Tässä diplomityössä verrattiin huokostetun ja huokostamattoman betonin pitkäaikaisvai-kutuksia taivutetussa teräsbetonirakenteessa. Tutkimuksessa käytettyjen betonien lu-juus 28 päivän ikäisenä normikoekappaleista mitattuna oli huokostetulla betonilla 40,0 MPa ja huokostamattomalla betonilla 36,5 MPa. Huokostetun betonin ilmamäärä oli tuoreesta betonista valun yhteydessä tehtyjen mittausten mukaan noin 3,5 %. Huokos-tamattoman betonin ilmamäärä oli noin 2,0 %, joten tuoreesta betonista tehtyjen mittaus-ten mukaan ero betonien ilmamäärissä jäi melko pieneksi. Betonien suhteituksessa oli kuitenkin eroavaisuuksia, sillä huokostettuun betoniin oli lisätty huokostava lisäaine, kun huokostamattomassa betonissa oleva ilmamäärä oli kokonaisuudessaan betonissa luon-taisesti esiintyvää ilmaa. Lisäksi huokostuksen aiheuttama betonin lujuuden aleneminen kompensoitiin huokostetun betonin suhteituksessa. Sementin määrä oli huokostetussa betonissa hieman suurempi ja kiviaineksen määrä vastaavasti hieman pienempi kuin huokostamattomassa betonissa.
Suuremmasta puristuslujuudesta huolimatta huokostetun betonin kimmokertoimen ar-von todettiin olleen mahdollisesti pienempi kuin huokostamattomalla betonilla. Lie-riökoekappaleista mitattuna huokostetulla betonilla oli hieman pienempi tiheys kuin huo-kostamattomalla betonilla. Betonin kimmokerrointa testattiin tässä tutkimuksessa hyvin pienellä otosmäärällä, sillä koekappaleita oli vain yksi jokaista kimmokerrointestauksen ajankohtaa varten eli yhteensä kaksi koekappaletta kummastakin betonista. Testattujen koekappaleiden perusteella kimmokertoimen arvo oli pienempi huokostetulla betonilla, mutta näin pienellä otosmäärällä ei kimmokertoimen arvosta voitu tehdä vahvoja johto-päätöksiä.
Kimmokertoimen arvo vaikuttaa poikkileikkauksen taivutusjäykkyyteen, mikä ei tämän tutkimuksen betoneilla tullut kompensoiduksi niillä reseptimuutoksilla, joilla sen aiheuttama lujuudenaleneminen kompensoitiin. Taivutetuissa palkeissa huokostuk-sen vaikutusta kimmokertoimeen voidaan arvioida siten, että eri betoneilla valettujen palkkien taivutusjäykkyys oli melko samansuuruinen, vaikka huokostetulla betonilla oli hieman suurempi lujuus. Toisaalta myös palkkikokeissa koekappaleiden lukumäärä oli melko maltillinen, sillä kummastakin betonista valmistettiin viisi koekuormitettavaa palk-kia. Huokostuksen vaikutuksesta betonin kimmokertoimeen olisi mielenkiintoista saada tutkimustuloksia suuremmalla koekappaleiden lukumäärällä. Suunnittelustandardeissa kimmokertoimen arvo on yleensä esitetty betonin lujuuden funktiona, sillä sekä lujuuteen että kimmokertoimeen vaikuttavat osittain samat tekijät [18].
