UNIVERZITET U BEOGRADU GRAĐEVINSKI FAKULTET Ivan S. Ignjatović GRANIČNA NOSIVOST ARMIRANOBETONSKIH GREDNIH NOSAČA OD BETONA SA RECIKLIRANIM AGREGATOM doktorska disertacija Beograd, 2013. UNIVERSITY OF BELGRADE FACULTY OF CIVIL ENGINEERING Ivan S. Ignjatović ULTIMATE STRENGTH OF REINFORCED RECYCLED CONCRETE BEAMS doctoral thesis Beograd, 2013. Mentor: Prof. dr Snežana Marinković, dipl.inž.građ. Građevinski fakultet, Univerzitet u Beogradu Članovi komisije: Prof. dr Dejan Bajić, dipl.inž.građ. Građevinski fakultet, Univerzitet u Beogradu Prof. dr Dušan Najdanović, dipl.inž.građ. Građevinski fakultet, Univerzitet u Beogradu Docent dr Zoran Mišković, dipl.inž.građ. Građevinski fakultet, Univerzitet u Beogradu Prof. dr Vlastimir Radonjanin, dipl.inž.građ. Fakultet tehničkih nauka, Univerzitet u Novom Sadu Datum odbrane: Zahvalnost ii ZAHVALNOST Osim samostalnog rada autora, na izradi ove doktorske teze uloženi su, na direktan ili indirektan način, trud i energija većeg broja ljudi. Uz te, dobre ljude, ja sam učio, napredovao ka cilju i shvatio značaj i snagu timskog rada, naspram koga individualizam ostaje tek kao prkos i biva osuđen na propast. Zato koristim priliku da se moje reči zahvalnosti tim ljudima nađu među koricama ove knjige. Veliko hvala mojoj mentorki, profesorki Snežani Marinković, za sve savete, komentare, podršku, kritiku, za sve. Ova doktorska teza je u najvećoj meri njena “krivica”. Hvala mom kolegi i vernom saradniku Aleksandru Saviću čije su me dijalektičke misli nekoliko puta prvo bacale u očajanje, a zatim u meni pokretale razmišljanja koja su proizvodila, ispostaviće se, odlična rešenja. Takođe, zahvalnost dugijem i mladom kolegi Nikoli Tošiću koji se svojski potrudio da formiramo jedinstvenu bazu podataka iz ove oblasti. Deo analiza koje sam sproveo i važni zaključci baziraju se upravo na tim podacima. Dragocene konsultacije u vezi dispozicije eksperimenta i pomoć u ispitivanju dobio sam od kolega sa predmeta Ispitivanje konstrukcija, profesora Zorana Miškovića i Vladete Matovića. Za ogromnu materijalnu pomoć u vidu oplate i armature za izradu grednih nosača koji predstavljaju centralnu temu istraživanja i iskazano interesovanje i razumevanje za postavljene ciljeve istraživanja, zahvalnost upućujem preduzeću “Ratko Mitrović - Dedinje”, odnosno tehničkim direktorima Goranu Milovanoviću i Goranu Mitiću. Za kompletnu količinu recikliranog agregata, separaciju i transport, ali i za spemnost za saradnju i promociju rezultata istraživanja, zahvaljujem se kompaniji “ŠUŠA d.o.o.“ iz Novog Sada. Prirodni agregat za sprovedena ispitivanja obezbedila su preduzeća “Vodogradnja Pukovac“ iz Doljevca i “Branko Moravac d.o.o.” iz Požarevca, na čemu im se srdačno zahvaljujem. Hvala Institutu za puteve, tačnije osoblju Zavoda za građevinske materijale, Nevenki Vukelić i Tanji Stanković, koje su ljubazno dozvolile da se deo ispitivanja betonskih uzoraka iz probnih serija obavi pomoću njihove opreme. Reči iskrene zahvalnosti upućujem laborantima Instituta za materijale i konstrukcije, Savi Stavnjaku i Mladenu Joviću koji su mi uvek izlazili u susret za pomoć, ostajali na poslu prekovremeno, radili subotom i nedeljom da bi se u roku koji Zahvalnost iii je predviđen dinamikom završio posao na betoniranju greda, pripremi ispitivanja ili samom ispitivanju. Hvala i svim mojim kolegama i prijateljima koji su mi pomagali prilikom betoniranja i ispitivanja. Veliki podstrek za rad dobijao sam kroz saradnju i druženje sa nekada mojim diplomcima, a sada doktorantima na prestižnim univerzitetima, Mirom Vasić i Mladenom Luković. Njihova odlučnost i rešenost da uspeju, hrabrost u suočavanju sa vrhunskim naučnim izazovima i zarazni optimizam, prenosili su se i na moj rad. Veliko hvala mojim roditeljima, za svu podršku, brigu i usađenu želju za stalnim podizanjem granice sopstvenih očekivanja. Najzad, veliko hvala mojoj Bojani, koja mi je svojom ljubavlju, verom u konačni uspeh i posvećenošću porodici i našoj deci neopisivo puno pomogla da ovaj posao na izradi doktorske teze, naš posao, uspešno privedem kraju. Rezime iv GRANIČNA NOSIVOST ARMIRANOBETONSKIH GREDNIH NOSAČA OD BETONA SA RECIKLIRANIM AGREGATOM Rezime: Recikliranje betonskog otpada je jedno od održivih rešenja za rastuće probleme sa deponijama građevinskog otpada i nekontrolisano iskorišćavanje prirodnih resursa. Rezultat procesa je agregat od recikliranog betona koji se trenutno dominantno koristi za podloge puteva i nekonstruktivne betonske elemente. Sa stanovišta zaštite resursa, smanjenja energije i razvoja ekološke svesti, važno je istražiti da li se beton na bazi recikliranog agregata može koristiti za elemente armiranobetonskih konstrukcija. Predmet istraživanja u ovoj disertaciji su elementi konstrukcije, tačnije gredni nosači napravljeni od betona na bazi recikliranog agregata (RAC) i njihovo ponašanje pod dejstvom kratkotrajnog opterećenja do loma savijanjem ili smicanjem. Formirana je baza podataka i obavljena statistička analiza o mehaničkim svojstvima RAC betona u odnosu na uporedne betone sa prirodnim agregatom (NAC). Eksperimentalni rad obuhvatio je ispitivanje recikliranog agregata, betona na bazi recikliranog agregata i grednih nosača napravljenih od takvog betona. Rezultati ispitivanja svojstava agregata i probna ispitivanja fizičko-mehaničkih svojstava serija RAC i NAC betona poslužili su kao ulazni parametar za projektovanje sastava 3 betonske mešavine sa 0%, 50% i 100% recikliranog agregata krupne frakcije, iste projektovane čvrstoće pri pritisku. Ukupno je do loma ispitano 18 greda, statičkog sistema prosta greda, raspona 3.0 m. Od toga, napravljene su 3 serije od po 3 grede sa različitom količinom podužne armature (0.28%, 1.46% i 2.54%). Koncept ispitivanja postavljen je tako da se faznim povećanjem opterećenja dođe do loma nosača usled savijanja u sredini raspona. Takođe, napravljene su 3 serije od po 3 grede od betona sa 0%, 50% i 100% krupnog RAC i sa različitom količinom poprečne armature (0%, 0.14% i 0.19%), predviđenih za ispitivanje smičuće nosivosti. Izvršeno je poređenje zavisnosti sila-pomeranje, slika prslina, ugiba, dilatacija u betonu i armaturi, oblika loma i graničnih nosivosti greda od klasičnog i RAC betona, bazirano na sopstvenim i drugim rezultatima ispitivanja. Testirana je mogućnost primene savremenih propisa koji se odnose na NAC betone na gredne RAC elemente, kroz poređenje analitičkih predikcija i eksperimentalnih vrednosti momenta savijanja pri pojavi prve prsline, ugiba, graničnih momenata savijanja i granične smičuće sile. Takođe, izvršeno je poređenje sopstvenih i drugih rezultata eksperimentalnih ispitivanja Rezime v osnovnih parametara nosivosti greda koje su dominantno izložene savijanju ili smicanju. Iz statističke analize baze podataka proistekle su analitičke zavisnosti odnosa osnovnih mehaničkih svojstava kod RAC i uporednih NAC betona. Izvršen je pregled literature koja se odnosi na dosadašnja istraživanja ponašanja armiranih RAC grednih nosača i utvrđen prostor za dalja istraživanja. Na osnovu sopstvenog eksperimentalnog istraživanja zaključeno je da betoni sa 50% krupnog RCA mogu imati iste čvrstoće pri pritisku i modul elastičnosti kao i uporedni NAC spravljen sa istim efektivnim vodocementnim faktorom, dok za RAC sa 100% krupnog RCA istih svojstava treba primeniti 3% više cementa. Analizom sopstvenih i drugih eksperimentalnih podataka zaključeno je da se gredni RAC nosači ponašaju slično uporednim NAC nosačima pri eksploatacionom i graničnom opterećenju. Moguće je primeniti aktuelne propise i na RAC grede, ali su predikcije manje konzervativne nego kod NAC greda. Po pitanju granične nosivosti na savijanja i smicanje, svi podaci i analize ukazuju da nema bitne razlike između NAC i RAC elemenata bez obzira na količinu krupnog recikliranog agregata u betonu. Prezentovane analize i zaključci potvrđuju da je primena RAC u armiranobetonskim gredama tehnički izvodljiva, komparativna i kompetitivna primeni betona od prirodnog agregata. Time je sa tehničke strane pružen podsticaj otvaranju velikog polja za primenu recikliranog agregata, što predstavlja napredak u promociji održivog razvoja u građevinarstvu. Ključne reči: beton na bazi recikliranog agregata, armiranobetonske grede, savijanje, smicanje, kratkotrajno opterećenje, eksperimentalno ispitivanje Naučna oblast: građevinarstvo Uža naučna oblast: betonske konstrukcije UDK broj: 624:624.072.2(043.3) Abstract vi ULTIMATE STRENGTH OF REINFORCED RECYCLED CONCRETE BEAMS Abstract: Recycling of waste concrete is one of the sustainable solutions for the growing waste disposal crisis and depletion of natural aggregate sources. As a result, recycled concrete aggregate (RCA) is produced, and so far it has mostly been used in low-value applications such as for the pavement base. But, from the standpoint of promoting resource and energy savings and environmental preservation, it is essential to study whether a concrete made of recycled aggregates - recycled aggregate concrete (RAC) can be effectively used as a structural material. Structural reinforced concrete elements were in the focus of this investigation, i.e. beam girders made of RAC and their behaviour up to flexural and shear failure under short-time loading. A very wide data base was formed and statistic analysis of relations between mechanical properties of RAC and corresponding natural aggregate concrete (NAC) was performed. The experimental research consisted of investigations of recycled concrete aggregate, recycled aggregate concrete and structural behaviour of beams made of RAC. Test results of RCA investigation and trial investigations of physical and mechanical properties of RAC were used as basic parameters for the design of 3 concrete mixtures with 0%, 50% i 100% of coarse RCA with the same compressive strength. Full-scale tests were performed on 18 simply supported beams with span of 3.0 m until the failure load due to flexure or shear was reached. Firstly, three series of beams made of three types of concrete and different ratio of flexural reinforcement (0.28%, 1.46% and 2.54%) were formed. Experiment on beams was performed by increasing the load level until flexural failure in the middle of span occurred. Furthermore, three series of beams with different ratio of shear reinforcement (0%, 0.14% i 0.19%) and concrete with 0%, 50% and 100% of coarse RCA were prepared to examine shear behavior. Comparison of load-deflection behavior, crack patterns, service deflections, strains in concrete and reinforcement, failure modes and ultimate flexural and shear capacity of NAC and RAC beams was made. The possibility of using equations from NAC codes to RAC beams was tested by comparison of an analytical expressions and experimental results related to cracking moments, deflections, ultimate bending moments and ultimate shear Abstract vii capacity. The analysis of own and other authors’ test results was performed both on flexural and shear behavior of RAC reinforced concrete beams. The analytic expressions related to the ratio of the basic mechanical properties of NAC and RAC were drawn from conducted statistics and regression analysis of data base. The insight in literature dealing with experimental research of structural behavior of reinforced RAC beams had been performed and the room for improvement was found. Based on own experimental results it was concluded that RAC with 50% of RCA had the same compressive strength and modulus of elasticity as corresponding NAC with the same effective water-to-cement ratio. The production of RAC with 100% of RCA having the above mentioned properties the same compared to the corresponding NAC was possible with increase in cement content for about 3%. The results of conducted analysis showed that the flexural and shear behavior of RAC and comparative NAC beams were very similar for both the service and ultimate loading. Presented analysis and conclusions proved that the use of RAC in reinforced concrete beams is technically feasible, comparable and competitive with the use of conventional reinforced concrete. The stimulus for recycled concrete aggregate use in a wide field of high-value application has been given, which can be considered as improvement in promotion of sustainable construction development. Keywords: recycled aggregate concrete, reinforced concrete beams, flexure, shear, short-term loading, experimental investigation Science field: Civil Engineering Narrow science field: Concrete structures UDK number: 624:624.072.2(043.3) Sadržaj viii SADRŽAJ ZAHVALNOST ....................................................................................................ii REZIME ...............................................................................................................iv ABSTRACT .........................................................................................................vi SADRŽAJ ...........................................................................................................viii 1. Uvod.....................................................................................................................1 1.1 Pozadina i predmet istraživanja .....................................................................1 1.2 Cilj istraživanja i metodologija ......................................................................4 1.3 Definicije pojmova i oznake ..........................................................................5 1.4 Struktura rada................................................................................................7 2. Pregled istraživanja ...............................................................................................9 2.1 Uvod .............................................................................................................9 2.2 Fizičko-mehanička svojstva betona sa recikliranim agregatom ......................9 2.2.1. Uvod ....................................................................................................9 2.2.2. Čvrstoća pri pritisku ............................................................................10 2.2.2.1 Uticaj kvaliteta originalnog betona............................................... ....10 2.2.2.2 Uticaj količine i vrste recikliranog agregata .....................................12 2.2.2.3 Uticaj primene mineralnih dodataka.................................................16 2.2.3. Čvrstoća pri zatezanju..........................................................................18 2.2.4. Modul elastičnosti ...............................................................................21 2.2.5. Čvrstoća prianjanja betona i armature ..................................................24 2.2.6. Naponsko-deformacijski dijagram .......................................................27 2.2.7. Zaključak.............................................................................................28 2.3 Ponašanje elemenata konstrukcija napravljenih od betona sa recikliranim agregatom.............................................................................................................30 2.3.1. Ispitivanja ponašanja armiranobetonskih RAC greda na savijanje ........30 2.3.2. Ispitivanja ponašanja armiranobetonskih RAC greda na smicanje ........33 2.3.3. Ostala ispitivanja vezana za ponašanje konstruktivnih RAC elemenata 36 2.3.4. Zaključak.............................................................................................39 2.4 Tehnička regulativa .....................................................................................40 2.4.1. Uvod ...................................................................................................40 2.4.2. Velika Britanija ...................................................................................41 2.4.3. Preporuke RILEM-a ............................................................................41 2.4.4. Japan ...................................................................................................43 2.4.5. Hong Kong ..........................................................................................45 2.4.6. Nemačka .............................................................................................46 2.4.7. Kina.....................................................................................................47 2.4.8. Mađarska.............................................................................................48 2.4.9. Holandija .............................................................................................50 2.4.10. Rezime o tehiničkoj regulativi .............................................................51 2.5 Zaključak ....................................................................................................54 3. Sopstvena eksperimentalna ispitivanja ................................................................55 3.1 Uvod ...........................................................................................................55 3.2 Ispitivanje fizičko-mehaničkih svojstava agregata .......................................55 3.2.1. Priprema ispitivanja .............................................................................55 3.2.2. Oblik zrna agregata..............................................................................57 3.2.3. Zapreminska masa u rastresitom i zbijenom stanju...............................58 Sadržaj ix 3.2.4. Stvarna zapreminska masa i upijanje vode ...........................................59 3.2.5. Drobljivost agregata ............................................................................61 3.2.6. Sadržaj sitnih čestica u agregatu ..........................................................62 3.2.7. Sumarni prikaz rezultata i zključak ......................................................62 3.3 Ispitivanja fizičko-mehaničkih karakteristika betona sa recikliranim agregatom.............................................................................................................63 3.3.1. Uvod ...................................................................................................63 3.3.2. Projektovanje sastava mešavina u probnim ispitivanjima .....................64 3.3.3. Fizičko-mehanička svojstva betona sa različitim sadržajem RCA ........69 3.3.4. Zaključak.............................................................................................75 3.4 Princip projektovanja sastava betonskih mešavina .......................................76 3.5 Ispitivanje ponašanja ab greda pri savijanju pod kratkotrajnim opterećenjem 77 3.5.1. Uvod ...................................................................................................77 3.5.2. Receptura za beton...............................................................................78 3.5.3. Karakteristike materijala ......................................................................80 3.5.3.1 Beton...............................................................................................80 3.5.3.2 Konzistencija i zapreminske mase betona.........................................80 3.5.3.3 Čvrstoća pri pritisku.........................................................................81 3.5.3.4 Statički modul elastičnosti ...............................................................82 3.5.3.5 Čvrstoća pri zatezanju......................................................................82 3.5.3.6 Armaturni čelik................................................................................82 3.5.4. Opis grednih elemenata .......................................................................82 3.5.5. Izrada i nega grednih nosača ................................................................83 3.5.6. Dispozicija ispitivanja i instrumenata...................................................85 3.5.7. Ponašanje pri savijanju ........................................................................88 3.5.7.1 Lom.................................................................................................90 3.5.7.2 Ugibi ...............................................................................................94 3.5.7.3 Prsline .............................................................................................98 3.5.7.4 Dilatacije u betonu...........................................................................99 3.5.7.5 Dilatacije u armaturi ......................................................................104 3.5.8. Zaključak...........................................................................................108 3.6 Ispitivanje ponašanja ab greda pri smicanju pod kratkotrajnim opterećenjem 109 3.6.1. Uvod .................................................................................................109 3.6.2. Receptura za beton.............................................................................110 3.6.3. Karakteristike materijala ....................................................................111 3.6.3.1 Beton.............................................................................................111 3.6.3.2 Konzistencija i zapreminske mase betona.......................................111 3.6.3.3 Čvrstoća pri pritisku.......................................................................112 3.6.3.4 Statički i dinamički modul elastičnosti ...........................................112 3.6.3.5 Dinamički Poasonov koeficijent.....................................................114 3.6.3.6 Čvrstoća pri zatezanju....................................................................116 3.6.3.7 Armaturni čelik..............................................................................117 3.6.4. Opis grednih elemenata .....................................................................118 3.6.5. Izrada i nega grednih nosača ..............................................................119 3.6.6. Dispozicija ispitivanja i instrumenata.................................................119 3.6.7. Ponašanje pri smicanju ......................................................................122 Sadržaj x 3.6.7.1 Oblik loma.....................................................................................122 3.6.7.2 Granična nosivost na smicanje .......................................................125 3.6.7.3 Ugibi .............................................................................................126 3.6.7.4 Dilatacije u betonu.........................................................................128 3.6.7.5 Dilatacije u podužnoj armaturi .......................................................132 3.6.7.6 Dilatacije u poprečnoj armaturi ......................................................135 3.6.7.7 Stanje prslina .................................................................................139 3.6.8. Zaključak...........................................................................................140 4. Analiza eksperimentalnih rezultata....................................................................143 4.1 Uvod .........................................................................................................143 4.2 Mehanizmi i modeli ponašanja pri savijanju i smicanju elemenata konstrukcija od klasičnog betona.........................................................................143 4.2.1. Savijanje............................................................................................144 4.2.1.1 Granična nosivost ..........................................................................144 4.2.1.2 Ugibi .............................................................................................145 4.2.1.3 Moment savijanja pri pojavi prsline ...............................................147 4.2.2. Smicanje............................................................................................149 4.2.2.1 Mehanizimi i modeli prihvatanja smičućih sila kod greda ..............149 4.2.2.2 Pregled propisa ..............................................................................151 4.3 Poređenje eksperimentalnih i računskih veličina........................................157 4.3.1. Uvod .................................................................................................157 4.3.2. Moment savijanja pri formiranju prslina kod savijanih elemenata ......157 4.3.2.1 Proračun prema BAB’87................................................................158 4.3.2.2 Proračun prema EC2......................................................................159 4.3.2.3 Proračun prema ACI ......................................................................159 4.3.3. Granična nosivost na savijanje ...........................................................160 4.3.4. Deformacije pod kratkotrajnim opterećenjem ....................................164 4.3.5. granična nosivost na smicanje............................................................167 4.3.6. Zaključak...........................................................................................170 4.4 Uporedna analiza sopstvenih i drugih eksperimentalnih rezultata...............172 4.4.1. Savijanje greda pod kratkotrajnim opterećenjem................................172 4.4.2. Smicanje greda pod kratkotrajnim opterećenjem................................179 4.4.3. Zaključak...........................................................................................181 5. Zaključci i smernice za buduća istraživanja.......................................................185 5.1 Zaključci ...................................................................................................185 5.2 Smernice za buduća istraživanja ................................................................188 6. Literatura ..........................................................................................................189 PRILOG A ...............................................................................................................201 PRILOG B.....................................................................................................................220 BIOGRAFIJA AUTORA..............................................................................................237 Uvod 1 1. Uvod 1.1 POZADINA I PREDMET ISTRAŽIVANJA Građevinska industrija koristi ogromne količine prirodnih resursa i istovremeno proizvodi značajne količine građevinskog otpada, što znači i da ima veliki uticaj na životnu sredinu i da predstavlja izazov održivom razvoju. Sa godišnjom proizvodnjom od oko 10 mlrd tona na globalnom nivou (Meyer, 2009), beton je najzastupljeniji građevinski materijal. Uticaj betona na životnu okolinu je složeni mehanizam i postoji tokom čitavog životnog ciklusa betonske konstrukcije, slika 1. Slika 1. Životni ciklus betonske konstrukcije Beton je kompozitni materijal kod koga oko 70% zapremine čini agregat, pa ogromna proizvodnja betona ujedno znači i potrebu za obezbeđivanjem enormnih količina agregata, procenjene na oko 10 do 11 mlrd tona godišnje (Meyer, 2002). To neumitno dovodi do iscrpljivanja prirodnih izvora rečnog i drobljenog agregata i velikog uticaja na životnu sredinu. Nekontrolisana eksploatacija agregata iz reka dovodi do promena vodenih ekosistema i staništa. S druge strane, orijentacija na proizvodnju drobljenog prirodnog agregata nosi sa sobom povećanu emisiju gasova, u prvom redu CO2, odgovornih za efekat staklene bašte. Oni se javljaju kao rezultat miniranja i procesuiranja stena, kao i prilikom transporta od kamenoloma do obično udaljenih gradskih sredina gde se proizvodi beton. Količina građevinskog otpada od rušenja objekata, ali i otpada nastalog tokom građenja, iznosi 2 do 3 mlrd t godišnje na globalnom nivou prema podacima iz 2001. godine (Lauritzen, 2006) – 200-300 mil. t u SAD-u (Meyer, 2002) i isto toliko u Evropi (Lauritzen, 2004), 83 mil. t u Japanu itd. Samo u Evropi, količina građevinskog otpada Uvod 2 je povećana četiri puta u poređenju sa podacima sa početka 1990-ih (Hansen, 1992). Zavisno od razmatranog područja (zemlje) varira i struktura građevinskog otpada, ali istraživanja pokazuju da značajan deo čini betonski otpad (Japan 42%, Evropa 50% (Lauritzen, 2004), koji se odlaže na za to predviđene ili “divlje“ deponije. Sa stanovišta uticaja na okolinu betonski otpad nije problem, ali njegova količina dostiže neodrživ nivo. Naročito veliki problemi sa odlaganjem betonskog otpada postoje u visoko urbanim zonama, npr. Njujork (Meyer, 2002) i uopšte u zemljama u razvoju, gde su velike površine “skupog” zemljišta pod deponijama građevinskog otpada. Jedno od rešenja za probleme odlaganja građevinskog otpada i isrcpljivanje prirodnih nalazišta agregata je postupak recikliranja deponovanih građevinskih materijala, u prvom redu betona. Tim postupkom može se proizvesti agregat koji je moguće iskoristiti na više načina, od podloge kolovoznih konstrukcija do proizvodnje konstrukcijskih betona. Naravno, recikliranje betona nije cilj sam po sebi, to je tehnološka inovacija koja ima potencijalne ekološke i ekonomske prednosti (Marinković i ost. 2010). Za ovaj proces najviše interesovanja pokazale su zemlje koje imaju problema sa nalazištima prirodnog agregata (npr. Holandija, Belgija, Danska) i zemlje poput Japana gde su kapaciteti deponija procenjeni na još svega nekoliko godina (Meyer, 2009). Podaci ukazuju da se u njima proces recikliranja građevinskog otpada odvija na visokom nivou - Japan 98% (Sakai 2005), Holandija 90% (Symonds i ost.1999). U okviru EU-27 zemalja, 2006. godine recikliralo se 55% ukupne količine građevinskog otpada, sa ciljem da do 2020. to bude 70%. (Final Report, 2010) I pored visokog stepena recikliranja betona u pojedinim zemljama, agregat od recikliranog betona dominantno se koristi za izradu tampon slojeva i podloga kolovoznih konstrukcija, ispunu iza potpornih zidova i izradu nekonstruktivnih betonskih elemenata (ivičnjaka, staza, ograda), a u malom procentu se koristi kao konstitutivni element konstrukcijskih betona. Postoji više razloga za to, a neki od najznačajnijih su tehnički razlozi koji se odnose na kvalitet recikliranog agregata. Tu se pre svega misli na veće upijanje vode i nižu zapreminsku masu u poređenju za prirodnim agregatom, kao i veći nivo raznih primesa kao nus proizvoda u procesu reciklaže mešovitog građevinskog otpada. Ova svojstva agregata od recikliranog betona mogu značajno da utiču na svojstva betona spravljenog s njim (Yang i ost. 2008). Osim njih, na svojstva betona takođe mogu da utiču oblik i tekstura zrna recikliranog Uvod 3 agregata, kvalitet stare i nove kontakne zone (Chakradhara Rao i ost. 2011; Tam&Tam 2008), poroznost agregata (Angulo i ost. 2010) i stanje vlažnosti agregata pri spravljanju betonske mešavine (Poon i ost. 2007). Iako su u poslednje tri decenije obavljena opsežna istraživanja svojstava betona na bazi recikliranog agregata (npr. Hansen 1992; Ajdukiewicz&Kliszczewicz 2002; Rahal 2007; Xiao&Falkner 2007; Domingo i ost. 2010), određena svojstva koja se tiču trajnosti, reologije kao i ponašanja elemenata konstrukcije od takvog betona nisu još uvek dovoljno istražena. Takođe, širu primenu takvih “zelenih” betona sprečava i nedostatak odgovarajuće tehničke regulative – propisa, standarda i pravilnika (Marinkovic i ost. 2012). Osim toga, u pojedinim zemljama na proces recikliranja se gleda s nepoverenjem i postoji sumnja u kvalitet materijala koji je proizveden na takav način. Ovo takođe može uticati na primenu betona od recikliranog agregata kao održivo rešenje za stalni rast industrije betona i betonskih proizvoda. Predmet istraživanja u ovom radu su elementi konstrukcije, tačnije gredni nosači napravljeni od betona na bazi recikliranog agregata i njihovo ponašanje pod dejstvom kratkotrajnog opterećenja do loma. Ovakvi podaci su veoma važni zato što je teško predvideti uticaj svojstava betona sa recikliranim agregatom na ponašanje elemenata konstrukcije samo na osnovu rezultata ispitanih svojstava betona kao materijala. Iako se recikliranjem građevinskog otpada može dobiti raznorodan agregat (od betona, opeke, keramike, mešoviti itd.), ovim radom su tretirani isključivo konstrukcijski betoni na bazi agregata proizvedenog recikliranjem otpadnog betona. Iz dosadašnjih malobrojnih istraživanja (Sato i ost. 2007; Ajdukiewicz&Kliszczewicz 2007; Fathifazl 2008) može se zaključiti da su granične nosivosti grednih nosača od betona na bazi recikliranog agregata, kod kojih je do loma došlo usled savijanja, slične nosivostima uporednih greda od betona sa prirodnim agregatom. Pri tome, pod uporednim grednim nosačima uglavnom su podrazumevani nosači armirani istom količinom podužne i poprečne armature, napravljeni od betona sa prirodnim i betona sa recikliranim agregatom koji imaju isti vodocementni faktor. To međutim ne znači nužno i da imaju iste čvrstoće pri pritisku ili bilo koje drugo mehaničko svojstvo, što može da predstavlja određenu prepreku u izvođenju validnih zaključaka. Razlika je zabeležena u ponašanju armiranobetonskih grednih elemenata pod eksploatacionim opterećenjem, pri čemu elementi od betona sa recikliranim agregatom imaju veće širine prslina i veće ugibe od Uvod 4 uporednih elemenata od betona sa prirodnim agregatom. Osim toga, prateći modeli za dimenzionisanje grednih armiranobetonskih elemenata od betona sa recikliranim agregatom prema momentima savijanja nisu razvijeni, a pitanje je mogu li se primeniti modeli koji važe u slučaju greda od klasičnih betona. Još veću nepoznanicu predstavlja mehanizam prenosa sila smicanja. Iako nekoliko dosadašnjih istraživanja (Etxeberria i ost. 2007; González-Fonteboa&Martínez-Abella 2007; Fathifazl 2008) ukazuju da su granične nosivosti grednih armiranobetonskih elemenata od betona na bazi recikliranog agregata kod kojih je do loma došlo usled smicanja, slične nosivostima uporednih elemenata od betona sa prirodnim agregatom, udeo pojedinih mehanizama pri prihvatanju smičućih sila ne mora biti isti. Nije utvrđeno da li se do izvesnog procenta zamene prirodnog agregata recikliranim može smatrati da ne postoji, ili je zanemarljivo mala razlika u ponašanju između grednih elemenata od ove dve vrste betona, odnosno kada se gredni nosači od betona sa recikliranim agregatom mogu dimenzionisati na osnovu postojećih modela za betone sa prirodnim agregatom. Konačno, ne postoji uporedni pregled numeričkih podataka (rezultata) dosadašnjih eksperimentalnih istraživanja na onovu koga bi mogli da se izvuku opšti zaključci o ponašanju greda od betona na bazi recikliranog agregata. 