsősorban a vasbeton födém kéregpallók gyártása során lehet felhasználni, mivel azok felületének durvasága a homokfolt módszerrel egyszerűen, különösebb szakértelem nélkül dokumentálható, és mint a kísérletekből látható, megfelelő felületi durvaság csupán az alkalmazott beton konzisztenciájával előállítható. Az átmenő vasalás az általam javasolt képletek felhasználásával csökkenthető, így a gyártási költség optimalizálható.

Az eredmények további felhasználása lehetséges, ha egy tervezetlenül abbahagyott és később folytatott betonozás esetén kialakításra kerülő munkahézag esetén kell megállapítani a két betonréteg együttdolgozó képességét.

Az SCD szám meghatározása közel vízszintestől eltérő felületek esetén is fontos, ezért ilyen irányú kutatást is javaslok végezni.

További kutatási iránynak javaslom, azt az esetet, amikor is egy normál betonhoz önterülő betonnal betonoznak hozzá. Ilyen előfordulhat például alap megerősítéseknél, oszlopköpenyezéseknél. Ekkor fontos annak a megállapítása, hogy a régi fogadó beton milyen mértékben tud az új, hozzábetonozással együttdolgozni Az önterülő beton mézszerű


5. ÖSSZEFOGLALÁS


75

konzisztenciájával képes a fogadóbeton felületi durvaságából eredő összes egyenetlenséget kitölteni, és ezzel még jobb együttdolgozást biztosítani.




i


A PhD kutatás a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Építészmérnöki Karán készült. A vizsgálatokat az Építőmérnöki Kar, Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék, valamint a PFLEIDERER Lábatlani Vasbetonipari Rt. laboratóriumaiban végeztem.

A fenti sorrendben szeretnék köszönetet mondani először a BME Építészmérnöki Kar Szilárdságtani és Tartószerkezeti Tanszékének, a kutatás befogadásáért, különös tekintettel Dr. Dulácska Endre úr, professzor emeritus –nak, tudományos vezetőmnek, aki hatalmas tapasztalatával, és rendkívüli éleslátásával, folyamatos építő kritikájával járult hozzá a kutatás sikeres lezárásához.

Köszönetet mondok a BME Építőanyagok és Mérnökgeológia Tanszék dolgozóinak, akik folyamatosan támogattak a kutatásaim során. Közülük is kiemelem Dr. Balázs L. György professzor urat, aki rendületlenül bízott a kutatás eredményességében és biztosította számomra a vizsgálatokhoz szükséges feltételeket, Dr. Józsa Zsuzsanna docens asszonyt, aki segített megtalálni a felület érdességének legegyszerűbb mérési módszerét, Péter József technikust, aki a kísérletek sikereiben bízva azok végrehajtásának oroszlán részét felvállalta, Dr. Borosnyói Adorjánt, aki folyamatosan ellátott a legújabb szakirodalmi vonatkozásokkal, Damokos Ádámot, aki a mérések számítógépes összeállításában nyújtott hathatós segítséget.

Különleges köszönetet mondok a PFLEIDERER Lábatlani Vasbetonipari Rt. –nak és munkatársainak azért, hogy térítésmentesen biztosították a próbatestek jelentős részét. Kiemelten mondok köszönetet Beluzsár János vezérigazgató úrnak a támogatásáért, Csathó István úrnak a tevékeny segítségéért, valamint a vállalat laboratóriumában dolgozóknak, hogy a napi rutinfeladatok ellátásán kívül nagy érdeklődéssel vettek részt a kutatási tevékenységben is.

Végül, de nem utolsó sorban szeretnék köszönetet mondani családomnak, feleségemnek Simonné Tichy Andreának, aki maga is építőmérnök lévén megértéssel, szeretettel és türelemmel viselte az éveken át tartó sok nélkülözésemet, fiaimnak Csabának és Balázsnak, akik sokszor hétvégeken jöttek velem a próbatestek kizsaluzásában segíteni.