Tässä työssä huokostetun ja huokostamattoman betonin pitkäaikaisvaikutuksia verrattiin taivutetussa teräsbetonipalkissa. Pitkäaikaisvaikutusten analysointia selkeyttäisi, mikäli palkkikokeiden ohella betonin viskoelastisia ominaisuuksia voitaisiin tutkia myös yksin-omaan puristavan normaalivoiman kuormittamien betonikoekappaleiden avulla. Teräs-betonipalkissa raudoitus estää betonin vapaan muodonmuutoksen kehittymisen. Pitkä-aikaisvaikutusten analysointi monimutkaistuu, kun poikkileikkauksen jännitysjakauma muuttuu raudoituksen aiheuttamien rajoitusten seurauksena. Eräässä lähestymista-vassa teräsbetonipalkin virumamuodonmuutoksia tarkastellaan poikkileikkauksen käy-ristymän muutoksen Δ𝜅 kautta, kuten esitettiin kappaleessa 3.2.3. Tässä työssä kuormi-tuksen aiheuttamaa välitöntä käyristymää 𝜅0 ei kuitenkaan saatu luotettavasti mitattua, vaan sitä tarkasteltiin laskennallisena. Myös kutistuman aiheuttamaa osuutta käyristy-mästä tarkasteltiin vain laskentaotaksumien kautta. Betonin kutistumalla oli laskennalli-sesti merkittävä osuus tämän tutkimuksen palkkien pitkäaikaismuodonmuutoksista.
Koekuormitettavien palkkien oman painon aiheuttamasta venymäjakaumasta ei saatu tässä työssä luotettavaa mittausdataa. Oman painon aiheuttaman venymän mitattu arvo vetoraudoituksessa oli suunnilleen laskentaotaksumien mukainen, mutta puristusraudoi-tuksessa ja betonissa mitatut venymät olivat huomattavasti suurempia kuin laskennalli-sesti saadut arvot, kuten esitettiin kappaleessa 6.1. Tämän tutkimuksen pitkäaikaiskuor-mituskokeissa oman painon osuus palkkien kokonaiskuormituksesta oli myös huomatta-van suuri, joten kuormituksen aiheuttamaa välitöntä venymäjakaumaa tarkasteltiin tässä kokonaisuudessaan laskennallisesti. Vastaavanlaisissa koekuormituksissa olisi tärkeää pohtia luotettavampaa määritystapaa poikkileikkauksen venymien nolla-arvolle.
LÄHTEET
[1] Betonirakenteiden suunnittelu ja mitoitus BY 210, Suomen Betoniyhdistys ry, Jy-väskylä, 2008, 711 s.
[2] Betonin kiviainekset BY 43, Suomen Betoniyhdistys ry, Vaasa, 2018, 63 s.
[3] CEB – Manual on cracking and deformations, CEB Bulletin d’Information No.
158-E, Comité Euro-International du Béton (CEB), Bratislava, Czechoslovakia, 1984.
[4] Concrete manual – A water resources technical publication, 8th edition, U.S.
Department of Interior – Bureau of Reclamation, 1981, 627 p.
[5] Constitutive modelling of high strength / high performance concrete, fib Bulletin No. 42, The International Federation for Structural Concrete (fib), Stuttgart, Ger-many, 2008, 125 p.
[6] Drexel M., Theiner Y., Hofstetter G., Investigation of tensile creep of a normal strength overlay concrete, MDPI Materials, Vol. 11, Iss. 6, 2018. Saatavissa (vii-tattu 6.8.2020): https://doi.org/10.3390/ma11060993
[7] EN 1992-1-1 background, chapter 3.1: Concrete, 18 p.
[8] Fernández Ruiz M., Muttoni A., Gambarova P.G., Relationship between nonlin-ear creep and cracking of concrete under uniaxial compression, Journal of Ad-vanced Concrete Technology, Vol. 5, No. 3, 2007, pp. 1–11.
[9] Gilbert R.I., Time-dependent stiffness of cracked reinforced and composite con-crete slabs, Procedia Engineering, Vol. 57, 2013, pp. 19–34.
[10] Gilbert R.I., Ranzi G., Time-dependent behaviour of concrete structures, Taylor
& Francis Group, Abingdon, United Kingdom, 2011, 426 p.
[11] Haavisto J., Laaksonen A., Betonin puristuslujuus, Esiselvitys: Tausta ja määrit-täminen koetuloksista, Liikenneviraston tutkimuksia ja selvityksiä 32/2018, Lii-kennevirasto, Helsinki, 2018, 71 s.