1.2 CILJ ISTRAŽIVANJA I METODOLOGIJA Opšti, širi cilj sprovedenog istraživanja je definisanje smernica za primenu betona na bazi recikliranog agregata u grednim konstrukcijskim elementima, čime bi se sa tehničke strane pružio podsticaj otvaranju velikog polja za primenu recikliranog agregata, što bi bio napredak u promociji održivog razvoja u građevinarstvu. Konkretno posmatrano, na bazi postojećih i sopstvenih eksperimentalnih ispitivanja planirano je ostvarenje sledećih ciljeva: 1) formiranje baze podataka koja se odnosi na konstrukcijske betone na bazi recikliranog agregata i njihovu primenu u elementima armiranobetonskih konstrukcija, 2) sistematizaciju postojećih znanja koja se odnose na osnovna fizičko-mehanička svojstva betona sa recikliranim agregatom, a koja su važna za razmatranje fenomena u ponašanju elemenata konstrukcija; definisanje karakterističnih odnosa između posmatranih svojstava kod betona sa recikliranim i uporednog Uvod 5 betona sa prirodnim agregatom; uočavanje parametara koji utiču na pojedina svojstva betona sa recikliranim agregatom, 3) sistematizaciju postojećih znanja koja se odnose na ponašanje grednih armiranobetonskih elemenata od betona sa recikliranim agregatom pod kratkotrajnim opterećenjem, 4) eksperimentalno ispitivanje ponašanja armiranobetonskih greda od betona sa recikliranim agregatom pod kratkotrajnim opterećenjem, u fazi eksploatacije i fazi loma, u funkciji: a. procenta zamene prirodnog agregata recikliranim, b. procenta armiranja grede podužnom i poprečnom armaturom, 5) testiranje mogućnosti primene modela ponašanja koji važe za grede od klasičnog betona na grede od betona sa recikliranim agretagom, kroz poređenje rezultata dobijenih sopstvenim eksperimentalnim ispitivanjima i numeričkih rezultata određenih veličina (graničnog momenta i sile loma, ugiba, momenta savijanja pri pojavi prsline) određenih primenom propisa koji važe za klasične betonske grede, 6) donošenje opštih zaključaka o stanjima granične nosivosti i upotrebljivosti greda sa recikliranim agregatom, uzimajući u obzir numeričke podatke iz sopstvenih i drugih eksperimentalnih ispitivanja. Od naučnih metoda istraživanja primenjena je sinteza i kritička analiza postojećih rezultata iz ove oblasti. Primenjena je statistička i regresiona analiza nad podacima iz literature koji se odnose na odnos svojstava RAC i uporednih NAC. a zatim je definisano i sprovedeno sopstveno eksperimentalno ispitivanje. Nakon prikupljanja podataka izvršena je njihova sistematizacija, kritička analiza i statistička obrada. Izvođenje zaključaka nakon analize ponašanja grednih elemenata od klasičnog i betona na bazi recikliranog agregata bazirana je na komparativnoj metodi. 1.3 DEFINICIJE POJMOVA I OZNAKE Terminologija koja se koristi u literaturi iz oblasti betona na bazi recikliranog agregata može da bude zbunjujuća. Kako bi se čitaocu olakšalo praćenje teksta ovde će biti napravljen pregled osnovnih pojmova. S obzirom da je ta tema u domaćim okvirima još uvek u povoju i da ne postoji koncenzus oko domaćih naziva za termine iz ove Uvod 6 oblasti, uz objašnjenje pojma biće dat i naziv na engleskom jeziku. Takođe, na samom početku biće uvedene skraćene oznake izvesnih termina kako bi se tekst relaksirao čestog ponavljanja složenica. Građevinski otpad (engl. Construction and Demolition Waste) – otpad koji nastaje tokom proizvodnje konstruktivnih elemenata, tokom građenja ili nakon rušenja objekta Otpadni beton (engl. Waste concrete) – beton iz građevinskog otpada dobijen nakon rušenja betonske konstrukcije ili kao neupotrebljen beton iz stacionarnih ili gradilišnih fabrika betona ili fabrika montažnih betonskih elemenata, u svežem ili očvrslom stanju Originalni beton (engl. Original concrete) – beton koji se reciklira pri čemu se dobija agregat za nove betone Agregat od Recikliranog Betona – RCA (engl. Recycled Concrete Aggregate) – agregat dobijen recikliranjem originalnog betona; osim ako drugačije nije navedeno, u radu će se govoriti samo o ovom agregatu i on će se nazivati Reciklirani agregat; krupna frakcija recikliranog agregata podrazumevaće zrna agregata nazivnog prečnika većeg od 4 mm, a sitna manjeg od 4 mm). Beton na bazi Recikliranog Agregata – RAC (engl. Recycled Aggregate Concrete) – u opštem slučaju, beton koji je spravljen sa recikliranim agregatom ili mešavinom recikliranog i prirodnog agregata; ukoliko drugačije nije rečeno, skraćenicom RAC podrazumevaće se beton koji je spravljen samo sa krupnom frakcijom recikliranog agregata i prirodnim sitnim agregatom; ukoliko je poznat procenat zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim, procenat zamene se piše u nastavku oznake, npr. beton koji je spravljen sa 50% krupne frakcije recikliranog agregata se obeležava sa RAC50. PA – Prirodni Agregat – rečni ili drobljeni RA – Reciklirani agregat od mešovitog otpada NAC – Beton na bazi Prirodnog Agregata (engl. Natural Aggregate Concrete) Stari cementni kamen (engl. Original mortar) – očvrsla mešavina cementa, vode i sitne frakcije agregata iz originalnog betona; deo starog cementnog kamena gotovo uvek se nalazi oko zrna prirodnog agregata i zajedno čine zrno recikliranog agregata Novi cementni kamen (engl. New mortar) - očvrsla mešavina cementa, vode i sitne frakcije agregata (prirodnog, recikliranog ili mešavine) u betonu na bazi recikliranog agregata Uvod 7 Uporedni Beton na bazi Prirodnog Agregata – beton na bazi prirodnog agregata sa kojim se poredi neka/neke karakteristika betona na bazi recikliranog agregata; kraće će se pisati – Uporedni NAC; ukoliko drugačije nije navedeno, smatra se da uporedni NAC ima isti efektivni vodocementni faktor kao beton na bazi recikliranog agregata sa kojim se poredi Efektivni vodocementni faktor (engl. effective water to cement ratio) – vodocementni faktor sračunat na osnovu količine vode koja je dostupna cementu za proces hidratacije; ova količina vode predstavlja razliku ukupne količine vode u mešavini i dela vode koju će upiti reciklirani agregat. 1.4 STRUKTURA RADA Doktorska teza je organizovana u 4 glavne celine. U prvoj glavi prikazana je pozadina istraživanja u kojoj je objašnjen značaj recikliranja otpadnog betona i primene recikliranog agregata sa stanovišta održivog razvoja. Definisani su predmet i ciljevi istraživanja, a prikazana je i struktura teze. Dat je pregled osnovnih termina koji se koriste u ovoj oblasti i skraćenice koje su uvedene radi lakšeg praćenja teksta. Druga glava sadrži pregled dosadašnjih istraživanja iz domaće i svetske literature. Prikazana su osnovna svojstva RAC betona u smislu poređenja sa uporednim NAC i definisane oblasti očekivanih rezultata za pojedina svojstva RAC u funkciji procenta zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim. Dat je pregled dosadašnjih istraživanja na polju ponašanja RAC elemenata konstrukcija ispitivanih do loma, prvenstveno grednih nosača, ali i ostalih poput stubova, ramova i prefabrikovanih elemenata. Prezentovana je tehnička regulativa (propisi, standardi, preporuke itd.) koja se odnosi na klasifikaciju recikliranog agregata i zahteve koje mora da ispuni kako bi se primenio u konstrukcijskim betonima. Treća glava je centralno poglavlje koje se odnosi na sopstvena eksperimentalna istraživanja. Ispitivanja su sprovedena na tri nivoa- ispitivanje agregata, betona spravljenog sa tim agregatom i ispitivanje greda od betona na bazi recikliranog agregata. Rezultati ispitivanja agregata upoređeni su sa zahtevima standarda koji se odnose na prirodni agregat koji se upotrebljava za spravljanje betona. Da bi bila sastavljena receptura betona za izradu greda, sprovedena su probna ispitivanja fizičko- Uvod 8 mehaničkih svojstava NAC, RAC50 i RAC100 betona sa po 3 različita efektivna vodocementna faktora. Za svaki od betona uspostavljena je zavisnost između čvrstoće pri pritisku i recipročne vrednosti vodocementnog faktora. Time je omogućeno sastavljanje receptura za betone iste (slične) čvrstoće pri pritisku. Opisani su eksperimenti sprovedeni na serijama greda od betona sa različitim sadržajem RCA koje su armirane različitom količinom podužne i poprečne armature. U zavisnosti od izabranog načina armiranja, projektovan je lom usled savijanja ili usled smicanja. Prezentovani su rezultati ispitivanja ponašanja u fazi eksploatacije u fazi loma i data objašnjenja uočenih pojava. Određena je granična nosivost svih grednih nosača. U četvrtoj glavi analizirani su podaci iz sprovedenih eksperimenata na gredama u smislu poređenja sa proračunskim vrednostima dobijenih na osnovu odredbi savremenih propisa. Ovim je testirana mogućnost primene propisa koji se odnose na NAC elemente konstrukcija na RAC gredne nosače. Takođe, izvršena je analiza sopstvenih i ostalih podataka iz literature u cilju donošenja opštih zaključaka koji se odnose na graničnu nosivost i ponašanje u eksploataciji RAC grednih elemenata konstrukcije. Na kraju svake od pomenutih glava dati su odgovarajući zaključci. Opšti zaključci istraživanja kao i preporuke za buduća istraživanja dati su u glavi 5. Nakon spiska primenjene litarature, u aneksima su dati numerički podaci iz ispitivanja ponašanja greda pri savijanju i pri smicnju. Pregled istraživanja 9 2. Pregled istraživanja 2.1 UVOD Pregled postojeće literature sastoji se iz tri dela. S obzirom na temu teze, osnovni deo čine radovi koji se odnose na eksperimentalno ispitivanje ponašanja elemenata konstrukcija napravljenih od betona sa recikliranim agregatom. Osnovne razlike u ponašanju NAC i RAC greda pod opterećenjem, mogle bi da postoje zbog razlika u izvesnim fizičko-mehaničkim svojstvima betona sa i bez recikliranog agregata. S obzirom na to, prvi deo pregleda literature odnosi se na bazična fizičko-mehanička svojstva betona sa recikliranim agregatom. Treći deo pregleda literature odnosi se na postojeću tehničku regulativu (propise, standarde, pravilnike, preporuke itd.) iz oblasti recikliranog agregata i betona na bazi recikliranog agregata. 2.2 FIZIČKO-MEHANIČKA SVOJSTVA BETONA SA RECIKLIRANIM AGREGATOM 2.2.1. UVOD Predmet analize bila su ona svojstva koja mogu bitno da utiču na ponašanje greda od betona sa recikliranim agregatom pri eksploatacionom opterećenju i lomu. To su čvrstoća betona pri pritisku, čvrstoća pri zatezanju, modul elastičnosti, naponsko- deformacijski dijagram i čvrstoća prianjanja betona i armature. Baza postojećih istraživanja formirana je pretraživanjem web baza ISI Web of Knowledge i SciVerse SCOPUS. 0 5 10 15 20 25 30 35 1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010 2015 Godina B ro j r ad ov a Slika 2. Broj radova koji su obuhvaćeni analizom, po godinama Pregled istraživanja 10 Ovako formirana baza sadrži radove u referentnim časopisima, radove prezentovane na naučnim skupovima, kao i rezultate prikazane u okviru master i doktorskih teza. Ukupan broj radova iz baze koji su korišćeni u ovoj analizi je 201, pri čemu se dominantan broj odnosi se na vremenski period 1998.-2013. godine, slika 2. 2.2.2. ČVRSTOĆA PRI PRITISKU Čvrstoća pri pritisku je možda i najznačajnija mehanička karakteristika betona, svojstvo koje utiče na niz drugih fizičko-mehaničkih svojstava betona i svojstvo na koje se najčešće misli kada se govori o kvalitetu betona. Čvrstoća pri pritisku betona na bazi recikliranog agregata zavisi od velikog broja parametara, a ovde su detaljno analizirani uticaj čvrstoće pri pritisku originalnog betona, kao i uticaj primenjene frakcije i količine recikliranog agregata. Takođe, u cilju istraživanja mogućnosti poboljšanja svojstava RAC betona i eventualne primene u sopstvenim eksperimentalnim istraživanjima, analiziran je uticaj mineralnih dodataka u RAC mešavinama. Uticaj stanja vlažnosti recikliranog agregata prilikom spravljanja betona analiziran je ranije (Ignjatović, 2009) i nije izvedena pouzdana veza sa čvrstoćom pri pritisku. 2.2.2.1 Uticaj kvaliteta originalnog betona Kada se govori o meri kvaliteta originalnog betona najpre se misli na njegovu čvrstoću pri pritisku. Parametar koji definiše odnos čvrstoće RAC i uporednog NAC betona je odnos čvrstoće betona koji se reciklira- originalnog betona i čvstoće koja se projektuje- ciljane čvrstoće. Ukoliko je čvrstoća originalnog betona koji se reciklira veća ili ista od ciljane čvrstoće, tada će čvrstoća betona na bazi recikliranog agregata biti ista ili veća od čvrstoće uporednog NAC betona (Hansen, 1992). Uticaj čvrstoće originalnog betona raste sa snižavanjem efektivnog vodocementnog faktora novog betona, tj. sa povećanjem zahtevane čvrstoće pri pritisku novog betona (Hansen&Narud, 1983; Dosho i ost., 1998), što se vidi iz nagiba pravih linija na dijagramu, slika 3. Rezultati još nekoliko istraživanja idu u prilog prethodnim tvrdnjama da je čvrstoća RAC ista ili veća u odnosu na uporedni NAC ukoliko je ciljana čvrstoća niža od čvrstoće originalnog betona (Tavakoli&Soroushian, 1996; Padmini i ost., 2009). S druge strane, Kerkhof&Siebel (2003) navode da nije bilo razlika u čvrstoćama pri pritisku između RAC100 i uporednog NAC (ωeff=0.55), nezavisno od čvrstoća Pregled istraživanja 11 originalnih betona koje su bile 15 MPa (ω=0.68) u jednom i 45 MPa (ω=0.48) u drugom slučaju. Slika 3. Dijagram čvrstoće pri pritisku RAC100 betona, na 28 dana, u funkciji čvrstoće pri pritisku originalnog betona i vodocementnog faktora (Dosho i ost., 1998) U situacijama iz prakse, kada se reciklirani agregat obezbeđuje iz reciklažnih postrojenja u koje se deponuje, a zatim reciklira betonski otpad različitog porekla i svojstava, čvrstoća pri pritisku originalnog betona ostaje nepoznata veličina. O kvalitetu originalnog (ili originalnih) betona samo posredno se pretpostavlja na osnovu ispitivanja svojstava recikliranog agregata, u prvom redu zapreminske mase, upijanja ili testova drobljivosti. Ipak, direktna veza između fizičko-mehaničkih svojstava recikliranog agregata i čvrstoće pri pritisku originalnog betona nije moguća. Neki rezultati iz literature ukazuju da se od originalnih betona različite čvrstoće dobija reciklirani agregat sličnog upijanja (Hansen&Narud, 1983; Katz, 2003), dok drugi, ukazuju da veće upijanje RCA znači čak i veću čvrstoću originalnog betona (!) (Padmini i ost., 2009). Ovo je moguće, jer na vrednost upijanja RCA ne utiče samo čvrstoća, tj. vodocementni faktor originalnog betona, već njegov kompletan sastav (uključujući količinu uvučenog vazduza i mineralnih dodataka), kompaktnost (zapreminska masa), izloženost atmosferskim uticajima tokom eksploatacije, kao i način recikliranja, tj. vrsta upotrebljene drobilice (npr. udarne ili čeljusne). Zato se upijanje vode recikliranog agregata, uz zapreminsku masu, najčešće koristi kao mera kvaliteta originalnog betona. Opisani uticaj kvaliteta originalnog betona u velikoj meri se može generalizovati i na ostala mehanička svojstva RAC betona – bolji kvalitet originalnog betona u principu znači i veće čvrstoće pri zatezanju, veći modul elastičnosti, manje skupljanje i tečenje itd. Pregled istraživanja 12 2.2.2.2 Uticaj količine i vrste recikliranog agregata Uticaj količine recikliranog agregata (procenat zamene prirodnog) i vrste recikliranog agregata (samo krupan ili samo sitan) analiziran je koristeći numeričke podatke iz formirane baze eksperimentalnih ispitivanja. Ukupno je izdvojeno 50 radova sa 722 podatka. Zajednički podatak za RAC i NAC betone bio je isti efektivni vodocementni faktor, koji se kretao u granicama od 0.24-1.01. Na slici 4 prikazana je zavisnost odnosa čvrstoća pri pritisku RAC i NAC betona u funkciji količine krupnog recikliranog agregata. Prikazani podaci odnose se na betone sa efektivnim vodocementnim faktorom u granicama 0.33-0.68, spravljenih