IRODALOMJEGYZÉK


ii

IRODALOMJEGYZÉK HIVATKOZOTT IRODALMAK Andor B., Kurutzné K. M. (1985) „Panelszerkezetek csomópontjainak szilárdsági elemzése”

Építés-Építészettudomány, III-IV. Akadémiai Kiadó. ASTM E965-96 (2001) „Standard Test Method for Measuring Pavement Macrotexture Depth

Using a Volumetric Technique” ASTM International BS 598 Part 105:2000 Clause 5, „Sand Patch Method” British Standard Institute. BS 8110-1:1997 „Structural use of concrete” British Standard Institute, pp 132-136. Balázs Gy. (1994) „Építőanyagok és kémia” Műegyetemi Kiadó, Budapest pp 289-290 és

293-295. Balázs Gy., Fogarasi Gy. (1977) „Vasbeton elemek kapcsolatai” Műszaki

Könyvkiadó, Budapest. 1977 pp 158-169., és 296-298. Basler E., Witta E. (1967) „Grundlagen für kraftslüssige Verbindungen in der

Vorfabrikation”, Beton-Vergal GmbH., Düsseldorf. Betonkalender (1966) Verlag von Wilhelm Ernst & Sohn Berlin•München Teil II., pp 518-525. Burkhard M. (1990) „Bemessunghilfen für Verbundplatten mit Gittertrragern”. Beton

und Stahlbetonbau 85, H. 1, pp 11-14 CEB-FIP (1993), „CEB-FIP MODEL CODE 1990” Thomas Telford Services Ltd, London.

pp 113-115. DIN 1045-1:2001-07 „Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton Teil 1: Bemessung

und Konstruktion” Deutsches Institut für Normung pp 80-82. Dné Szederjei I. (1971) „A vasbeton repedésein áthaladó acélbetétek ékhatása”.

Építés-Építészettudomány, III/1. pp 115-127. Dulácska E., Dné Szederjei I. (1972) „Az előregyártott és helyszíni beton

csatlakozási felületének nyíróteherbírása”. Mélyépítéstudományi Szemle XXII. Évf. 8. szám, pp 375-377.

Dulácska E. (2001) „Hozzászólás a Szabványainkról, tankönyveinkről az iparos

szemével nézve című cikkhez”. BETON IX. évf. 2. szám, pp 6-8. Dulácska E., Csák B. Orosz L. (2002) „A beton súrlódása” VASBETONÉPÍTÉS IV. évf. 3.

szám, pp 83-93.


IRODALOMJEGYZÉK


iii

ENV 1992-1-3:1994, „Eurocode 2: design of concrete structures. Part 1-3: General rules. Precast concrete elements and structures.” European Committee for Standardisation, pp. 32-36.

Farkas Gy., Völgyi I. (2004) „Kéregpanellel készült vasbeton födémek erőtani viselkedése”

előadás a Födémkonferencián a Wienerberger Téglaipari Rt. szervezésében. Farran J. (1956) „Contribution minéralogique á l’adhérence entre les constituants hydratés

des ciments et les matériaux enrobés” Revue des Matériaux de Construction, No. 490-491., pp 155-172.

Fouré B. (1970) „Joints verticaux résistant aux efforts tangents entre grands

panneux perpendiculaires” Annales de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics, Nr. 270. pp 93-96.

Gilyén J. (2000) „A beton nyírószilárdsága munkahézagokban és előregyártott

elemek közötti illesztésben” BETON VIII. évf. 11. szám, pp 3-6. Gilyén J. (2001) „Compatibility and inhomogeneity at the joints of prefabricated elements”

Concrete Structures Annual technical journal of the Hungarian group of fib pp 39-47. Gilyén J. (2002) „Rábetonozással készült szerkezetek méretezési kérdései” BETON

X. évf. 9. szám, pp 13-15. Goschy B., Balázs Gy. (1960) „Bruchischerheitsnachweis des Verbundes zwischen

Ortbeton und Fertigteil von Stahlbetonverbundbalken”. Bauplanung-Bautechnik, 14. Jg. Heft 6, pp 266-270.