[12] Holt E.E., Early age autogenous shrinkage of concrete, VTT publications 466, Technical Research Centre of Finland (VTT), Espoo, Finland, 2001, 195 p.
[13] Husso A., Betonin puristuslujuus rakennekoekappaleissa, Tampereen yliopisto, 2019, 331 s.
[14] Kouhia R., Betonin ajasta riippumattomat materiaalimallit, Liikenneviraston tutki-muksia ja selvityksiä 38/2013, Liikennevirasto, Helsinki, 2013, 83 s.
[15] Kytölä U., Laaksonen A., Prediction of restraint moments in precast, prestressed structures made continuous, Nordic concrete federation, Nordic concrete re-search, No. NCR 59, Iss. 2/2018, 2018, pp. 73–93.
[16] Matala S., Sulfaatinkestävän sementin valinta siltojen suunnittelussa ja rakenta-misessa, Tiehallinto, 2007, 8 s.
[17] Mazzotti C., Savoia M., Nonlinear creep damage model for concrete under uni-axial compression, Journal of Engineering Mechanics, Vol. 129, No. 9, 2003, pp.
1065–1075.
[18] Mehta P.K., Monteiro P.J.M., Concrete: Microstructure, Properties and Materi-als, 4th edition, McGraw-Hill Education, 2014.
[19] van Mier J.G.M., Failure of concrete under uniaxial compression: an overview, Fracture mechanics of concrete structures, Vol. 2, Aedificatio Publishers, Frei-burg, Germany, 1998, pp. 1169–1182.
[20] Model Code 2010, The International Federation for Structural Concrete (fib), 2011, 653 p.
[21] Muttoni A., Fernández Ruiz M., Moccia F., Background to prEN 1992-1-1:2017-10, Section 5, 2017, pp. 10–23.
[22] Nilson A.H., Design of concrete structures, 12th edition, McGraw-Hill, Singa-pore, 1997, 780 p.
[23] Ruokonen S., Sideaineet eri käyttökohteisiin, Paikallavalurakentamisen laatu-kiertue 2018, 2018, 14 s. Saatavissa (viitattu 16.10.2019): http://www.betoniyh-distys.fi/media/laatukiertue/sideaineet-eri-kayttokohteisiin_sini-ruokonen.pdf [24] Rüsch H., Researches toward a general flexural theory for structural concrete,
American concrete institute (ACI), 1960, 28 p.
[25] Serviceability models: Behaviour and modelling in serviceability limit states in-cluding repeated and sustained loads, CEB Bulletin d’Information No. 235, Comité Euro-International du Béton (CEB), Stuttgart, Germany, 1997, 280 p.
[26] SFS-EN 12390-1, Kovettuneen betonin testaus. Osa 1: Muoto, mitat ja muut koekappaleiden ja muottien vaatimukset, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Helsinki, 2013, 11 s.
[27] SFS-EN 12390-2, Kovettuneen betonin testaus. Osa 2: Koekappaleiden valmis-tus ja säilytys lujuustestejä varten, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Helsinki, 2009, 6 s.
[28] SFS-EN 12390-3, Kovettuneen betonin testaus. Osa 3: Koekappaleiden puris-tuslujuus, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Helsinki, 2009, 17 s.
[29] SFS-EN 12390-13, Testing hardened concrete. Part 13: Determination of secant modulus of elasticity in compression, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Hel-sinki, 2014, 14 p.
[30] SFS-EN 13791, Assessment of in-situ compressive strength in structures and precast concrete components, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Helsinki, 2007, 28 p.
[31] SFS-EN 197-1, Sementti. Osa 1: Tavallisten sementtien koostumus, laatuvaati-mukset ja vaatimustenmukaisuus, Suomen Standardisoimisliitto SFS, Helsinki, 2012, 35 s.