bez dodataka tipa silikatne prašine, letećeg pepela, zgure i sl. koji bi mogli da utiču na čvrstoću pri pritisku. Prikazano je 305 rezultata iz 39 istraživanja. Slika 4. Odnos čvrstoće pri pritisku RAC i NAC betona u funkciji količine krupnog recikliranog agregata U okviru šrafirane oblasti na slici 4 nalazi se više od 95% rezultata. Dakle, van oblasti je maksimalno 5% rezultata pa se ova oblast može nazvati oblast poverenja ili oblast očekivanih vrednosti odnosa čvrstoća pri pritisku RAC i uporednih NAC betona. Time je za svaki procenat zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim definisana minimalna i maksimalna očekivana vrednost odnosa čvrstoće pri pritisku RAC i uporednog NAC betona. Za 50% i 100% krupnog RCA, minimalne ordinate šrafirane oblasti su 80% i 60%. Sa gornje strane, oblast je ograničena vrednošću od 120% za sve procente zamene, tj. bez obzira na količinu krupnog RCA čvrstoća pri pritisku RAC može biti do 20% veća od čvrstoće uporednog NAC. Rasipanje rezultata, za određeni Pregled istraživanja 13 procenat krupnog RCA, uzrokovano je relativno širokim rasponom vrednosti parametara koji definišu kvalitet RCA u analiziranim ispitivanjima, kao što su npr. upijanje (3.2%-9.25%) i zapreminska masa zrna (2310 kg/m3 – 2640 kg/m3). Rezultati statističke analize za svaku količinu krupnog RCA gde ima veći broj rezultata (20%, 30%, 50%, 60% i 100%) ukazuju da standardna devijacija raste sa porastom učešća RCA u mešavini, slika 5. Standardna devijacija ovde je upotrebljena kao mera rasipanja rezultata, čime je pokazano da sa porastom količine krupnog RCA raste uticaj kvaliteta recikliranog agregata. Slika 5. Standardna devijacija odnosa čvrstoće pri pritisku RAC i NAC betona u funkciji količine krupnog recikliranog agregata Ako se kao reprezentativne vrednosti odnosa čvrstoća za gore navedene procente zamene usvoje srednje vrednosti i izvrši linearna regresiona analiza, dobiće se puna linija prikazana na slici 4 i definisana jednačinom: ( ), , 100.9 0.167 %c RAC c NAC S f RCA f æ ö = - ×ç ÷ç ÷ è ø (1) Ona, dakle, predstavlja prosečnu zavisnost čvrstoća pri pritisku RAC (fc,RAC) i uporednog NAC betona (fc,NAC) u funkciji količine krupnog recikliranog agregata – RCA(%). Za 50% i 100% krupnog RCA, ordinate iznose 92.55% i 84.2%. Relativno visoka vrednost koeficijenta determinacije (R2=0.912) ukazuje na dobru aproksimaciju srednjih vrednosti datom linijom, sa relativno malom standardnom devijacijom. Ukoliko je, pak, potreban odnos čvrstoća pri pritisku kao računski podatak (npr. prilikom sastavljanja recepture za beton), treba raditi sa karakterističnim vrednostima odnosa čvrstoća, izraz (2): Pregled istraživanja 14 ( ), , 96.5 0.357 %c RAC c NAC K f RCA f æ ö = - ×ç ÷ç ÷ è ø (2) One su sračunate (sa fraktilom od 5%) pod pretpostavkom normalne raspodele rezultata (odnosa čvrstoća) u okviru svakog od izabranih procenata zamene. Ova pretpostavka (nulta hipoteza) testirana je putem Kolmogorov-Smirnov testa (Kottegoda&Rosso, 2008) i pokazano je da se na pragu značajnosti od 5% ova hipoteza ne može odbaciti, tj. da odnosi čvrstoća pri pritisku RAC i NAC betona prate normalnu raspodelu. Linearnom regresijom karakterističnih vrednosti dobijena je isprekidana linija na slici 4, sa faktorom determinacije od R2=0.952. Ordinate ove linije za 50% i 100% krupnog RCA iznose 78.6% i 60.8%. Dakle, ovom linijom su definisani odnosi čvrstoća RAC i NAC, ispod kojih se može očekivati maksimalno 5% rezultata, za svaki procenat učešća krupnog RCA. Uticaj efektivnog vodocementnog faktora na odnos čvrstoća pri pritisku RAC100 i NAC betona prikazan je na slici 6. Rasipanje rezultata je izuzetno veliko i nije moguće uspostaviti pouzdanu vezu između ovih veličina. Za nekoliko testiranih regresionih krivih.dobijeni su izuzetno niski faktori korelacije. Slično se dobija i za druge procente zamene prirodnog agregata recikliranim. Činjenica da je za jedan izabrani efektivni vodocementni faktor moguće dobiti veoma različite odnose čvrstoća pri pritisku RAC i uporednog NAC, ponovo naglašava značaj kvaliteta primenjenog recikliranog agregata. Slika 6. Uticaj efektivnog vodocementnog faktora na odnos čvrstoće pri pritisku RAC100 i NAC betona Uticaj primene sitne frakcije (0/4 mm) recikliranog agregata u betonskim mešavinama, uz prirodni krupan agregat, može se sagledati na osnovu slike 7 gde su Pregled istraživanja 15 prikazani rezultati eksperimentalnih istraživanja i definisana oblast poverenja. Radi poređenja, donja granica ove oblasti ima isti nagib i iste ordinate kao na slici 4. Slika 7. Odnos čvrstoće pri pritisku RAC i NAC betona u funkciji količine sitnog recikliranog agregata Iako sličnog oblika kao za betone sa samo krupnim RCA, oblast poverenja za betone sa samo sitnim recikliranim agregatom bitno se razlikuje. Prvo, van oblasti je 7 rezultata od ukupno 49 koliko ih je prikazano na dijagramu, dakle oko 15%, što je više od 5% koliko je bilo na slici 4. Praktično svi ti rezultati su sa donje strane definisane oblasti. Očigledno je sa slike 7 da u količini do 50% zamene prirodnog agregata, sitan RCA ima veći negativan efekat, tj. rezultat je veći pad čvrstoće RAC u odnosu na uporedni NAC, nego ako se primeni krupan RCA. Drugo, ne treba zaboraviti da je udeo sitne frakcije u ukupnoj količini agregata na nivou od oko jedne trećine, što znači da se u najboljem slučaju isti pad čvrstoće pri pritisku ostvaruje primenom duplo manje količine RCA, posmatrano u odnosu na ukupnu količinu agregata u mešavini. Treće, sa gornje strane oblast poverenja je ograničena vrednošću od 105%, tj. nezavisno od procenta zamene sitnog prirodnog agregata recikliranim, mogu se očekivati maksimalno do 5% veće čvrstoće pri pritisku RAC betona u odnosu na uporedne NAC. Ipak, treba naglasiti da ograničenost primene betona sa sitnim RCA nije uzrokovana toliko lošim rezultatima čvrstoća pri pritisku, koliko problemima obezbeđivanja potrebne ugradljivosti svežeg betona i sprečavanja pojave izdvajanja vode na površini svežeg betona (engl. bleeding). Pregled istraživanja 16 2.2.2.3 Uticaj primene mineralnih dodataka Kao mineralni dodaci u betonskim mešavinama na bazi recikliranog agregata korišćeni su dominantno silikatna prašina (engl. silica fume, SF) (Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2002, 2012; Gonzalez-Fonteboa&Martinez-Abella, 2008, 2009; Malešev i ost. 2012; Corinaldesi&Moriconi, 2009) i leteći pepeo (engl. fly ash, FA). Procentualno učešće silikatne prašine u navedenim istraživanjima je 8-15% mase cementa, dok je leteći pepeo usvajan u znatno širem opsegu u odnosu na masu cementa. Dominiraju količine zamene cementa letećim pepelom u iznosima od 25% do 35%: 16% (Dillmann, 1998), 25% (Dillmann, 1998; Kou&Poon, 2012; Kou i ost. 2007; Abbas i ost., 2009; Poon i ost., 2007), 30% (Corinaldesi&Moriconi, 2009), 35% (Kou&Poon, 2012; Kou i ost. 2007) i 50% (Malešev i ost. 2012). Na slici 8 prikazan je odnos čvrstoća pri pritisku RAC betona sa 100% krupnog RCA (RAC100) i uporednih NAC betona, sa različitim sadržajem letećeg pepela. Prosečna vrednost odnosa čvrstoća iznosi 81%, što je nešto manje od srednje vrednosti odnosa za betone bez mineralnih dodataka (Slika 4), uz standardnu devijaciju od 10.5%. Slika 8. Odnos čvrstoće pri pritisku RAC100 betona i uporednih NAC betona, spravljenih sa dodatkom letećeg pepela Ni u jednom istraživanju RAC sa dodatkom FA nisu imali istu ili veću čvrtoću pri pritisku u odnosu na uporedni NAC. RAC betoni spravljeni sa većom količinom FA, npr. 50%, mogu imati čvrstoću pri pritisku koja je za preko 40% manja od čvrstoće uporednog RAC bez dodataka FA (Malešev i ost. 2012). Kou i ost. (2011) dobili su da je čvrstoća pri pritisku NAC sa dodatkom 35% FA značajno manja od čvrstoće Pregled istraživanja 17 uporednog NAC bez dodatka. Isti zaključak dobiili su da važi i kod RAC50 i RAC100 betona. Takođe, Berndt (2009) je sa 50% FA dobio skoro 50% manju čvrstoću, poredeći betone sa prirodnim agregatom. Ipak, u literaturi ima i drugačijih zaključaka- Corinaldesi&Moriconi (2009) su dobili da RAC sa 30% dodatka FA ima veću čvrstoću pri pritisku u odnosu na uporedni RAC (isti w/c) bez dodatka FA. Dakle, imajući u vidu da primena letećeg pepela kod klasičnih betona može značajno da smanji čvrstoću pri pritisku, kao i da se odnosi čvrstoća betona sa i bez RCA ne popravljaju upotrebom FA, ne može se preporučiti primena letećeg pepela u konstrukcijskim RAC betonima. Naravno, aktivnost letećeg pepela zavisi od njegove granulacije. Ako se koristi u prirodnom stanju, veličina čestica može da bude znatno krupnija od veličine čestica cementa i aktivnost mu je mala, pa u tom slucaju ima ulogu punioca (filera), a ne veziva. S obzirom da analiziranim istraživanjima nije istaknuta bilo kakva dodatna obrada letećeg pepela kojom bi mu se promenila granulacija (npr. mlevenje), zaključak se odnosi na primenu letećeg pepela u prirodnom stanju. S druge strane, analiza rezultata primene silikatne prašine ukazuje na povoljan efekat koji ovaj mineralni dodatak ima na čvrstoću pri pritisku. Na slici 9 su prikazani odnosi čvrstoća pri pritisku RAC betona (RAC100 i RAC50) i uporednih NAC, sa dodatkom SF. Slika 9. Odnos čvrstoće pri pritisku RAC i uporednih NAC betona, spravljenih sa dodatkom silikatne prašine Pregled istraživanja 18 Srednje vrednosti ovih odnosa iznose 96% i 93% za RAC50 i RAC100 respektivno, što je bolje od odnosa koji su uspostavljeni na osnovu slike 4, kod betona bez dodatka SF. Nekoliko istraživanja upućuju da su čvrstoće RAC50 i RAC100 betona veće ukoliko se kod njih primeni dodatak silikatne prašine (Kou i ost., 2011a; Corinaldesi&Moriconi, 2009; Melešev i ost., 2012). Sličan efekat, tj. povećanje čvrstoće kod RAC betona, proizvodi i dodatak meta kaolina (Kou i ost., 2011a; Melešev i ost., 2012). Njegovom primenom kod RAC betona dobijaju se čvrstoće vrslo slične čvrstoćama uporednih NAC betona bez dodataka. Kontradiktorni rezultati odnose se na primenu zgure iz visokih peći betonima sa RCA. S jedne strane, zamena cementa zgurom u iznosu od 30% do 50% rezultovala je izvesnim povećanjem čvrstoće pri pritisku (Berntd, 2009; Abbas i ost., 2009), uz izražena pucolanska svojstva, tj. značajnim prirastom čvrstoća nakon 28 dana (Ann i ost., 2008). U drugom istraživanju, dodatak 55% zgure RAC50 i RAC100 betonima proizveo je isti pad čvrstoće kao 35% letećeg pepela (Kou i ost., 2011a). Dodatak, tačnije zamena cementa sa 30% crvene granitne prašine (engl. red granite dust) ima isti efekat na NAC i RAC betone- smanjenje čvrstoće pri pritisku za oko 10% (Abukersh&Fairfield, 2011). Postoje istraživanja koja analiziraju uticaj raznih vrsta pepela- municipal solid waste bottom ash (Jurić i ost., 2006), bagasse ash (Somna i ost., 2012), pulverized fuel ash (Ann i ost., 2008). U svima su za betone sa recikliranim agregatom dobijene čvrstoće pri pritisku na 28 dana nešto niže u odnosu na uporedne RAC betone bez takvih dodataka. 2.2.3. ČVRSTOĆA PRI ZATEZANJU Prilikom analize čvrstoće pri pritisku betona sa recikliranim agregatom, iz baze podataka izdvojeni su rezultati ispitanih čvrstoća pri zatezanju cepanjem, koji se odnose samo na betone sa krupnim RCA, ispitanim u starosti od 28 dana i koji su negovani na standardni način. Odnosi čvrstoća pri zatezanju cepanjem RAC i uporednih NAC u funkciji procenta zamene prirodnog krupnog agregata recikliranim prikazani su na slici 10. Ukupno je analizirano 17 radova i prikazano 107 rezultata. Šrafirana oblast na slici 10 predstavlja oblast u kojoj se nalazi najveći broj rezultata – oblast poverenja. Van ove Pregled istraživanja 19 oblasti nalazi se po 5% rezultata sa gornje i donje strane. Ona je pravougaonog oblika, sa ordinatama na 80% i 110%, što znači da se bez obzira na količinu krupnog recikliranog agregata, može očekivati da čvrstoća pri zatezanju cepanjem RAC bude do 20% manja i do 10% veća od čvrstoće uporednog NAC betona. Slika 10. Odnos čvrstoće pri zatezanju cepanjem RAC i uporednih NAC betona u funciji procenta zamene prirodnog krupnog agregata recikliranim U prilog ovom zaključku idu i rezultati još nekih istraživanja iz kojih nisu bili dostupni numerički podaci: Tavakoli&Sosoushian (1996)- čvrstoća RAC ista ili veća u odnosu na NAC; Safiuddin i ost. (2011) – bez značajne promene čvrstoće pri zatezanju cepanjem, Sagoe-Crentsil i ost. (2001) - bez redukcije čvrstoće RAC u odnosu na NAC; Sanchez de Juan& Gutierrez (2004) – redukcija čvrstoće RAC od 2% do 10%. Iz ovoga sledi da čvrstoća pri zatezanju ne zavisi dominantno od količine starog cementnog kamena, već od veze zrna agregata (prirodnog i/ili recikliranog) i novog cementnog kamena, odnosno kvaliteta nove kontaktne zone (engl. interfacial transition zone). Iako relativno uska (oko 40 μm), procenjuje se da ova zona čini čak 20% do 40% ukupne zapremine cementne matrice (Tam&Tam, 2008).. Rezultati iz 7 istraživanja (ukupno 41 numerički podatak) koji se odnose na čvrstoću betona pri zatezanju savijanjem, prikazani su na slici 11.. Primetno je relativno malo rasipanje rezultata. Do 50% zamene prirodnog agregata recikliranim, odnosi čvrstoća pri zatezanju savijanjem RAC i NAC betona nalaze se u granicama od ± 10%. Sa Pregled istraživanja 20 povećanjem količine RCA do 100%, čvrstoća RAC opada za dodatnih 10% u odnosu na NAC. Izvan oblasti ostao je jedan rezultat. U ovako definisanu oblast poverenja uklapaju se i zaključci Grdića i ost. (2010) – do 14% manje čvrstoće za RAC100 i Safiuddin i ost. (2011) – bez značajne promene čvrstoće pri zatezanju savijanjem pri upotrebi 100% krupnog RCA. Slika 11. Odnos čvrstoće pri zatezanju savijanjem RAC i uporednih NAC betona u funciji procenta zamene prirodnog krupnog agregata recikliranim Primena silikatne prašine kao mineralnog dodataka cementu kod RAC i uporednog NAC, rezultovala je odnosima čvrstoća pri zatezanju cepanjem koji se uklapaju u oblast poverenja na slici 10.. Kod betona sa 50% RCA odnos čvrstoća je 88% (González- Fonteboa&Martinez-Abella, 2008), a kod betona sa 100% odnos čvrstoća je 86% (Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2002) i 83% (Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2012). S obzirom da je oblast poverenja relativno široka i pokriva odnose čvrstoća od 30%, efekat dodavanja silikatne prašine testiran je kroz odnos čvrstoća pri zatezanju RAC betona sa i bez dodatka. Kod RAC100, Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002) su dobili povećanje čvrstoće pri zatezanju cepanjem od čak 30%, Kou i ost. (2011) oko 20%, dok u istraživanju Malešev i ost. (2012) nije bilo promene u čvrstoći. Sa dodatkom 15% meta kaolina, zabeleženo je povećanje čvrstoće RAC betona od 10% (Malešev i ost., 2012) i oko 15% (Kou i ost. 2011). Dodavanje letećeg pepela i zgure iz visokih peći imalo je različiti efekat na čvrstoću pri zatezanju u različitim istraživanjima sumarno prikazanim u tabeli 1. Očigledno, poboljšanja čvrstoće pri zatezanju praktično nema, štaviše, u nekim istraživanjima su zabeležena vrlo značajna smanjenja. Pregled istraživanja 21 Tabela 1. Uticaj dodataka FA i BFS na čvrstoću pri zatezanju RAC betona leteći pepeo, FA [%] zgura, BFS [%] Istraživanje Oznaka betona 25 30-35 50 35 50 65-70 Kou, Poon, Chan (2007) RAC20 ≈0 16↓ - - - - RAC50 ≈0 22↓ - - - - RAC100 13↓ 20↓ - - - - Kou, Poon, Argela (2011) RAC50 - ≈10↓ - ≈2↓ ≈0 RAC100 - ≈0 - - - - Malešev i ost. (2012) RAC100 - - 42↓ - - - Tangchirapat i ost. (2010) RAC50 - ≈0 ≈0 - - - RAC100 - ≈0 ≈0 - - - Ann i ost. (2008) RAC100 - ≈4↓ - - - ≈4↓ Berndt (2009) RAC100 - - - - 17↑ 3↓ 2.2.4. MODUL ELASTIČNOSTI Odnos modula elastičnosti betona sa recikliranim agregatom i uporednog NAC betona, u funkciji količine krupnog recikliranog agregata prikazani su na slici 12. Ukupno je analizirano 27 radova sa 167 numeričkih podataka. Oblast poverenja koja uključuje 95% rezultata definisana je ordinatama od 80% i 60% za količinu RCA od 50% i 100% respektivno. Gornja granica oblasti je konstantna na 110%, dakle, bez obzira na procenat zamene maksimalne očekivane vrednosti modula elastičnosti RAC mogu biti do 10% veće od modula uporednog NAC. Statistička analiza upućuje da se rezultati odnosa modula elastičnsti, kao i kod čvrstoće pri pritisku, mogu predstaviti normalnom raspodelom, za procente zamene RCA od 30%, 50% i 100%. U sva tri slučaja zadovoljen je uslov Kolmogovor-Smirnov testa (Kottegoda&Rosso, 2008). Srednje vrednosti za izabrane procente zamene iznose 95%, 93% i 81%, a karakteristične 87%, 81% i 60%, respektivno. Linearnom regresijom srednjih i karakterističnih vrednosti dobijene su linije funkcija srednjih i karakterističnih vrednosti odnosa modula elastičnosti, jednačine (3) i (4). ( ), , 101.6 0.198 %c RAC c NAC S E RCA E æ ö = - ×ç ÷ç ÷ è ø (3) ( ), , 99.78 0.395 %c RAC c NAC K E RCA E æ ö = - ×ç ÷ç ÷ è ø (4) U oba slučaja relativno visoki koeficijenti determinacije ukazuju na relativno male standardne devijacije u odnosu na regresionu liniju. Primenjujući dobijene izraze na Pregled istraživanja 22 procente krupnog RCA od 50% i 100%, dobija se prosečan pad modula elastičnosti od 8.3% i 18.2%, odnosno karakteristične vrednosti odnosa od 80% i 60.3% respektivno.Trend smanjivanja modula elastičnosti RAC sa porastom količine RCA koji se može uočiti na slici 12 direktno je povezan sa količinom starog cementnog kamena u zrnu recikliranog agregata. Cementni kamen u zrnu RCA najčešće ima značajno niži modul elastičnosti u odnosu na zrno prirodnog agregata sa kojim je povezan. Slika 12. Odnos modula elastičnosti RAC i uporednih NAC betona u funciji procenta zamene prirodnog krupnog agregata recikliranim Odnos modula elastičnosti betona sa recikliranim agregatom (različiti procenti krupnog RCA) i uporednog NAC betona u funkciji vodocementnog faktora prikazan je na slici 13. Slika 13. Odnos modula elastičnosti RAC i uporednih NAC betona u funciji efektivnog vodocementnog faktora Pregled istraživanja 23 Ne može se uspostaviti neka očigledna zavisnost ovih veličina, tj. može se reći da, globalno posmatrano, odnos modula elastičnosti RAC i NAC ne zavisi od primenjenog vodocementnog faktora. Na slici 14 prikazana je zavisnost odnosa modula elastičnosti RAC i uporednih NAC u funkciji količine sitnog RCA. Očigledno je da se rezultati dobro uklapaju u oblast poverenja definisanu na isti način kao kod razmatranja uticaja krupnog agregata, slika 12. Dakle, primena sitne frakcije RCA ne dovodi do većeg pada modula elastičnosti nego što je to kod primene krupnog RCA, ali isti efekat, tj. pad ostvaruje se sa značajno manjom količinom RCA u odnosu na ukupnu količinu agregata u mešavini. Slika 14. Odnos modula elastičnosti RAC i uporednih NAC betona u funciji procenta zamene prirodnog sitnog agregata recikliranim Dodatak silikatne prašine u iznosu 8%-10% ne uzrokuje bitnu promenu modula elastičnosti RAC betona – smanjenje od 3%-4% utvrdili su Malešev i ost. (2012) i Gonzalez&Martinez (2008). U radu Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002) može se naći prosečno povećanje modula od 16%, ali RAC sa dodatkom silikatne prašine imao je značajno niži vodocementni faktor od RAC bez dodatka, tako da ovo povećanje modula pre treba pripisati nižem w/c nego efektu dodatka SF. Corinaldesi&Moriconi (2009) su dobili povećanje tangentnog modula elastičnosti za oko 25%. Primena meta kaolina nije dovela do promene modula elastičnosti RAC (Malešev i ost., 2012). Kou i ost. (2007) zaključili su da kod RAC sa istim procentom RCA modul elastičnosti opada sa povećanjem količine letećeg pepela. Smanjenje modula elastičnosti RAC100 od 17%-25% pri primeni FA od 50% prijavili su Malešev i ost. (2012). Pregled istraživanja 24 2.2.5. ČVRSTOĆA PRIANJANJA BETONA I ARMATURE Jedan od osnovnih parametara koji definišu efikasnost armiranog betona kao materijala za izvođenje konstrukcija je sadejstvo između betona i armature, tj. mogućnost prenosa sile iz jednog u drugi materijal. Zato je od suštinske važnosti istražiti funkcionisanje veze armatura-beton u slučaju betona od recikliranog agregata, tj. ispitati čvrstoću (napon) prianjanja RAC i armature (engl. bond stress). Računski podatak koji proističe iz ponašanja ove veze je dužina sidrenja armature u RAC elementima konstrukcije. U zavisnosti od veličine aplicirane sile kojom se “vuče” šipka armature, postoji nekoliko različitih faza interakcije između betona i armaturne šipke (Xiao&Falkner, 2007): · Nema klizanja između šipke i betona, prianjanje je obezbeđeno hemijskom adhezijom, · Narušena hemijska adhezija, početak klizanja armaturne šipke, pojava poprečnih prslina u betonu, · Klizanje između armature i betona se značajno povećava, pojava podužnih prslina u betonu; čvrstoća prianjanja je obezbeđena “interlocking” efektom između armature, poprečnom armaturom utegnutog betona i neoštećenim spoljnim betonskim prstenom, · Dostizanje maksimalne čvrstoće prianjanja nakon čega vrednost značajno opada, klizanje se povećava dok se šipka armature potpuno ne isčupa iz betona. Analiza literature obuhvatila je sledeće radove: Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002), Xiao&Falkner (2007), Reis i ost. (2009), Malešev i ost. (2006), Butler i ost. (2011), Fathifazl (2008), Roos (1998) i Yagishita i ost. (1994). Ispitivanje veze armatura-beton obično se vrši preko testa izvlačenja (engl. pull out) i u pomenutim radovima uglavnom je korišćen RILEM standard (RILEM TC, 1983), osim u radu Xiao&Falkner (2007) koji su koristili Kineski standard za to ispitivanje. U dva istraživanja primenjen je drugačiji test za ispitivanje veze, korišćeni su uzorci koji simuliraju kraj grednog elementa, tzv. beam-end bond test (Butler i ost., 2011; Fathifazl, 2008). Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002) su prema stepenu uticaja na veličinu napona prianjanja, τb, parametre rangirali sledećim redom: vrsta armature (glatka ili rebrasta), Pregled istraživanja 25 sadržaj silikatne prašine u betonskoj mešavini i vrsta betona. Više nego 2.5 puta veći napon dobijen je primenom rebraste armature (fy=410 MPa) u odnosu na glatku armaturu (fy=220 MPa). Dodatak silikatne prašine (10% mase cementa) doneo je povećanje napona za oko 20% bez obzira na vrstu betona (NAC ili RAC). U odnosu na uporedni NAC, RAC sa 100% krupnog RCA imali su za oko 8% manji napon, dok je kod betona sa potpuno recikliranim agregatom zabeležen pad od oko 20%. Uzimajući u obzir i čvrstoću betona pri pritisku, tj. poredeći normalizovanu vrednost napona, τb/√fc’ (gde je fc’ čvrstoća betona pri pritisku), dobija se pad napona kod RAC100 od 23,5% i 6% za glatku i rebrastu armaturu respektivno. Yagishita, Sano, Yamada (1994) analizirali su uticaj nekoliko parametara uključujući vrstu RCA, čvrstoću betona, pravac ugrađivanja betona i debljinu zaštitnog sloja. Razlika u naponu pri lomu proklizavanjem između RAC i NAC betona opada sa povećanjem vodocementnog faktora i za betone sa relativno visokim odnosom w/c (w/c=0,61) praktično nema uticaja RCA, pretpostavlja se zbog boljeg kvaliteta novog cementnog maltera u odnosu na stari cementni malter u zrnu recikliranog agregata. Kod svih betona, napon je za oko 30-50% manji ukoliko se debljina zaštitnog sloja smanji sa 8 cm na 4 cm, ali ovaj zaključak i nema naročiti praktični značaj. Ispitujući vezu armature i različitih betona (NAC, RAC50, RAC100) , Xiao&Falkner (2007) su zaključili da u slučaju primene rebraste armature, uticaj količine krupnog RCA u mešavinama praktično ne postoji. Uzorci od betona RAC50 i RAC100, sa glatkom armaturom, imali su za 12% i 6% respektivno manji napon prianjanja. Ipak, kada se uporede normalizovani naponi, τb/√fc’, RAC50 imali su za 7.4% manji i 4.2% veći, a RAC100 betoni za 5.2% i 12% veći normalizovani napon za glatku i rebrastu armaturu respektivno. Utvrđen je sličan rad veze čelik-beton kod RAC i NAC betona, tj. slična pomeranja (proklizavanja) pri povećanju sile. Reis, Leite, Lima (2009) istakli su značaj prečnika profila armature za funkcionisanje veze sa betonom, analizirajući uzorke od običnog betona i betone sa 25% i 50% sitne frakcije RCA. U slučaju profila Ø10 redukcija napona prianjanja kod RAC betona u odnosu na NAC bila je do 10%, a sa profilom Ø16 redukcija je iznosila do 30%. Normalizacijom napona τb sa čvrstoćom pri pritisku primenjenih betona (NAC, RAC100 i RAC sa kompletno recikliranim agregatom), tj. poređenjem vrednosti τb/fc’, Roos (1998) je zaključio da su granični naponi prianjanja vrlo slični. Ipak, pri nižim Pregled istraživanja 26 nivoima naprezanja, pri istim vrednostima normalizovanog napona, uzorci od obe vrste RAC betona imali su veća proklizavanja u odnosu na uporedni NAC. Malešev i ost. (2006) su zaključili da razlika između najmanje i najveće vrednosti čvrstoće prianjanja kod ispitivanih betona (0, 50, 100% RCA) i armature iznosi oko 10%, nezavisno od vrste armature. Butler, West, Tighe (2011) analizirali su uticaj kvaliteta dve vrste recikliranog agregata na vezu RAC betona i armatrure. U oba slučaja, normalizovani napon τb/√fc’ bio je veći kod NAC u poređenju sa RAC betonom, od 10% do 20%, zavisno od dužine sidrenja šipke i projektovane čvrstoće pri pritisku betona. Sugerisana je dobra korelacija, tačnije linearna zavisnost između drobljivosti agregata i normalizovanog napona prianjanja, koja važi za različite vrste betona (NAC ili RAC) i dužine sidrenja. Pri tome, manja drobljivost agregata znači veći normalizovani napon. Fathifazl (2008) je analizirao uticaj vrste recikliranog agregata, načina projektovanja sastava RAC betona (klasičan postupak ili metoda ekvivalentne zapremine cementnog kamena), vrste betona (NAC i RAC) i prečnika armature (Ø15 i Ø30) na čvrstoću prianjanja betona i armature. Zaključak je da najveći uticaj ima prečnik armature, da manjem prečniku odgovara veća vrednost normalizovanog graničnog napona. U okviru grupe uzoraka sa istim prečnikom armature, sve vrednosti normalizovanog graničnog napona su slične bez obzira na vrstu RCA, vrstu betona ili način projektovanja sastava. Iz prethodnog se može zaključiti da se veza armatura-beton u testovima izvlačenja čeličnog profila iz betonskog uzorka ponaša na sličan način kod NAC i RAC betona. U slučaju glatke armature čvrstoća prianjanja dominantno je uslovljena adhezijom betona i armature, koja, kako je pokazano, opada sa porastom količine recikliranog agregata. U slučaju primene rebraste armature, čvrstoća prianjanja je prvenstveno određena mehaničkim sidrenjem armature u beton (engl. mechanical interlocking, Taylor, 1983) koje ne zavisi bitno od sadržaja RCA u betonu. Dakle, ukoliko je greda napravljena od betona sa krupnim RCA, dužina sidrenja armatre će biti slična kao kod grede od NAC iste čvrstoće pri pritisku. Generalno, zaključak svih istraživanja je da između RAC i NAC betona suštinske razlike u gore pobrojanim fazama interakcije između betona i armature ne postoje. Pregled istraživanja 27 2.2.6. NAPONSKO-DEFORMACIJSKI DIJAGRAM Za proračun i dimenzionisanje, kao i nelinearnu analizu elemenata konstrukcije od RAC betona, neophodno je poznavanje stvarnog naponsko-deformacijskog dijagrama RAC betona. Nažalost, postoji svega nekoliko istraživanja (dostupnih) sa eksperimentalnim podacima i odgovarajućim zaključcima- Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002), Xiao i ost. (2005), Fathifazl (2008), Gonzalez i ost. (2011). Glavni parametri koji definišu oblik naponsko-deformacijskog dijagrama betona su: početni, linearni nagib uzlazne grane dijagrama (modul elastičnosti), nelinearni deo uzlazne grane, dilatacija pri maksimalnom naponu, nagib silazne grane i granična dilatacija (dilatacija pri lomu). U svim pomenutim radovima postoji saglasnost po pitanju uzlaznog dela dijagrama – u poređenju sa NAC, nagib početnog, linarnog dela dijagrama je manji kod RAC betona i opada sa povećanjem količine RCA. To znači da je modul elastičnosti RAC betona manji nego kod NAC i opada sa povećanjem količine RCA, što je u saglasnosti sa nalazima u poglavlju 2.2.4. Kontaktne zone, stara i nova, između zrna prirodnog agregata i starog cementnog kamena i između zrna recikliranog agregata i novog cementnog kamena, najslabije su karike u trofaznom sistemu kakav je RAC beton. U tim zonama dolazi do razvoja prvih mikroprslina sa porastom opterećenja. To znači da sa povećanjem količine RCA raste ukupna količina (zapremina) kontaktne zone, a to znači i veći broj mikroprslina. Na kraju, više mikroprslina znači i veće dilatacije za istu vrednost napona. Takođe, postoji saglasnost da su dilatacije pri maksimalnom naponu veće kod RAC nego kod uporednih NAC i da razlike rastu sa povećanjem količine RCA. Za RAC100 utvrđeno je povećanje te dilatacije za oko 20% u odnosu na uporedne NAC (Xiao i ost., 2005; Gonzalez i ost., 2011). Što se tiče silazne grane naponsko-deformacijskog dijagrama, zaključci su različiti. Xiao i ost. (2005) su utvrdili značajno strmiji nagib silazne grane RAC u odnosu na NAC, a pad raste sa povećanjem količine RCA agregata. Sasvim suprotno, zaključci Gonzalez i ost. (2011) i Fathifazl (2008) ukazuju da sa povećanjem količine RCA opada nagib silazne grane naponsko-deformacijskog dijagrama. U skladu sa prethodnim su i zaključci vezani za vrednosti graničnih dilatacija i duktilnost. Dilatacije pri lomu su veće kod NAC (Xiao i ost., 2005), ili su veće kod RAC (Fathifazl, 2008; Gonzalez i ost., 2011). Manji nagib opadajuće grane i veće razlike u graničnim dilatacijama (u odnosu na NAC) nego u dilatacijama pri maksimalnom naponu kod Pregled istraživanja 28 RAC znače i njegovu veću duktilnost. Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2002) nisu uspeli da izvrše merenja kojim bi se formirao opadajući deo dijagrama. Razlike u obliku silazne grane σ-ε dijagrama u različitim isptivanjima mogu se objasniti i različitim tipovima uređaja koji su korišćeni tom prilikom. Krutost sistema za ispitivanje mora biti dovoljno velika da obezbedi da oslobođena energija iz uređaja kada sila opada (nakon dostizanja maksimalne sile) bude manja od one koju uzorak može da absorbuje (Gettu i ost., 1996). U protivnom, dolazi do naglog loma uzorka i praktično vertikalne opadajuće grane σ-ε dijagrama. 2.2.7. ZAKLJUČAK Na osnovu prethodno iznetih analiza o fizičko-mehaničkim svojstvima betona sa i bez recikliranog agregata, mogu se izvesti sledeći zaključci: · Čvrstoća pri pritisku RAC betona zavisi od čvrstoće pri pritisku originalnog betona - ukoliko je čvrstoća originalnog betona veća ili ista od ciljane čvrstoće novog RAC, tada će čvrstoća betona na bazi recikliranog agregata biti ista ili veća od čvrstoće uporednog NAC betona, · Uticaj kvaliteta originalnog betona opada sa povećanjem efektivnog vodocementnog faktora novog betona, tj. sa snižavanjem zahtevane marke RAC betona - čvrstoća pri pritisku RAC spravljenog sa relativno visokim vodocementnim faktorom (većim od 0.55), praktično ne zavisi od čvrstoće pri pritisku originalnog betona, · RAC betoni sa 100% krupnog recikliranog agregata imaju prosečno za 16%, a RAC sa 50% zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim prosečno za 8% nižu čvrstoću pri pritisku, u odnosu na uporedni NAC, · Karakteristična vrednost odnosa čvrstoća pri pritisku RAC i NAC, sa 5% fraktila, iznose 78.6% i 60.8%, za betone sa 50% i 100% krupnog RCA respektivno, · Maksimalna vrednost odnosa čvrstoća pri pritisku RAC i uporednog NAC betona, bez obzira na procenat zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim, iznosi 120%, tj. gornja, maksimalna očekivana vrednost čvrstoće pri pritisku RAC betona u odnosu na čvrstoću pri pritisku uporednog NAC, veća je do 20% bez obzira na procenat zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim, Pregled istraživanja 29 · Zamena cementa silikatnom prašinom u betonskim mešavinama, u iznosu od 10%, dovodi do povećanja čvrstoće pri pritisku RAC i povećanja prosečnog odnosa čvrstoća RAC i uporednog NAC, · Primena mineralnih dodataka tipa letećeg pepela ili zgure ne doprinosi povećanju čvrstoće pri pritisku RAC betona, · Očekivana vrednost odnosa čvrstoća pri zatezanju cepanjem RAC i uporednog NAC je između 0.8 i 1.1, bez obzira na količinu krupnog recikliranog agregata, tj. očekivana vrednost čvrstoće pri zatezanju cepanjem je do 20% manja i do 10% veća od čvrstoće pri zatezanju cepanjem uporednih NAC, bez obzira na količinu krupnog recikliranog agregata, · U slučajevima zamene prirodnog krupnog agregata recikliranim do 50%, odnosi čvrstoća pri zatezanju savijanjem RAC i NAC betona nalaze se u granicama od ± 10%; sa povećanjem količine RCA do 100%, čvrstoća RAC opada za dodatnih 10% u odnosu na NAC, · RAC betoni sa 100% krupnog recikliranog agregata imaju prosečno za 18.2%, a RAC sa 50% zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim prosečno za 8.3% manji modul elastičnosti, u odnosu na uporedni NAC, · Karakteristična vrednost osnosa modula elastičnosti RAC i NAC, sa 5% fraktila, iznose 80% i 60,3%, za betone sa 50% i 100% krupnog RCA respektivno, · Čvrstoća prianjanja betona sa recikliranim agregatom i armature dominantno zavisi od tipa armature (glatka ili rebrasta), a mnogo manje od tipa i količine recikliranog agregata; dužina sidrenja rebraste armature u RAC100 betonu ista je kao kod NAC betona iste čvrstoće pri pritisku, · U odnosu na uporedni NAC, naponsko-deformacijski dijagram betona sa recikliranim agregatom karakteriše blaži nagib uzlazne grane i do 20% veća dilatacija pri maksimalnom naponu, · Nagib silazne grane naponsko-deformacijskog dijagrama RAC, vrednosti dilatacija pri lomu i duktilnost RAC do sada nisu nedvosmisleno utvrđeni zbog relativno malog broja eksperimentalnih