Hofbeck J. A., Ibrahim I. O., Mattock A. H. (1969) „Shear Transfer in Reinforced

Concrete” ACI Journal Nr. 2. pp 119-128. Mattock A. H. (1974) „Shear Transfer in Concrete Having Reinforcement at an Angle

to the Shear Plane”. ACI Publication SP 42. Vol.1. pp 17-42. Matuscsák T., Draskóczi A., Hamza I., Sajtos I. (2003) „Tervezési útmutató I. a Profipanel

Födémrendszerhez” Wienerberger Téglaipari Rt. Mindess S., Young F. J. (1981), „Concrete” Prentice-Hall, Inc., pp343 and 401. Kaliszky S., Kurutzné K. M., Szilágyi Gy. (2000), „Szilárdságtan” Nemzeti Tankönyvkiadó

Rt. pp 439-442. ISBN 963 19 1036 9 MSZ 15022/4-86, „Építmények teherhordó szerkezeteinek erőtani tervezése –

Előregyártott beton, – vasbeton és feszített beton szerkezetek”, Magyar Szabványügyi Hivatal, p 4.

MSZ-07 3301-77, “Útburkolatok érdességének mérése kézi eszközökkel” Közlekedés- és

postaügyi minisztérium, pp 3-4.


IRODALOMJEGYZÉK


iv

Orosz Á. (1963) „Előregyártott gerendák együttdolgozása helyszíni betonnal”. ÉKME Tudományos Közleményei, IX. kötet 5. szám p 215.

Orosz Á., Tassi G., Ódor P. (1984) „A PR jelű feszített födémpallók laboratóriumi

törővizsgálati eredményei”. BME Vb. tanszék szakvélemény. ÖNORM B 4700:2001 „Stahlbetontragwerke: Eurocode-nahe Berechnung, Bemessung und

konstruktive Durchbildung” Österreichisches Normunginstitut, pp 40-41. Paulay T., Loeber P. J. (1974) „Shear Transfer by Aggregate Interlock”. ACI

Publication SP 42. Vol. 1. pp 1-16. Peng J., Zhao G., Zhu Y. (1977) „Studies of Multiaxial Shear Strength for Roller-

Compacted Concrete” ACI Structural Journal, Vol. 94, No. 2. pp 114-123. Polgár L. (2000) „Szabványainkról, tankönyveinkről az iparos szemével nézve II.”

BETON VIII. évf. 12. szám, pp 3-6. Polgár L., Stairits F. (2001) „PROFIPANEL” VASBETONÉPÍTÉS III. évf. 3. szám, pp

75-83. Pommeret M. (1970) „Les joints verticaux résistant aux efforts tangents entre grands

panneaux préfabriques coplanaires”. Annales de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics, No. 270. pp 92-93.

Pommeret M. (1971) „La resistance aux efforts tangents des joints verticaux entre grands

panneaux préfabriques coplanaires”. Annales de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics, No. 282. pp 92-93.

prEN 13747-1:1999 „Precast concrete products - Floor plates for floor systems – Part 1:

Common requirements” European Committee for Standardisation pp 29-30. prEN 229010-1:2003 „Precast concrete products – Beams for beam-and-block floor systems”

European Committee for Standardisation pp 19-20. Randl N. (2004) fib Proceedings Concrete Structures: the Challenge of Creativity „Reliable

Fastening Design for Concrete Composite Structures” fib, Avignon, France. Regles B.A.E.L.80 (1979) „Regles techniques de conception et de calcul des

ouvrages et consturctions en beton arme suivant la methode des etats-limites”. Fasc. Nr. 62, Bulletin Officiel, Nr. 79-48, pp 184-195.

RVS 15.364:1987, „Bausführung Brückenabdichtungen Oberflächen von Betontragwerken –

Behandlung, Ausgleichs- und Instandsetzungsmörtel” Bundesministeriums für wirtchaftlichte Angelegenheiten.

Schafer H. G., Schmidt-Kehle W. (1990) „Verminderte Schubdeckung in

Fertigplatten mit Ortbetonerganzung”. Betonwerk + Fertigteil Technik H 5, pp 50-54.


IRODALOMJEGYZÉK


v

Seiler H. (1989) „DIN 1045 Juli 1988-wesentliche Neuerungen”. Betonwerk + Fertigteil Technik H 8. pp 39-45.