[32] SFS-EN 1992-1+A1+AC, Eurokoodi 2: Betonirakenteiden suunnittelu. Osa 1-1: Yleiset säännöt ja rakennuksia koskevat säännöt, Suomen Standardisoimis-liitto SFS, Helsinki, 2015, 218 s.
[33] Siltabetonien P-lukumenettely, Liikenneviraston ohjeita 22/2016, Liikennevi-rasto, Helsinki, 2016, 26 s.
[34] Siltabetonien P-lukumenettely, Tielaitoksen selvityksiä 46/2000, Tiehallinto, Hel-sinki, 2000, 55 s.
[35] Suomalainen sementti, Finnsementti Oy. Saatavissa (viitattu 14.11.2019):
http://www.finnsementti.fi/files/pdf/FS_Suomalainen_sementti_kirja-nen_071112.pdf
[36] Tasevski D., Fernández Ruiz M., Muttoni A., Analogy between sustained load-ing and strain rate effects on the nonlinear creep response of concrete, Ameri-can Society of Civil Engineers (ASCE), in: Concreep 10: Mechanics and physics of creep, shrinkage, and durability of concrete and concrete structures, 2015, pp. 1187–1193.
[37] Toniolo G., di Prisco M., Mak M.W.T. (English edition), Reinforced concrete de-sign to Eurocode 2, Springer International Publishing AG, 2017, 854 p.
LIITE A: BETONIRESEPTIT
Betonin A (huokostettu betoni) resepti:
Betonin B (huokostamaton betoni) resepti:
LIITE B: TUOREEN BETONIN TESTIT
LIITE C: RAUDOITUKSEN MATERIAALITODISTUS
Vetoraudoitus:
Puristusraudoitus:
LIITE D: VENYMÄLIUSKAT
Käytetyt Kyowan venymäliuskat:
Betoniin ja puristusteräksiin asennettujen neljännessiltakytkettyjen venymäliuskojen mit-taama jännite 𝑒0 (output voltage) muutetaan venymäksi kaavalla:
jossa 𝐾𝑠 on liuskakohtainen kerroin. Vetoteräksiin asennettujen täyssiltakytkettyjen ve-nymäliuskojen mittaama jännite 𝑒0 muutetaan venymäksi kaavalla:
jossa 𝐾𝑠 on liuskakerroin ja 𝜐 on teräksen Poissonin vakio, jolle on tässä käytetty arvoa 𝜐 = 0,3. Liuskakerroin 𝐾𝑠 on esitetty alla olevassa taulukossa:
𝜀0= 4 𝐾𝑠∗ 𝑒0
𝜀0= 2
(1 + 𝜐)𝐾𝑠∗ 𝑒0
LIITE E: BETONIN PURISTUSLUJUUSTESTIEN MITTAUSTULOKSET
Betoni 7 päivän ikäistä:
Betoni 27-28 päivän ikäistä:
Betoni 125 päivän ikäistä:
LIITE F: BETONIN KIMMOKERROINTESTIEN MITTAUSTULOKSET
Koekappaleiden mittatiedot:
Seuraavilla sivuilla on esitetty standardin SFS-EN 12390-13 menetelmän A mukaisen kimmokerrointestin kuormitussyklien jännitys- ja venymäkuvaajat.
LIITE G: MURTOKUORMITUSTEN
VENYMÄKUVAAJAT
LIITE H: VIRUMALUVUN VERTAILU
Eurokoodin [32] mukainen epälineaarinen virumaluku lasketaan kaavalla
jossa 𝜑(∞, 𝑡0) on lineaarinen virumaluku vastaavissa olosuhteissa ja 𝑘𝜎 on betonin jän-nityksen ja lujuuden välinen suhde. Alla on esitetty vertailu lineaarisen ja epälineaarisen virumaluvun suuruudesta kummallakin betonilla. Virumaluvun laskennassa on käytetty seuraavia lähtöarvoja:
𝜑𝑛𝑙(∞, 𝑡0) = 𝜑(∞, 𝑡0) ∗ e1,5∗(𝑘𝜎−0,45)