ispitivanja i uticaja merne opreme. Pregled istraživanja 30 2.3 PONAŠANJE ELEMENATA KONSTRUKCIJA NAPRAVLJENIH OD BETONA SA RECIKLIRANIM AGREGATOM 2.3.1. ISPITIVANJA PONAŠANJA ARMIRANOBETONSKIH RAC GREDA NA SAVIJANJE Ispitivanje ponašanja greda izloženih savijanju i smicanju, pri statičkom i dinamičkom opterećenju obavili su Yagishita i ost. (1994). Oni su koristili reciklirani krupni agregat različitog kvaliteta koji je bio uslovljen načinom proizvodnje. Kvalitet primenjenog agregata može se kvantifikovati parom podataka koji označavaju specifičnu zapreminsku masu (u kg/m3) i upijanje (u %) – 2620, 1.29; 2560,2.22; 2490, 3.64 i označiti sa R1, R2 i R3, respektivno. Vodocementni faktori tri betona sa agregatima R1, R2 i R3 i betona bez recikliranog agregata bili su različiti. Čvrstoće pri pritisku betona sa RC agregatom bile su od 3% do 10% manje od čvrstoća uporednog NAC betona, dok su čvrstoće pri zatezanju kod svih betona bile praktično iste. Grede su bile dužine 1.5 m, a dimenzije poprečnog preseka 12/18 cm, armirane sa 2Ø13. Moment savijanja pri pojavi prslina kod grede sa R3 agregatom bio je za oko 20% manji u poređenju sa gredom od običnog betona, dok su druge dve grede sa recikliranim agregatom R1 i R2 imale za 6% manji i 6% veći moment savijanja pri pojavi prsline u odnosu na referentnu gredu. Oblici dijagrama sila-pomeranje kod greda sa i bez RC agregata koje su operećivane i rasterećivane nekoliko puta, bili su praktično isti. Na osnovu dijagrama moment-krivina zaključeno je da je krutost na savijanje grede sa R3 agregatom manja od ostalih. Pri statičkom ispitivanju ponašanja na savijanje, nisu uočene bitne razlike između greda od NAC i RAC100 betona u pogledu stanja prslina pri eksploatacionom opterećenju, niti u vrednostima graničnih nosivosti. Razlika između ovih veličina kod različitih greda nije bilo ni nakon 300000 ciklusa opterećenje- rasterećenje, tj. pri ispitivanju na zamor. Obimno eksperimentalno ispitivanje greda napravljenih od RAC betona, izloženih kratkotrajnom opterećenju, obavljeno je na Hirošima Univerzitetu (Sato i ost. 2007). Serije uzoraka razlikovale su se prema procentu armiranja greda podužnom armaturom – 0.59%, 1.06% i 1.65%, a parametar koji je variran u okviru jedne serije bio je vrsta betona, tj. količina prirodnog agregata zamenjenog recikliranim - beton od prirodnog agregata (NAC), beton sa krupnim recikliranim agregatom (RAC), beton sa kompletno recikliranim agregatom, dakle i krupni i sitni (CFR) i beton sa recikliranim sitnim agregatom (FR). Betoni su spravljeni po principu jednakih efektivnih vodocementnih Pregled istraživanja 31 faktora. Grede su bile raspona 2.2 m, poprečnog preseka 15/20 cm, opterećene koncentrisanim silama u trećinama raspona i ispitivane u različitim starostima, između 41. i 142. dana. Razlika u čvrstoćama pri pritisku između betona sa RC agregatom i NAC betona rasle su sa porastom sadržaja recikliranog agregata u betonu, pri čemu su veće čvrstoće imali NAC betoni. Ugibi greda pri eksploatacionom nivou opterećenja bili su veći kod greda sa recikliranim agregataom u odnosu na uporednu NAC gredu, a kao razlog se navodi manji modul elastičnosti betona sa RC agregatom. Za procenu veličine ugiba greda u eksploataciji, nezavisno od količine RC agregata u betonu, sugerisana je primena Bransonovog izraza (Sato i ost. 2007), dok je za veće nivoe opterećenja ovaj izraz dao niže vrednosti od izmerenih. Ovo je objašnjeno slabijom athezijom čelik-beton kod betona sa recikliranim agregatom. Zaključeno je da količina i vrsta recikliranog agregata nemaju uticaja na srednje rastojanje prslina, dok širina prslina raste sa povećanjem udela RC agregata u mešavini i može biti veća do 30% kod greda od RAC, odnosno do 70% kod greda od CFRC betona. Takođe je zaključeno da između greda od betona sa različitim sadržajem RC agregata nema razlika u duktilnosti, kao meri odnosa ugiba pri lomu i ugiba na granici tečenja. Granični momenti kod svih greda sa istim procentom armiranja i od betona sa jednakim efektivnim vodocementnim faktorom, ne zavise od količine i vrste RC agregata. Granični momenti praktično su isti ukoliko se obezbedi da lom bude duktilan, nastao nakon velikih izduženja armature. Još jedno izuzetno vredno ispitivanje delo je poljskih istraživača (Ajdukiewicz &Kliszczewicz 2007), izvršeno sa ciljem da se utvrdi razlika u ponašanju greda od NAC i RAC betona, spravljenih sa različitim vrstama prirodnog i recikliranog agregata. Serije elemenata za ispitivanje napravljene su od tri vrste betona- sa prirodnim (NAC), krupnim recikliranim (RAC) i kompletno recikliranim agregatom (CFR). Sva tri betona spravljena su sa istim efektivnim vodocementnim faktorom od 0.49 ili 0.36. Takođe, variran je procenat armiranja podužnom armaturom u iznosima od 0.87% i 1.55%, tako da je jedna serija definisana vrstom (količinom) recikliranog, odnosno prirodnog agregata, vodocementnim faktorom i procentom armiranja. Dispozicija eksperimenta je bila ista kao u prethodno pomenutom eksperimentu, sa nešto drugačijim dimenzijama elemenata - raspon 2.4 m, poprečni presek greda b/d= 20/30 cm. Rezultati pokazuju da su nosivosti RAC greda u proseku za oko 2.2% manje od nosivosti grede od NAC betona iz iste serije, dok je nešto veći prosečni pad od 2.9% registrovan kod greda od Pregled istraživanja 32 CFR betona. Vrsta loma za sve tri grede iz jedne serije je ista- grede sa manjim procentom armiranja imale su tipičan duktilan lom usled savijanja sa relativno malim oštećenjem pritisnutog betona, dok su jače armirane grede pokazale krti smičući oblik loma. Prve prsline javljale su se nešto ranije kod RAC greda, ali generalno posmatrano grede iz iste serije imale su veoma slične slike prslina. Ugibi pri eksploatacionom opterećenju su kod betona sa krupnim RC agregatom u proseku za oko 10% veći od ugiba odgovarajuće NAC grede. Negativni uticaj sitne frakcije recikliranog agregata ogledao se kroz prosečno 30% veće ugibe greda od CFR betona u poređenju sa ugibima uporedne NAC grede. Najnovije eksperimentalo istraživanje ponašanja armiranobetonskih greda od recikliranog agregata izloženih savijanju i smicanju, obavljeno je u Kanadi (Fathifazl 2008). Projektni sastav recikliranog betona određen je na osnovu sopstvene metode – izjednačavanjem količine (zapremine) cementnog maltera u betonu sa prirodnim agregatom sa ukupnom količinom starog i novog cementnog maltera u betonu sa recikliranim agregatom (engl. Equivalent Mortar Volume, EMV). Serije elemenata za ispitivanje napravljene su od dve vrste recikliranog i dve vrste prirodnog agregata. Svi analizirani betoni su spravljeni sa prirodnom sitnom frakcijom – peskom, a procentualno učešće krupnog RC agregata u mešavini bio je 63.5% i 74.3%. Sve betonske mešavine imale su isti efektivni vodocementni faktor, ali različitu količinu cementa, a kao rezultat proistekle su različite čvrstoće pri pritisku betona sa i bez RC agregata. Eksperiment savijanja greda obavljen je na gredama slobodno oslonjenim na krajevima, širine poprečnog preseka b=20 cm i visine od 35 do 39 cm. Čist raspon greda između oslonaca bio je 2.2 m, a odnos smičućeg raspona i statičke visine preseka bio je 2.7. Osim vrste betona, parametar u analizi bio je i procenat armiranja zategnutom armaturom- 0.493%, 1.991% i 3.256%. Ispitano je ukupno 12 greda, ali samo su dvema RAC gredama sa srednjim procentom armiranja (1.991%) napravljene uporedne NAC grede. Osnovni zaključak je da ponašanje pri savijanju nije uslovljeno prisustvom recikliranog agregata i da su primećene razlike relativno male i bez praktičnog značaja. Moment savijanja pri pojavi prslina kod greda sa srednjim procentom armiranja, manji je u proseku za oko 25% u odnosu na istu veličinu kod NAC greda. Zabeleženo je nešto manje rastojanje prslina kod RAC u pređenju sa NAC gredama, dok širine prslina nisu merene osim što je vizuelno konstatovano da su sličnih dimenzija. Ugibi greda od Pregled istraživanja 33 betona sa RC agregatom bili su za 1.9% i 11% veći, odnosno 1.9% i 6% manji od ugiba uporednih NAC greda armiranih na isti način. Moment nosivosti RAC greda prosečno je za oko 7% veći u odnosu na granični moment savijanja kod NAC greda. Uporedno ispitivanje ponašanja NAC i RAC greda na savijanje obavili su Santos i ost. (2004). Osim NAC, spravljena su dva RAC betona- jedan sa istim vodocementnim faktorom kao NAC (oznaka RAC-1), a drugi spravljen tako da ima istu meru sleganja kao NAC (oznaka RAC-2). Očekivano, čvrstoća RAC-1 bila je ista, a čvrstoća RAC-2 niža od čvrstoće NAC i to za 15%. Zabeležena je ranija pojava prslina kod RAC greda, ugib RAC-1 i RAC -2 greda pri eksploatacionom opterećenju bio je 10 % i 24%, a granična nosivost 7% i 9% respektivno veći/veća nego kod uporedne NAC grede. 2.3.2. ISPITIVANJA PONAŠANJA ARMIRANOBETONSKIH RAC GREDA NA SMICANJE Eksperimentalno ispitivanje armiranobetonskih greda napravljenih od betona na bazi recikliranih agregata obavljeno je na Univerzitetu u Barseloni u sklopu doktorske disertacije (Etxeberria 2004). Formirane su četiri serije greda sa različitim procentom poprečne armature - bez uzengija, sa minimalnim uzengijama prema španskim propisima (u ovom slučaju, UØ6/17), sa manjim razmakom uzengija (UØ6/13) i sa većim razmakom uzengija (UØ6/24) nego što je definisano minimalnim procentom armiranja. Ukupna dužina slobodno oslonjenih greda bila je 3.05 m, raspona 2.6 m, dimenzija poprečnog preseka b/d= 20/35 cm. Svaku od serija činile su grede sa različitim sadržajem krupnog recikliranog agregata - sa potpuno prirodnim agregatom, sa 25%, 50% i 100% krupnog recikliranog agregata, dok je kod svih betona za sitnu frakciju korišćen prirodni rečni pesak. Čvrstoća pri pritisku kod svih betona bila je slična, oko 40 MPa. Količina i vrsta podužne zategnute armature u svim gredama bila je ista (2,92%), u meri potrebnoj da obezbedi da do loma grede dođe pri smicanju. Utvrđeno je da kod svih RAC greda bez poprečne armature do pojave prslina dolazi pri nižem opterećenju u odnosu na uporednu NAC gredu. Granična nosivost greda od betona sa 50% i 100% RC agregata bez uzengija bila je za oko 12% i 17% respektivno manja od nosivosti uporedne NAC grede, koja je, pak, bila za oko 4% manja od nosivosti grede sa 25% RC agregata. Kod greda sa uzengijama takođe je registrovana ranija pojava prslina kod svih RAC greda u poređenju sa odgovarajućom NAC gredom. Pregled istraživanja 34 Zaključeno je da ugibi i granična nosivost greda sa uzengijama praktično ne zavise od količine recikliranog agregata u betonu. Još jedan opit smicanja na gredama izvršen je u Španiji, na Univerzitetu u La Korunji (Gonzalez&Martinez 2007). Napravljene su četiri serije greda, sa različitim procentima armiranja uzengijama: 0%, 0.117%, 0.166% i 0.217%, odnosno isto kao u prethodno opisanom ispitivanju. Svaku seriju činile su dve grede: jedna od betona na bazi prirodnog agregata i jedna od betona kod koga je 50% prirodnog krupnog agregata zamenjeno recikliranim, dok je kao sitna frakcija korišćen rečni pesak. Receptura oba betona pripremljena je tako da se dobiju betoni sa istom merom sleganja, između 5 i 10 cm, a dobijena čvrstoća pri pritisku svih uzoraka iznosila je oko 40 MPa. Isti program ispitivanja isti autori ponovili su nešto kasnije (Gonzalez&Martinez 2009), ali je u spravljanju obe vrste betona (NAC i RAC) primenjen dodatak silikatne prašine (engl. silica fume). Osnovni zaključak prvog istraživanja bio je da su uočene relativno male razlike po pitanju deformacija i nosivosti između greda sa i bez RC agregata. Šta više, iz rezultata se može uočiti sasvim prilična rezerva, tj. višak nosivosti od 17% do 28% koje pokazuju RAC u odnosu na NAC grede koje imaju poprečnu armaturu, dok je za grede bez uzengija ta razlika samo 2% na strani RAC grede. Sile pri formiranju kose prsline kod svih greda sa uzengijama veće su u proseku za oko 9% kod RAC u odnosu na NAC grede, a jedino je u slučaju greda bez uzengija sila pri formiranju kose prsline veća kod NAC nego kod RAC grede i to za oko 5%. Glavne razlike u ponašanju greda (sa i bez RC agregata) odnose se na pojavu prslina duž podužne armature u gredama sa recikliranim agregatom. Poređenjem merenih nosivosti sa prediktivim vrednostima iz aktuelnih propisa zaključeno je da propisi daju konzervativne vrednosti, te da se isti mogu koristiti i u slučaju RAC greda. Rezultate bliže eksperimentalnim propisi daju u slučaju greda bez poprečne armature. Metodologija određivanja nosivosti na smicanje poznata kao MCFT (engl. Modified Compression Field Theory) dala je rezultate koji se bolje slažu sa eksperimentalnim nego što to čine propisi. Ipak, u slučaju greda bez uzengija, MCFT je dala nekonzervativna rešenja. U slučaju primene silicijumske prašine, granične nosivosti NAC greda bile su veće od nosivosti RAC greda za sve procente armiranja uzengijama. Razlike kod greda sa poprečnom armaturom su 1.8%, 3.4% i 8% i rastu sa porastom procenta armiranja, dok je razlika u nosivosti kod greda Pregled istraživanja 35 bez uzengija čak 16.6%. Povoljni uticaj primenjenog dodatka vidljiv je samo na eliminisanju podužnih prslina u betonu duž zategnute armature. Važan doprinos razumevanju ponašanja greda opterećenih poprečnim silama dao je i rad korejskih istraživača (Han i ost. 2001). Ukupno je testirano 12 greda. Parametri koji su varirani su: odnos smičućeg raspona (a) i statičke visine preseka (h) a/h = 1.5, 2.0, 3.0, 4.0, tip agregata – reciklirani i prirodni, procenat armiranja poprečnom armaturom: 0, 0.089%, 0.244%, 0.507% i 0.823%. Dimenzije poprečnog preseka greda bile su b/d=17/30 cm. Grede bez uzengija armirane su sa 1.11% podužne armature, a grede sa uzengijama (nezavisno od količine uzengija) armirane su sa 2.21% zategnute podužne armature. Rasponi greda bili su od 1.65 m do 3.0 m, u zavisnosti od primenjenog odnosa smičućeg raspona i statičke visine preseka. Napravljene su tri vrste betona – beton sa prirodnim agregatom, beton u kome je 100% prirodnog krupnog agregata zamenjeno recikliranim krupnim agregatom i beton u kome je 100% prirodnog krupnog agregata zamenjeno recikliranim, ali opranim krupnim agregatom. Kao sitna frakcija korišćen je rečni pesak. Čvrstoća pri pritisku svih pomenutih vrsta betona od kojih su napravljene grede bila je oko 36 MPa. Posmatranjem krivih sila-pomeranje za grede sa odnosom a/h=2 i poprečnom armaturom, zaključeno je da NAC grede imaju veću duktilnost od RAC greda, a kao objašnjenje naveden je bolji agregat “interlock“ efekat kod NAC betona. Oblik loma svih greda sa odnosom a/h=2 bez uzengija bio je sličan, tj. nije zavisio od količine RC agregata u betonu. Ipak, uočene su razlike u teksturi betona na mestu prslina. U slučaju RAC greda, površina betona na mestu prslina je bila glatkija kao posledica manje razlike u čvrstoći između agregata i cementnog kamena. Predikcija sile pri pojavi kose prsline data u propisu ACI (ACI, 1999) za odnose a/h=3 ili 4, pokazala se kao konzervativna, dok je suprotan zaključak donet za slučajeve a/h=1.5 ili 2 kod RAC greda bez poprečne armature. Granična nosivost svih greda bez uzengija bila je veća u odnosu na definicije iz ACI-a, s tim da pomenuti propisi nude veću rezervu sigurnosti kod odnosa a/h=1.5 ili 2, dok je za odnose a/h=3 ili 4 razlika između merenih i računskih vrednosti relativno mala. Još jedno istraživanje obavljeno na Hirošima Univerzitetu bavi se elementima konstrukcije od recikliranog agregata, ovoga puta ponašanjem pri smicanju (Sogo i ost. 2004). Ispitano je ukupno 10 armiranobetonskih RAC greda (L=1.8(3.0)m, b/d=15/16(33.5)cm, a/d=3.1), a varirani parametri bili su poreklo i količina (samo Pregled istraživanja 36 krupni ili krupni i sitni) RC agregata, vodocementni faktor, (ne)primena ekspanzivnog aditiva i visina poprečnog preseka. Generalni zaključak je da RAC grede imaju istu sliku prslina i oblik loma kao i uporedne NAC grede. Sila pri kojoj je zabeležena pojava prvih kosih prslina opada sa povećanjem količine recikliranog agregata. Nosivost RAC greda bez uzengija manja je za 10%-20% kada su betoni sadržali samo krupan RC agregat, odnosno 10%-30% kada su spravljeni sa kompletno RC agregatom. Nosivost RAC greda sa uzengijama praktično je ista kao nosivost uporednih NAC greda. Primena ekspanzivnog aditiva rezultovala je povećanjem granične nosivosti od 10% kod svih greda, sa i bez recikliranog agregata. Istu metodologiju projektovanja sastava betona kao kod ispitivanja ponašanja RAC greda na savijanje, primenio je Fathifazl (2008) ispitujući ponašanja RAC greda pri smicanju. Analizirajući efekat odnosa smičućeg raspona i statičke visine preseka i efekat veličine poprečnog preseka, ukupno je ispitano 20 greda, ali su samo za RAC grede sa odnosom a/d=2.59 napravljene i uporedne NAC grede, ukupno 2 para greda. Nisu uočene bitne razlike po pitanju oblika loma, slike prslina i ponašanja pri smicanju između NAC i RAC greda napravljenih od betona po EMV metodi. RAC grede pokazale su ponašanje pri smicanju koje je uobičajeno za NAC grede: povećanje nosivosti sa smanjenjem odnosa a/d,smanjenjem visine poprečnog preseka i povećanjem količine poprečne armature. 