Silfwerbrand J. (1986) „Régi és új beton közötti tapadás statikus és dinamikus terhelésnek kitett szerkezeteknél” (sajtó alá rendezte: Valtinyi Dániel). Építési Kutatás-Fejlesztés 1986/3. pp 160-164.

Soubret R. (1971) „Essais delongue durée sor des planchers a prédalle ou a

poutrelles”. Annales de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics, No. 282. pp 86-89.

Szalai J. (1967) „Együttdolgozó beton és feszítettbeton tartók feszültségállapota a

zsugorodás és lassú alakváltozás hatásának figyelembe vételével”. Tankönyvkiadó, Budapest. (Mérnöki Továbbképző Int. anyag 4588 szám)

Taylor A. M., Broms B.B. (1964) „Shear Bond Strength Between Coarse Aggregate and

Cement Paste or Mortar” Journal of the ACI August edition, pp 939-957. Tex-436-A., „Measuring Texture Depth by the Sand Patch Method” Manual of Testing

Procedures, http//www.manuals.dot.state.tx.us/dynaweb/colmates/mtp/@Generic_BookTextView/1022152003.01.21

TNZ T/3:1981., „Standard test procedure for measurement of texture by the sand circle

method” http://www.transit.govt.nz/technical_information/specifications.jsp T/WA311.1 "Texture depth" Main Roads Western Australia Test Method 71/11/311.1

kiadás 1; 11/1982 pp1-4 Walraven J. C., Reinhard H. W. (1981) „Theory and experiments on the mechanical

behaviour of craks in plain and reinforced concrete subjected to shear loading”. HERON, Concrete Mechanics, part A. Vol. 26. Nr.:1A

KAPCSOLÓDÓ IRODALMAK Dulácska E. (1990) „Kéregzsalus teherhordó szerkezetek fejlesztése”.

TANULMÁNY, Tervezésfejlesztési és Technikai Építészeti Intézet. CP 110:,Part 1: 1972 „British Standard Code of Practice for The structural use of concrete

Part 1. Design, materials and workmanship” British Standard Institution, 2 Park Street London 1980, points 5.2.5.3 p. 82. and point 5.4.3.4 pp. 87-88.

Birkeland Ph. W., Nanerjee S. (1966) „Connectoins in Precast Concrete Constructions”

ACI-Journal, Prceedings, Vol. 63., No. 3. pp 345-368. Brühwiler E., Bernard O., Habel K. (2002) „ Mechanical behavior of structural elements

consisting of concretes of different ages” fib-CH The Swiss national group of the international federation for structural concrete, Structural concrete in switzerland pp 40-43.


IRODALOMJEGYZÉK


vi

Bernard O., Béguin P., Mivelaz P., Brühwiler E. (1997) „Early age behaviour of hybrid concrete structural elements” EUROMECH 358, pp 10.

Bernard O., Mivelaz P., Brühwiler E. (1998) „Investigation of the long term behaviour of

hybrid concrete structures” Proceedings of the PhD Symposium 1998 Budapest. Bernard O. (2000) „Comportement á long terme des éléments de structure formés de bétons

d’âges différents”, Doctoral thesis, Swiss Federal Institute of Technology n°2283, Lausanne, Switzerland.

Birkeland PH. W., Banerjee S. (1966) „Connections in Precast Concrete Consturctions”

ACI-Journal, Proceedings, Vol. 63, No. 3., , pp. 345-368. Bissonnette B. (1996) „Le fluage en traction: un aspect important de la problématique des

réparations minces en béton”, Doctoral thesis of Laval University, Quebec City, Canada.

Brühwiler E., Bernard, O., Wolf, S. (2000) „Beton-Beton Verbundbauteile bei der

Verbreiterung eines Brückenüberbaus – Massnahmen zur Bergrenzung der Rissbildung im neuen Beton”, Beton- und Stahlbetonbau, Heft 3, , 158-166.

Emberson N. K., Mays, G. C. (1990) „Significance of Property Mismatch in the Patch

Repair of Structural Concrete – Part 1: Properties of Repair Systems”, Magazine of Concrete Research, , V. 42, No. 152, pp. 147-160.

Geissert D. G., Li S. (E.), Frantz G. C., Stephens J. E. (1999) „Splitting Prism Test Method

to Evaluate Concrete-to-Concrete Bond Strength” ACI-Journal, Vol. 96, No. 3. pp 359-366.

Habel K., Bernard O., Brühwiler E. (2000) „The numerical investigation of delamination in

hybrid reinforced concrete elements” Proceedings of 3rd International Ph.D. Symposium, Vienna, Austria, pp. 221-228.

Hillerborg, A. (1983) „Analysis of one single crack. In „Fracture Mechanics of Concrete””

edited by F. H. Wittmann, Elsevier, Amsterdam, , pp. 223-249 Kani G. N. J. (1964) „The Riddle of Shear Failure and its Solutions” Journal of the ACI,

April issue, pp 441-467. Krauss P. D., Rogalla E. A. (1996) „Transverse cracking in newly constructed bridge decks”

NCHRP Report 380, Transportation Research Board, Washington D.C., Martinola G., Wittmann, F. H. (1995) „Application of fracture mechanics to optimise repair

mortar systems”, in Fracture Mechanics of Concrete Structures, Proceedings FRAMCOS-2, F.H. Wittmann Ed., Aedificatio, pp. 1481-1492

Mattock A. H. (1976) „Shear Transfer Under Monotonic Loading, Across an Interface

Between Concretes Cast at Different Times” Structures & Mechanics Report SM76-3, Department of Civil Engineering, University of Washington, 68 pp


IRODALOMJEGYZÉK


vii

Paulay T., Park R., Phillips M. H. (1974) „Horizontal Construction Joints in Cast in Place

Reinforced Concrete” ACI Special Publication SP-42, Vo. 11, pp. 599-616 Randl N. (1997) „Investigations on transfer of forces between old and new concrete at

different joint roughness” Thesis, University of Innsbruck, 379 pp Silfwerbrand, J. (1990) „Improving concrete bond in repaired bridge decks.” Concrete

International, Vol. 12, n°9, pp. 61-66, Sonnenberg A. M. C., Al-Mahaidi R., Taplin G., Kerkhof D. (2001) „Investigation of the

distribution of aggregate interlock shear in reinforced concrete beams” http://www-civil.eng.monash.edu.au/people/staff/academic/taplinfolder/gtpapers/ 2001_ICMS_2.pdf

Taylor H. P. J. (1974) „The Fundamental Behavior of Reinforced Concrete Beams in

Bending and Shear” ACI SP-42 Shear in Reinforced Concrete; Vol. 1. pp 339-350. Uherkovich, I. (1994) „Questions concerning the long-time behaviour of concrete repairs”

Proceedings of the 2nd Bolomey Workshop on Adherence of Young on Old Concrete, Wittmann F.H. editor, pp. 177-181.

Wall, J. S., Shrive, N. G., Gamble, B. R. (1986) „Testing of Bond between Fresh and

Hardened Concrete”, RILEM Symposium on Adhesion between Polymers and Concrete Proceedings, Aix-en-Provence, France, Chapman and Hall Ltd., London, , pp. 335-344

Walraven J. C. (1980) „Aggregate Interlock – A Theoretical and Experimental Analysis”,

PhD Thesis, TU Delft, Delft University Press. AZ ÉRTEKEZÉS TÉMAKÖRÉBEN A SZERZŐ PUBLIKÁCIÓI Dulácska E., Simon T. (2003) „Vasbeton kéregzsalu és a rábetonozás együttdolgozása

vízszintes teherviselő felületelemeknél” Vasbetonépítés 2003/2, fib Magyar Tagozata pp. (kb. 8 oldal terjedelemben)

Dulácska E., Simon T. (2004) „Concrete-to-concrete interaction between thin horizontal

reinforced concrete elements and in situ concrete” Concrete Structures 2004, Hungarian Group of fib pp. 29-34.

Józsa Zs., Simon T., Vida Á., Velősy A. (1998) „Statikai fejezetek” YTONG Alkalmazási

útmutató 5. kiadás, YTONG-Hungary Kft. pp. 60-77. Simon T. (1999a) „A beton munkahézag nyírási teherbírása” BETON VII. évf. 7-8.

szám, Magyar Cementipari Szövetség p. 16. Simon T. (1999b) „A beton munkahézag nyírási teherbírása II.” BETON VII. évf. 11.

szám, Magyar Cementipari Szövetség pp. 13-15.