2.3.3. OSTALA ISPITIVANJA VEZANA ZA PONAŠANJE KONSTRUKTIVNIH RAC ELEMENATA Ispitivanje stubova od betona na bazi recikliranog agregata pri dejstvu aksijalnog pritiska, obavili su Ajdukiewicz&Kliszczewicz (2007). Svaka serija sastojala se od uzoraka napravljenih od tri vrste betona- NAC, RAC i CFRC, a serije su se razlikovale po vrsti (poreklu) primenjenog agregata. Opterećenje pri pojavi horizontalne prsline kod stubova od RAC i CFRC betona je u proseku 6% i 24% respektivno manje nego kod NAC stubova. Sila pri formiranju prve vertikalne prsline bila je za 3% i 9% manja kod RAC i CFRC stubova respektivno u odnosu na uporedne NAC stubove. Oblici loma, oblik dijagrama sila-pomeranje i granična nosivost uzoraka od RAC i CFRC betona praktično su isti kao kod uporednih NAC stubova. Ovo je takođe i zaključak dva nezavisna eksperimentalna ispitivanja obavljena u Kini (Li 2009). Pregled istraživanja 37 Komparativno ispitivanje nosivosti stubova od čeličnih profila (kružnih i kvadratnih) ispunjenih NAC, RAC25 i RAC50 betonom, obavili su Yang&Han (2006). Dobijene granične nosivosti stubova sa RAC25 betonom bile su od 1.7% do 9.1% manje od nosivosti čeličnih profila ispunjenih NAC betonom istog vodocementnog faktora (0.5). Nosivost RAC50 u odnosu na NAC stubove bila je manja između 1.4% i 13.5% respektivno. Granična nosivost, dakle, opada sa povećanjem procentualnog učešća RC agregata, dok oblici loma kao i krive sila-pomeranje ne zavise od procenta RC agregata. Bassan i ost (2009) ispitivali su mogućnosti proizvodnje konstrukcijskog betona od agregata nastalog recikliranjem prefabrikovanih betonskih elemenata. Zaključili su da primena recikliranog agregata, čije je upijanje vode u granicama od 5-6%, u iznosu do 30% ne utiče bitno na proces proizvodnje ošupljenih prednapregnutih ploča (HCS). Nakon 24 časa, kada se seku kablovi, čvrstoća pri pritisku ovih betona veoma je slična čvrstoći betona sa prirodnim agregatom. Deformacije HCS ploča od RAC betona bile su manje, a granična sila veća nego kod klasičnih HCS ploča. Ispitivanja ponašanja elemenata konstrukcije od betona na bazi recikliranog agregata na dejstvo cikličnog opterećenja sprovedena su u smislu ispitivanja veze stub-greda izložene prinudnim deformacijama (Corinaldesi&Moriconi 2011) i ispitivanja ponašanja ab rama od RAC betona izloženog horizontalnoj sili alternativnog znaka (Xiao i ost. 2006). Corinaldesi&Moriconi su dobili različito ponašanje u čvorovima elemenata od NAC i CFRC betona pod dejstvom prinudnih deformacija koje simuliraju seizmičko opterećenje. U slučaju primene NAC betona, oštećenje je koncentrisano na gredi u blizini veze sa stubom (slika 15 levo). Slika 15. Oštećenja registrovana u čvoru elemenata od NAC (levo) i CFRC (desno) betona (Corinaldesi&Moriconi 2011) Pregled istraživanja 38 Kada je primenjen CFRC, greda je imala kapacitet da izdrži značajne deformacije bez pojave prsline, ali rotacija grede nije mogla da bude “ispraćena” od strane stuba na kome je došlo do odljuskavanja betona, slika 15 desno. Objašnjenje je nađeno u različitim oblicima σ-ε dijagrama primenjenih betona, gde je CFRC pokazao manji modul elastičnosti (oko 35%), ali i značajno veću duktilnost u odnosu na uporedni NAC. Xiao i ost. (2006) su ispitivali četiri jednospratna armiranobetonska rama u razmeri 1:2, od betona koji su sadržali 0%, 30%, 50% ili 100% RC agregata. Neuobičajeno, razmatrani betoni imali su različite ukupne i efektivne vodocementne faktore, kao i količine cementa. Praktično jedino zajedničko bila je količina slobodne vode. Na osnovu eksperimentalnih podataka o karakterističnim parovima izmerenih sila i pomeranja formirani su dijagrami sila-pomeranje za ramove od NAC i različitih RAC betona, slika 16. 0 20 40 60 80 100 0 10 20 30 40 50 60 70 d [mm] O pt er eć en je [k N ] NAC NAC30 NAC50 NAC100 Slika 16. Dijagrami sila-pomeranje za ramove od NAC i različitih RAC betona (Xiao i ost. 2006) Kod svih ramova, formiranje prve prsline zabeleženo je pri gotovo istom opterećenju, svi su imali sličnu duktilnost i gotovo isti oblik loma – prvo je došlo do plastifikacije krajeva grede, a zatim plastifikacije preseka stuba na kontaktu sa temeljem. Granična nosivost ramova od RAC betona bila je u proseku za oko 7.5% manja nego kod uporednog NAC rama. Na osnovu formiranih histerezisnih krivih i iz njih sračunatih disipacija energija, zaključeno je da nema bitnih razlika između ponašanja ramova od NAC i različitih RAC betona. Iz prethodno navedenih podataka može se zaključiti da je seizmičko ponašanje ramova od RAC betona slično ponašanju ramova od NAC betona, nezavisno od količine krupnog recikliranog agregata u njima. Pregled istraživanja 39 2.3.4. ZAKLJUČAK Na osnovu iznetog pregleda radova koji se odnose na ponašanje armiranobetonskih RAC elemenata konstrukcije, u prvom redu greda opterećenih na savijanje i smicanje, prikaza mehanizama i modela prihvatanja takvog opterećenja i uvida u trenutno stanje propisa u delu koji se odnosi na proračun nosivosti greda od klasičnog betona, mogu se doneti sledeći zaključci: · Istraživanja koja se odnose na ponašanje RAC greda pri savijanju i smicanju ima relativno malo, a još manje u obliku da se rezultati mogu preuzeti i dalje analizirati; potrebno je proširiti aktuelnu bazu eksperimentalnih podataka koji se odnose na ponašanje RAC greda, · Istraživanja koja se odnose na uporednu analizu ponašanja RAC i NAC greda pri savijanju i smicanju, bazirana su na različitim definicijama uporednih betona (betoni iste čvrstoće pri pritisku ili zatezanju, betoni istog vodocementnog faktora, iste zapremine cementnog maltera) što kompromituje donošenje opštih zaključaka o sličnostima i razlikama RAC i NAC greda opterećenih poprečnim silama, · Pri eksploatacionom kratkotrajnom opterećenju, širina prslina ista je ili veća kod greda od betona sa recikliranim agregatom u odnosu na uporedne grede od betona sa prirodnim agregatom, · Sama slika prslina u smislu mesta formiranja prslina i njihovog razmaka ne zavisi značajno od vrste agregata, mada je uočeno formiranje nešto većeg broja prslina kod greda od betona na bazi recikliranog agregata, · Ugibi greda pod kratkotrajnim opterećenjem do 25% su veći kod RAC greda u odnosu na uporene NAC grede; osnovno tumačenje je da su razlike posledica nižeg modula elastičnosti RAC betona, · Granične nosivosti na savijanje greda od betona sa recikliranim agregatom za nekoliko procenata se razlikuju od graničnih nosivosti uporednih greda od betona na bazi prirodnog agregata, nezavisno od procenta zamene prirodnog agregata recikliranim, · Od pretpostavki proračunskog modela sa savijanje NAC greda, u slučaju primene na RAC grede, može se postaviti pitanje opravdanosti Bernulijeve Pregled istraživanja 40 hipoteze o ravnim presecima kao i oblika radnog naponsko-deformacijskog dijagrama RAC betona, · Kod RAC greda bez poprečne armature, do formiranja kose prsline dolazi pri nižem opterećenju nego kod uporedne NAC grede; razlike u sili pri formiranju prslina rastu sa porastom količine RC agregata, · Granična nosivost na smicanje RAC greda bez poprečne armature, manja je do 20% od nosivosti uporednih NAC greda, · Granična nosivost na smicanje RAC greda sa poprečnom armaturom većom od minimalne, neznatno se razlikuje od nosivosti uporedne NAC grede, · Potrebno je ispitati mogućnost primene postojećih modela za proračun nosivosti na smicanje RAC greda, kao i doprinosa pojedinih mehanizama u prenošenju sile smicanja u slučaju RAC greda. 2.4 TEHNIČKA REGULATIVA 2.4.1. UVOD Tehnička regulativa u koju spadaju pravilnici, standardi, tehnička uputstva ili preporuke relevantnih institucija, a koja se generalno odnosi na upotrebu agregata od recikliranog betona, nalazi se na različitim nivoima izgrađenosti gledano po raznim zemljama i oblastima koje pokriva. Najveći broj dokumenata odnosi se na klasifikaciju recikliranog agregata u smislu porekla, tj. materijala od koga potiče i uslova kvaliteta koje mora da ispuni taj agregat za dalju, različitu primenu. Značajno manji broj tehničke regulative odnosi se na konstrukcijske betone od recikliranog agregata, ograničenja u primeni recikliranog agregata u betonima, na fizičko-mehanička svojstva takvih betona, relacije između tih svojstava i relacije sa svojstvima betona od prirodnog agregata. Konačno, tek jedan poznati propis (Kineski- DG/TJ07-008; Li, 2008) o elementima konstrukcija od recikliranog agregata, njihovom proračunu granične nosivosti, ukazuje na relativno loše stanje tehničke regulative u ovoj oblasti. U ovom poglavlju biće prezentovani tehnički uslovi koji se mogu naći u literaturi, a koji se odnose na reciklirani agregat i na konstrukcijske betone od recikliranog agregata. Pregled istraživanja 41 2.4.2. VELIKA BRITANIJA Agregati koji se primenjuju za spravljanje betona definisani su u standardu BS EN 12620 (2002). U njemu se navodi da je moguća primena recikliranog agregata u betonima, ukoliko takav agregat ispunjava sve zahteve pomenutog standarda za prirodne agregate. 2006. godine objavljen je standard BS 8500-2 (2006) koji detaljnije definiše kvalitet krupnog recikliranog agregata koji je moguće primeniti u betonu, tabela 2. Tabela 2. Zahtevi za kvalitet krupnog RCA i RA u betonu prema BS 8500-2 (2006) Maksimalni sadržaj primesa (u masenim procentima) Tip agregata opeke sitne čestice (d≤ 0.063 mm) laki materijali B) asfalt ostale strane materije sulfata (SO3) RCAA),C) 5 5 0.5 5 1 1 RA 100 3 1 10 1 D) A) Kada se materijal dobija recikliranjem betona poznatog sastava koji nije korišćen (npr. višak prefabrikovanih elemenata ili neiskorišćeni svež beton) i koji nije zagađen tokom skladištenja i obrade, zahtevi koji treba da se ispune odnose se na granulometrijsi sastav i sadržaj sitnih čestica B) Materijali sa zapreminskom masom manjom od 1000 kg/m3 C) Odredbe za RCA mogu da se primene i na mešavinu prirodnog i recikliranog krupnog agregata D) Odgovarajuće granične vrednosti i procedure ispitivanja treba da budu određene od slučaja do slučaja Tabela 3. Ograničenja u primeni betona koji sadrži krupan reciklirani agregat prema BS 8500-2 (2006) Tip agregata Maksimalna klasa čvrstoće A) Klase izloženosti B) RCAA) C40/50 X0,XC1,XC2,XC3,XC4,XF1 A) Ako je materijal dobijen recikliranjem betona poznatog sastava koji nije korišćen i koji nije zagađen tokom skladištenja i obrade, može se projektovati bilo koja klasa čvrstoće B) Krupan RCA agregat može se koristiti i za betone u drugim klasama izloženosti ukoliko se dokaže da je predmetni beton odgovarajući za razmatrane uslove sredine (npr. otpornost na cikluse smrzavanja i odmrzavanja ili otpornost na dejstvo sulfata) Isti standard definiše još neka ograničenja koja se odonse na krupni reciklirani agregat. U tabeli 3 definisana je maksimalna klasa čvrstoće, kao i dozvoljene klase izloženosti betona koji sadrži krupni RCA. Konačno, jedna od odredbi standarda BS 8500-2 (2006) ograničava sadržaj krupnog agregata od recikliranog betona i krupnog recikliranog agregata na 20% kod betona klasa čvrstoće od C20/25 do C40/50 (nazivi klasa čvrstoća dati su prema definiciji Evrokoda 2 (Eurocode 2, 2004)). 2.4.3. PREPORUKE RILEM-a Međunarodno udruženje laboratorija za ispitivanje materijala i konstrukcija (RILEM) je 1994. godine objavilo specifikacije vezane za reciklirane agregate u betonu (RILEM Recommendation, 1994). Reciklirani agregat klasifikovan je u sledeće kategorije: Tip I: agregat koji potiče uglavnom od zidarskog otpada Pregled istraživanja 42 Tip II: agregat koji potiče uglavnom od betonskog otpada Tip III: agregat koji se uglavnom sastoji od mešavine recikliranog agregata (max 20%) i prirodnog agregata (obavezni min 80%). U okviru recikliranog dela agregata, max 10% može biti reciklirani agregat tipa I. Za klasifikaciju recikliranog agregata u kategoriju “Tip I“ ili “Tip II“, obično je dovoljan vizuelni pregled. U slučaju nedoumica, klasifikacija se vrši za osnovu zapreminskih masa i drugih ograničavajućih faktora, tabela 4. Tabela 4. Obavezni zahtevi kvaliteta recikliranog agregata za pojedine tipove prema RILEM Recommendation (1994) Obavezni zahtevi Tip I Tip II Tip III Minimalna zapremina zrna agregata u suvom stanju (kg/m3) 1500 2000 2400 Maks. % agregata sa zapreminskom masom u ZPS stanju <2200 kg/m3 - 10 10 Maks. % agregata sa zapreminskom masom u ZPS stanju <1800 kg/m3 10 1 1 Maks % agregata sa zapreminskom masom u ZPS stanju <1000 kg/m3 1 0.5 0.5 Maks. % sadržaja stranih materija (metala, stakla, asfalta...) 5 1 1 Max sadržaj metala (% m/m) 1 1 1 Max sadržaj organskih materija (% m/m) 1 0.5 0.5 Max sadržaj sitnih čestica manjih od 0.063 mm (% m/m) 3 2 2 Max sadržaj peska (<4 mm) (% m/m) 5 5 5 Max sadržaj sulfata (% m/m) 1 1 1 Reciklirani agregat ne sme sadržati bilo kakve materije ili supstance koje usporavaju vezivanje betona za više od 15% u poređenju sa vezivanjem betona identičnog sastava sa prirodnim agregatom, ili koje su štetne za beton po bilo kom osnovu. Maksimalno dozvoljene klase čvrstoće date su u tabeli 5. Reciklirani agregat koji zadovoljava prethodno iznete zahteve, može se koristiti u nearmiranim i armiranim betonima, ako se obezbedi da ti betoni zadovoljavaju sve ostale zahteve trajnosti koje propisuje RILEM ili CEN regulativa. Naglašeno je da primena sitnog recikliranog agregata u betonu nije dozvoljena, što se moglo zaključiti iz ograničenja sadržaja frakcija sitnijih od 4 mm na 5%, tabela 4. Ukoliko je beton spravljen sa gore definisanim tipom recikliranog agregata i zadovoljena je neka od klasa betona (prema nomenklaturi Evrokoda 2 (2004)), izvesna mehanička svojstva mogu se sračunati prema odredbama Pregled istraživanja 43 Evrokoda 2 (2004) za beton sa prirodnim agregatom, množeći dobijene vrednosti korekcionim koeficijentima, tabela 6. Tabela 5. Maksimalno dozvoljene klase čvrstoće za određene tipove recikliranog agregata prema RILEM Recommendation (1994) Tip I Tip II Tip III Klasa betona C16/20 C50/60 Bez ograničenja Tabela 6. Koeficijenti kojima se množi svojstvo RAC sračunato prema EC2 (RILEM Recommendation, 1994) Korekcioni koeficijenti Proračun prema EC2 Tip I Tip II Tip III Čvrstoća pri zatezanju 1 1 1 Modul elastičnosti 0.65 0.8 1 Koeficijent tečenja 1 1 1 Sv oj st vo Skupljanje 2 1.5 1 2.4.4. JAPAN Reciklirani agregat za beton je klasifikovan u tri kategorije prema svojim fizičkim karakteristikama: agregat visokog kvaliteta, Klasa H (engl. Class-H), srednjeg kvaliteta, Klasa M (engl. Class-M) i niskog kvaliteta (engl. Class-L), tabela 7. Tabela 7. Fizičke karakteristike recikliranog agregata prema Noguchi (2010) Klasa - H Klasa - M Klasa - L krupan sitan krupan sitan krupan sitan Zapreminska masa u suvom stanju [kg/m3] ≥2500 ≥2500 ≥2300 ≥2200 - - Absorpcija vode [%] ≤3 ≤3.5 ≤5 ≤7 ≤7 ≤13 Masa materijala koji prolazi kroz sito 0.075 mm [%] ≤1 ≤7 ≤1.5 ≤7 ≤2 ≤10 Agregat Klase H može se primeniti u betonima maksimalne nominalne čvrstoće 45 MPa za bilo koji element konstrukcije. Agregat koji spada u Klasu M ne bi trebalo da se primenjuje kod elemenata konstrukcije izloženih ciklusima smrzavanja i odmrzavanja. Oblast primene ovih betona su šipovi, elementi konstrukcija koji su u zemlji ili beton za ispunu čeličnih profila u okviru spregnutih stubova. Agregat najniže Klase L može se primeniti za nekonstruktivne betone- betone tampon slojeva ili betone za izravnavanje površina. S obzirom da najširu primenu u konstrukcijskim betonima ima agregat Klase H, u daljem će biti izloženi delovi standarda JIS A 5021 (2005) koji se odnosi na ovu vrstu recikliranog agregata. Reciklirani agregat klase H može biti i krupan (d≥5 mm) i Pregled istraživanja 44 sitan (d≤5 mm). Krupan reciklirani agregat razvrstan je na nekoliko vrsta u zavisnosti od veličina zrna (tabela 8) i za svaku od vrsta definisan je granulometrijski sastav, tabela 9. Tabela 8. Klasifikacija i oznake krupnog i sitnog recikliranog agregata Klase H prema JIS A 5021 (2005) Tip recikliranog agregata Veličina zrna agregata [mm] Oznaka H2505 25 do 5 RHG2505 H2005 20 do 5 RHG2005 H1505 15 do 5 RHG1505 H4020 40 do 20 RHG4020 H2515 25 do 15 RHG2515 Krupan RCA H2015 20 do 15 RHG2015 Sitan RCA 5 ili manje RHS Tabela 9. – Granulometrijski sastav recikliranog agregata Klase H prema JIS A 5021 (2005) Maseni prolazi kroz odgovarajuće sito [%] Nominalni naziv sita [mm] Tip recikliranog agregata 50 40 25 20 15 10 5 2.5 1.2 0.6 0.3 0.15 H2505 - 100 95-100 - 30- 70 - 0- 10 0-5 - - - - H2005 - - 100 90-100 - 20- 55 0- 10 0-5 - - - - H1505 - - - 100 90-100 40- 70 0- 15 0-5 - - - - H4020 100 90-100 20- 55 0- 15 - 0-5 - - - - - - H2515 - 100 95-100 - 0- 10 0-5 - - - - - - K ru pa n R C A H2015 - - 100 90-100 - 0- 10 0-5 - - - - - Osim ograničenja fizičkih karakteristika prikazanih u tabeli 7, reciklirani agregat Klase H mora da zadovolji zahtev standarda koji se odnosi na prisustvo nečistoća, tabela 10. Tabela 10. – Dozvoljeni sadržaj nečistoća recikliranog agregata Klase H prema JIS A 5021 (2005) Klasifikacija Sadržaj nečistoća Gornja granica [%] A Pločice, cigle, asfalt beton 2 B Komadi stakla 0.5 C Gips i komadi gipsanih tabli 0.1 D Ostale neorganske materije 0.5 E Komadi plastike 0.5 F Komadi drveta, papira 0.1 Ukupna količina nečistoća 3 Pregled istraživanja 45 Takođe, reciklirani agregat Klase H treba da bude neškodljiv sa stanovišta alkalno- agregatne reakcije, da sadrži hloride u iznosu manjem od 0,04% i da ima zrna odgovarajućeg oblika. Za svaku od navedenih karakteristika, JIS A 5021 (2005) definiše odgovarajuću proceduru ispitivanja. 