IRODALOMJEGYZÉK


viii

Simon T. (2002a) „Shear Strength of Construction Joint as Rough Surfaces”

Hochschulkolloquium Werkstoffe im Bauwesen (2002) TU Budapest. (Német nyelvű építőanyagoktatók konferenciája, angol nyelvű előadás, a konferencia anyagát CD-n a résztvevők kapták meg.

Simon T. (2002b) „Beton munkahézag nyírási teherbírása – előkísérletek” ÉPKO 2002

Nemzetközi Építéstudományi Konferencia kiadványa, Erdélyi Magyar Műszaki Tudományos Társaság. pp. 206-211.

Simon T. (2002c) „Definition of surface roughness for evaluation of concrete-to-concrete

bond” fib Proceedings Bond in concrete, Publishing Company of Budapest University of Technology and Economics pp. 395-403. ISBN 963 420 7146

Simon T. (2003a) „Beton és más kőszerű anyag együttdolgozása a beton-beton

együttdolgozásának tükrében” Történeti épületek felújításának kompatibilitás kérdései 11. biennális építettörökség-védelmi nemzetközi konferencia Tusnád, Románia, Editura UTILITAS Publisher, könyvkiadó Cluj-N., Kolozsvár. pp. 184-189. ISBN 973-9377-30-0

Simon T. (2003b) „Utilisation of surface roughness measurement by an adopted sand patch

method in concrete-to-concrete bond calculations” Concrete Structures 2003, Hungarian Group of fib pp. 67-71.

Simon T. (2005) „Concrete to concrete interaction as a function of surface roughness and

compressive strength” fib Proceedings Keep concrete attractive, Publishing Company of Budapest University of Technology and Economics pp. 1058-1064. ISBN 963 420 837 1 Ö, ISBN 963 420 839 8


ÉLETRAJZ


ix

SZ A K M A I É L E T R A J Z Név: Simon Tamás

Lakhely: Budapest

Állampolgárság: magyar

Születési hely, dátum: Budapest, 1956. március 30.

Szakképzettség: okleveles építőmérnök

Iskolai végzettségek: - G.C.E. O-level, Univ.of London -1974 - G.C.E. O-level, W.A.E.C. Lagos -1974

- G.C.E. A-level, W.A.E.C. Lagos -1976 - Okleveles Szerkezetépítő Mérnök

Budapesti Műszaki Egyetem 1978-1983

Nyelvismeret: - Vízügyi szakmai nyelvi anyaggal bővített középfokú angol nyelvvizsga -1977 - Alapfokú spanyol nyelvvizsga -2005 Jelenlegi Munkáltató: SZIE Ybl Miklós főiskolai kar Beosztás: tanszéki mérnök

Szakterületek: beton, vasbeton

A főiskolán eltöltött időszak: 2005. január - Előző Munkáltató: FŐBER Nemzetközi Ingatlanfejlesztő és Mérnöki Rt. Beosztás: létesítményi főmérnök

Szakterületek: beruházás bonyolítás

A vállalatnál eltöltött időszak: 2003. július – 2005. január A PM VPOP beruházásában PHARE hozzájárulással megvalósuló Drávaszabolcs határátkelőhely bővítési és rekonstrukciós munkáinak független Mérnök feladatát látja el. Előző Munkáltató: BME Építőmérnöki Kar, Építőanyagok és Mérnökgeológia

Tanszék

Beosztás: egyetemi adjunktus

Szakterületek: beton, habarcs, acél, vízszigetelő anyagok.

Az egyetemen eltöltött időszak: 1992. március – 2003. július

Az Építőanyagok c. tantárgy gyakorlatvezetője, az angol nyelvű építő és építész oktatás tárgyfelelőse, előadója és gyakorlatvezetője, az építész kiegészítő képzés előadója (mindezek óraadóként jelenleg is), korábban az V. éves építész oktatás tárgyfelelőse, valamint több előadás előadója. Korábban a Kémia 1. c. tantárgy tárgyfelelőse. A tanszék laboratóriumának minőségügyi vezetője (külsősként jelenleg is). Kutatási téma: Betonfelületek durvaságának hatása a beton-beton együttdolgozására.


ÉLETRAJZ


x

Korábbi Munkáltató: " kas " Szigeteléstechnikai Fejlesztő

és Vállalkozó Részvénytársaság 1076. Budapest, Alpár utca 9.

Beosztás: tervező, fejlesztő mérnök

Szakterületek: vasbetonszerkezetek, kemény és lágy tetőfedések, vállalkozások lebonyolítása

A vállalatnál eltöltött időszak: 1989. január - 1992. március

Az eltelt időszak alatt a vállalatnál a fő tevékenysége lapos tetők csapadékvíz elleni szigetelésének tervezése és a kivitelezés lebonyolítása volt TAURUS-W szigetelőlemez alkalmazásával. Eltöltött ezenkívül 4 hónapot Angliában, ahol a Hawker Siddeley Power Engineering Limited-nél (Burton on the Wolds, Loughborough, Leicestershire) tanulmányi út keretében a Greater Dakar Power Distribution Project (Banglades) előkésztésében vett részt. A tanulmányút időtartama 1990 jun.4-tôl 1990 szept.30-a volt. A munkája során feladatai voltak: vasbeton alaptestek méretezése, alvállalkozók felé történő adatszolgáltatás, szerkezeti geodéziai és talajmechanikai felmérések specifikálása alvállalkozók felé. Korábbi Munkáltató: " VIZITERV " Vízügyi Tervező Vállalat Budapest, V., Nádor u. 36.

Beosztás: tervező mérnök

Szakterületek: vasbetonszerkezetek tervezése és méretezése, szivattyútelep-tervezés, ivóvíztározó-tervezés, vasbetongát-tervezés, tervezői művezetés.

A vállalatnál eltöltött munkaviszony: 1976-1978 és 1983-1989

1976-1978 ig műszaki rajzoló a vállalatnál. A Műegyetem elvégzése után egy évig mint segédtervező, majd mint tervező mérnök volt alkalmazásban. Az első három év során több létesítmény vasbetonszerkezetének statikai számítását készítette el. 1987- től voltak önálló tervezői feladatai. Elismerések a BME-n:

A Műegyetem angol nyelvű képzésében nyújtott sokéves eredményes oktatói munkássága elismeréseként a Milleniumi alkalmából Jubileumi Emlékérem. Oklevél, Varga Ákos „Betonfelületek permeabilitása” című, országos TDK konferenciára javasolt dolgozat készítőjének szakmai irányításáért. Magántervezői és mellékfoglalkozású tevékenységek:

1986 tól 1997 - ig. szerepelt az építész magántervezői névjegyzékben és 1988 óta szerkezettervező vezetőtervező. 1993 óta építésügyi szakértő, jelenleg a SZÉS-1 és a SZÉS-2 szakterületekre rendelkezeik engedéllyel. A Simon és Társa Építőipari Bt. (1021. Budapest, Budakeszi út. 21.) mellékfoglalkozású ügyvezetője 1994 – 2002 – ig, amikor is a Bt. Végelszámolójaként azt felszámolta. A cég képviseletén kívül, mely az YTONG Hungary Kft.-vel együttműködési szerződést kötött, mintegy 20 épület teljeskörű szakértését végezte el, valamint vezetője volt a Péti


ÉLETRAJZ


xi

Nitrogénművek vasbetonszerkezetű NPK szórótorony betonkorróziós és statikai vizsgálatának. Statikus résztvevője volt az YTONG Hungary Kft. által kifejlesztett előregyártott feszített vasbeton kéregpalló családnak és szerzőtársa az YTONG Alkalmazási Útmutató legújabb átdolgozott kiadásának egyéb prospektusokkal együtt. Jelentős mennyiségű szakértés, szakvélemény és statikai terv készítője. Budapest, 2005. július hó.

Shear loadbearing capacity of concrete construction joint as a function of the surface roughness of accepting concrete

SUMMARY

PhD Thesis Simon Tamás Károly

xii

Documents

Simon Tamas PhD