2.4.5. HONG KONG Upotreba recikliranog agregata bila je zabranjena u Hong Kongu do 2001 godine, osim kao materijala za nasipe kod melioracija i umesto zemljane ispune (Poon i ost., 2003). Tada je izvršena revizija Opštih specifikacija za građevinske poslove (engl. General Specifications for Civil Engineering Works, GSCE), čime je omogućeno korišćenje recikliranog agregata u zemljanim radovima, drenažama i poslovima u priobalju. 2002. godine dozvoljena je primena RCA agregata u proizvodnji betona i kao posteljice puteva. Specificarana je receptura za RAC beton sa 20% i 100% krupnog RCA. Zahtevi po pitanju kvaliteta RCA definisani su u tabeli 11. Kao poseban zahtev, navodi se da reciklirani agregat bude vlažan prilikom spravljanja betona. Primena RAC betona ograničena je na nekonstruktivne elemente (RAC100) ili određene konstruktivne elemente (RAC20). Izričito je zabranjeno korišćenje RAC za rezervoare tečnosti, prednapregute konstrukcije, transfer konstrukcije. Jedno od ograničenja iz tabele 11 odnosi se na maksimalni sadržaj peska, tj. agregata čije je zrno sitnije od 4 mm, što ukazuje da je u Hong Kongu dozvoljena primena samo krupnog agregata od recikliranog betona. Tabela 11. – Obavezni zahtevi kvaliteta recikliranog agregata koji se primenjuje u betonu prema GSCE (Poon i ost., 2003) Obavezni zahtevi Granice Minimalna zapreminska masa suvih zrna agregata 2000 [kg/m3] Maksimalno upijanje vode 10% Maksimalni sadržaj drveta i ostalih materijala lakših od vode 0.50% Maksimalni sadržaj drugih materijala (metala, plastike, glinenih grudvica, asfalta, katrana itd.) 1% Maksimalni sadržaj sitnih čestica 4% Maksimalni sadržaj peska (<4 mm) [%m/m] 5% Maksimalni sadržaj sulfata [%m/m] 1% Flakiness index 40% Drobljivost (10% fines test) 100kN Granulometrija Tabela 2, BS EN 12620:2002 Maksimalni sadržaj hlorida 0.05% mase hloridnih jona Pregled istraživanja 46 2.4.6. NEMAČKA Prema odredbi standarda za reciklirane agregate DIN 4226-100 (2002), reciklirani agregat se deli po tipovima u zavisnosti od sastava, tj. od kog materijala potiče, tabela 12. Tabela 12. Tipovi recikliranog agregata prema DIN 4226-100 (2002) Oznaka recikliranog agregata Originalni materijal koji se recikoira Tip 1 Betonski otpad Tip 2 Otpad nakon rušenja objekta Tip 3 Opekarski otpad Tip 4 Mešoviti otpad Svaki od četiri tipa agregata iz tabele 12, treba da zadovolji uslove sastava (tabela 13) i fizičkih karakteristika (tabela 14). Što se tiče hemijskog sastava, standard zahteva da sadržaj hlorida ne bude veći od 0.04 %m/m za agregate tipa 1,2,3, tj. 0.15 %m/m za agregat tipa 4. Svi ostali zahtevi standarda koji se odnose na granulometriju, oblik zrna, sadržaj sitnih čestica i otpornosti agregata na različita dejstva, isti su kao za prirodne agregate. Tabela 13. Sastav recikliranog agregata pa tipovima prema DIN 4226-100 (2002) Maksimalni ili minimalni sadržaj u % mase, za tip agregata Sastojak u agregatu Tip 1 Tip 2 Tip 3 Tip 4 Beton i agregat saglasan sa DIN 4226-1 ≥ 90 ≥ 70 ≤20 Klinker, puna opeka ≥ 80 Krečni peščar ≤10 ≤30 ≤5 ≥80 Ostali mineralni materijali1 ≤2 ≤3 ≤5 Asfalt ≤1 ≤1 ≤1 ≤20 Strane materije2 ≤0.2 ≤0.5 ≤0.5 ≤1 1) šuplja opeka, laki betoni, gips, malter, porozni betoni 2) staklo, keramika, gips, guma, plastika, drvo, papir itd. Tabela 14. Fizička svojstva recikliranog agregata pa tipovima prema DIN 4226-100 (2002) Maksimalni ili minimalni sadržaj u % mase, za tip agregata Karakteristika Tip 1 Tip 2 Tip 3 Tip 4 Minimalna zapreminska masa [kg/m3] 2000 1800 1500 Maksimalna odstupanja od deklarisane prosečne zapreminske mase [kg/m3] ±150 Nije definisano Maksimalno upijanje vode (nakon 10 min) [%] 10 15 20 Nije definisano Pregled istraživanja 47 Nemački komitet za armirani beton (DafStb) objavio je 1998. godine tehničko uputstvo za primenu recikliranih agregata u betonima (DafStb, 1998). Tabela 15. Maksimalni procenti zamene prirodnog agregata recikliranim, prema DafStb (1998) Oblast primene* Udeo krupnog (d≥2mm) RCA** Klasa izloženosti Dejstvo Sredina Tip 1 Tip 2 XC1 Karbonizacija X0 Bez agresivnog dejstva suva XC1 do XC4 Karbonizacija suva do vlažna ≤ 45 ≤ 35 XF1 i XF3 Smrzavanje i odmrzavanje, bez soli srednja i visoka zasićenost vodom ≤ 35 ≤ 25 XA1 Hemijsko dejstvo blago korozivna ≤ 25 ≤ 25 * klase izloženosti su date prema Evrokodu 2 ** zapreminski procenti, u odnosu na količinu krupnog agregata U njemu se navode maksimalno dozvoljena učešća recikliranog agregata u okviru betonske mešavine u odnosu na klasu izloženosti betona koji se projektuje, tabela 15. Svojstva betona na bazi recikliranog agregata se mogu sračunati na osnovu izraza koje definiše DIN 1045-1 (2001), tabela 16. U tim izrazima kao parametri se pojavljuju: čvrstoća pri pritisku (fcm), čvrstoća pri zatezanju (fctm), zapreminska masu svežeg betona (ρ), zapreminski procenat učešća agregata od drobljene opeke (Az). Tabela 16. Analitički izrazi za mehanička svojstva betona sa recikliranim agregatom, prema DIN 1045-1 (2001) Svojstvo betona Analitički izraz Srednja vrednost čvrstoće pri zatezanju 3 2/30.29 2400ctm cm f f ræ ö= × ×ç ÷ è ø Karakteristična vrednost čvrstoće pri zatezanju, fraktil 5% ,0.05 0.6ctk ctmf f= × Karakteristična vrednost čvrstoće pri zatezanju, fraktil 95% ,0.95 1.4ctk ctmf f= × Modul elastičnosti 2 1/39100 1 2400 500 z cm cm AE f r æ öæ ö= × × × -ç ÷ ç ÷ è ø è ø 2.4.7. KINA Kineski tehnički propis za primenu betona na bazi recikliranog agregata (engl. Technical Code for Application of Recycled Aggregate Concrete) DG/TJ07-008, dozvoljava primenu samo krupnog (d>5 mm) recikliranog agregata u betonu (Li, 2008). Nije poznato da li pomenuti propis ograničava količinu recikliranog agregata u betonskoj Pregled istraživanja 48 mešavini. Linija prosejavanja krupnog RCA mora da bude u okviru granica koje nacionalni standard (JGJ 52-2006) definiše za prirodni agregat (Li, 2008). U zavisnosti od zapreminske mase u vodom zasićenom površinski suvom stanju (ZPS stanje), upijanja i sadržaja opeke, standard definiše dva tipa recikliranog agregata, tabela 17. Tabela 17. Tipovi ARB agregata prema kineskom propisu (Li, 2008) RCA Karakteristika Tip 1 Tip 2 Zapreminska masa u ZPS stanju [kg/m3] ≥ 2400 ≥ 2200 Absorpcija [%] ≤ 7 ≤ 10 Sadržaj opeke [%] ≤ 5 ≤ 10 Za konstruktivne betone se primenjuje samo RCA označen sa Tip 1, a zahtevi nacionalnog standarda po pitanju fizičkih i hemijskih svojstava RCA prikazani su u tabeli 18. Pomenuti propis DG/TJ07-008 (Li, 2008) daje analitičke veze između karakteristične čvrstoće pri pritisku kocke RAC (fcuk) i čvrstoće RAC betona pri zatezanju savijanjem (ft), tabela 19. Takođe, u istom propisu uspostavljena je zavisnost između čvrstoće pri pritisku (fcu) i modula elastičnosti RAC betona (Ec), tabela 19. Tabela 18. Propisana fizičko-hemijska svojstva ARB agregata Tip 1 prema kineskom propisu (Li, 2008) Uslov kvaliteta Zahtevi propisa DG/TJ07-008 za RCA agregat Tip 1 Čvrstoća agregata (engl. crushing value) [%] ≤ 30 Sadržaj sulfata (engl. soundness) [% gubitak mase] ≤ 18 Faktor oblika (engl. flakiness index) ≤ 15 Sadržaj gline [%] ≤ 4 Sadržaj sulfata SO3 [%m/m] ≤ 1 Sadržaj hlorida [%] ≤ 0.25 Sadržaj organskih materija [%] ≤ 0.5 Sadržaj nečistoća (metala, plastike, stakla, asfalta, drveta) [%] 1% Tabela 19. Analitičke veze između mehaničkih svojstava RAC prema kineskom propisu (Li, 2008) Svojstvo betona Analitički izraz Čvrstoća pri zatezanju savijanjem 0.75t cukf f= × Modul elastičnosti 510 2.8 40.1/c cu E f = + 2.4.8. MAĐARSKA Mađarska fib grupa, objavila je 2005. godine tehničko uputstvo za betone sa recikliranim agregatom (Balazs i ost., 2008). U njemu je, osim principa projektovanja Pregled istraživanja 49 RAC betona i lakoagregatnih RAC betona, izvršena klasifikacija recikliranih agregata. Prva podela kao kriterijum koristi zapreminske mase recikliranih agregata, tabela 20. Tabela 20. Klasifikacija recikliranih agregata prema zapreminskim masama (Balazs i ost., 2008) Reciklirani agregat Specifična zapreminska masa [kg/m3] Zapreminska masa u zbijenom stanju [kg/m3] Agregat normalne zapreminske mase od 2000 do 3000 - Laki agregat do 2000 do 1200 Uputstvo dozvoljava primenu samo krupne frakcije recikliranog agregata (d>4 mm). Prema fizičkim karakteristikama, reciklirani agregat je klasifikovan u 7 kategorija, tabela 21. Što se tiče dozvoljenih količina zamene prirodnog agregata recikliranim, to je funkcija klase recikliranog agregata određene na osnovu tabele 21 i projektovane marke betona sa recikliranim agregatom, tabela 22. Tabela 21. Klasifikacija recikliranih agregata prema fizičkim svojstvima (Balazs i ost., 2008) Fr-C Fr-D Test metoda Frakcija agregata [mm] Fr-0 Fr-A Fr-B Fr-C1 Fr-C2 Fr-D1 Fr-D2 Los Angeles [%] 3-80 aLA15≤15 153 dominira gredno dejstvo gde u slučaju elemenata bez uzengija lom nastupa praktično odmah nakon otvaranja kose prsline. U slučaju da postoje uzengije, one se aktiviraju nakon otvaranja dijagonalne prsline i lom postaje duktilan usled velikih izduženja poprečne armature. Za odnos a/h<2 dominira lučno dejstvo, a lom nastupa po pritisnutoj betonskoj dijagonali ili usled poprečnog cepanja betona usled širenja napona pritiska. Da bi se ostvario ovakav oblik loma neophodno je postojanje minimalne armature u svim pravcima uključujući i poprečnu, kako bi se obezbedila redistribucija unutrašnjih napona nakon pojave prslina. Za odnose 2 t3, (55) onda je nosivost preseka jednaka nosivosti uzengija, tj. Tu=Tu,u. U suprotnom, nosivost preseka zavisi i od doprinosa betona i računa se prema izrazu: zbTT ruuu ××+×= t,3 2 (56) Korišćene oznake su: b – širina preseka z – krak unutrašnjih sila m – sečnost uzengija au(1) – površina poprečnog preseka jedne uzengije Analiza eksperimentalnih rezultata 156 eu – razmak između uzengija α – nagib uzengija prema horizontali θ – usvojeni nagib pritisnute betonske dijagonale τr – računska čvrstoća betona na smicanje CTC Prema Kineskim propisima za RAC elemente konstrukcija, koji su trenutno jedini poznati, nosivost na smicanje (Vcs) računa se prema izrazu: 001 75.1 h s AfhbfV swyvtcs ××+×××+ = l (57) gde je: λ – odnos smičućeg raspona i statičke visine preseka ft – čvrstoća betona na aksijalno zatezanje b – širina preseka h0 – statička visina preseka fyv – granica razvlačenja poprečne armature Asv – površina poprečne armature u jednom preseku s – rastojanje između uzengija Prema istom propisu, nosivost na savijanje (Mu) računa se kao: ÷÷ ø ö çç è æ ××× × -×××= × bf Af hAfM c sy syu 95.02 95.0 0 (58) gde je: fy – granica razvlačenja zategnute podužne armature As – površina podužne zategnute armature h0 – statička visina preseka fc – čvrstoća betona pri pritisku b – širina preseka Analiza eksperimentalnih rezultata 157 4.3 POREĐENJE EKSPERIMENTALNIH I RAČUNSKIH VELIČINA 4.3.1. UVOD U poglavlju 2.1.1 prikazane su smernice za proračun nosivosti armiranobetonskih greda opterećenih dominantno na savijanje ili smicanje koje su napravljene od klasičnog betona. Cilj analize predstavljene u ovom delu rada je provera da li se analitički izrazi iz različitih propisa (BAB’87, EC2, ACI) koji se odnose na sračunavanje nosivosti ili deformacija, mogu primeniti i na grede od betona sa različitim sadržajem agregata od recikliranog betona. Osnovne veličine koje će biti analizirane su: 1) momenat savijanja u trenutku formiranja prslina 2) granična nosivost na savijanje 3) ugib elemenata usled kratkotrajnog opterećenja 4) granična nosivost na smicanje 4.3.2. MOMENT SAVIJANJA PRI FORMIRANJU PRSLINA KOD SAVIJANIH ELEMENATA Moment savijanja u trenutku formiranja prslina značajan je parametar pri određivanju prslina i ugiba savijanih elemenata. Izvršeno je poređenje između vrednosti koje su zabeležene u trenutku vizuelnog uočavanja prvih prslina i računskih vrednosti. Računske vrednosti momenta savijanja pri pojavi prslina (Mcr,rač) prema svakom od analiziranih propisa, dobijaju se iz izraza datih u poglavlju 4.2.1.3. Vrednosti čvrstoće pri zatezanju savijanjem određene su na dva načina – preračunavanjem sa merenih vrednosti čvrstoće pri zatezanju cepanjem ili preračunavanjem sa merenih vrednosti čvrstoće pri pritisku. Na ovaj način ostvarena su dva cilja: utvrđivanje odnosa stvarnog, eksperimentalnog (Mcr,exp) i očekivanog, računskog momenta savijanja pri formiranju prslina (Mcr,rač) kod betona sa i bez RC agregata i testiranje primene veza između osnovnih mehaničkih svojstava koje važe kod običnih betona na betonima sa recikliranim agregatom. Prema rezultatima iz tabele 46, postoje značajne razlike u eksperimentalnim vrednostima momenta savijanja pri pojavi prslina (Mcr,exp) između različito armiranih greda. Očigledno je da sa porastom procenta armiranja značajno raste i moment savijanja pri pojavi prslina, što nije logično, očekivano i verovatno je posledica načina merenja. Naime, merenje, tačnije osmatranje pojave prvih prslina, vršeno je na kraju svake faze nanošenja opterećenja, a faze su za srednje i najjače Analiza eksperimentalnih rezultata 158 armirane grede bile relativno velike (20 kN i 30 kN). Ovakvo prikupljanje ekserimentalnih podataka ocenjeno je kao neadekvatno. Zato je kao drugi kriterijum za utvrđivanje veličine opterećenja pri pojavi prvih prslina usvojena sila pri promeni nagiba početnog dela dijagrama sila-pomeranje (P-Δ) kod ispitivanih greda, određena vizuelnom analizom P-Δ dijagrama. 4.3.2.1 Proračun prema BAB’87 Otporni momenat idealizovanog preseka, potreban za proračun prema BAB’87, osim vrste betona (NAC, RAC50, RAC100) uzima u obzir i količinu podužne armature: Min. (0.28%), Sred.(1.46%), Maks.(2.54%), tabela 52. Tabela 52. Otporni momenat idealizovanog preseka kod greda u testu savijanja Otporni momenat idealizovanog preseka [cm3] Oznaka betona μ=0.28% μ=1.46%), μ=2.54% NAC 3198 3780 3981 RAC50 3200 3791 3993 RAC100 3207 3817 4025 Čvrstoća pri zatezanju savijanjem sračunata preko čvrstoće pri pritisku, na osnovu izraza (25) i (26) označavaće se sa fbzs1, a za slučaj da je sračunata preko čvrstoće pri zatezanju cepanjem, tj. izraza (25) i (27) označavaće se sa fbzs2. Pri tome, izmerene srednje vrednosti čvrstoća smatraće se za karakteristične vrednosti. Sračunate i u eksperimentu zabeležene vrednosti momenta savijanja pri pojavi prslina (Mcr,rač i Mcr,exp), kao i njihov odnos, prikazani su u tabeli 53. Tabela 53. Računske i eksperimentalne vrednosti momenta pri pojavi prslina prema BAB’87 BAB'87 fbzs1 fbzs2 Mcr,rač1 Mcr,rač2 Mcr,exp Ozn. Bet. [MPa] [MPa] [kNm] [kNm] [kNm] Mcr,exp/Mcr,rač1 Mcr,exp/Mcr,rač2 NAC-1 2.61 2.23 8.3 7.1 12.5 1.50 1.75 NAC-2 2.61 2.23 9.9 8.4 12.5 1.27 1.48 NAC-3 2.61 2.23 12.7 8.9 13.5 1.07 1.52 RAC50-1 2.57 1.94 8.2 6.2 9 1.09 1.45 RAC50-2 2.57 1.94 9.7 7.4 12.5 1.28 1.70 RAC50-3 2.57 1.94 10.3 7.7 10 0.97 1.29 RAC100-1 2.47 2.30 7.9 7.4 12 1.51 1.63 RAC100-2 2.47 2.30 9.4 8.8 9 0.95 1.03 RAC100-3 2.47 2.30 10.0 9.3 11 1.10 1.19 NAC 1.28 1.59 Srednja vrednost RAC 1.15 1.38 Analiza eksperimentalnih rezultata 159 Prosečne vrednosti odnosa Mcr,exp/Mcr,rač1 za NAC i RAC uzorke (bez obzira na količinu RC agregata), iznose 1.28 i 1.15 respektivno, dok za odnos Mcr,exp/Mcr,rač2 prosečne vrednosti iznose 1.59 i 1.38, respektivno. Primetno je da su u oba slučaja predikcije za RAC grede manje konzervativne, ali ipak sa izvesnom rezervom, tj. predviđa se pojava prslina pri nižem opterećenju nego što se dogodilo u eksperimentu. Očekivano, odnos Mcr,exp/Mcr,rač nije u direktnoj vezi sa procentom armiranja greda. Računska vrednost momenta savijanja menja se u skladu sa promenom idealizovanog otpornog momenta preseka, što je za oko 25% (tabela 52), dok su među eksperimentalnim vrednostima razlike relativno male i nisu posledica količine armature u gredama. Nešto bolja procena veličine momenta savijanja pri pojavi prslina dobija se na osnovu čvrstoće pri zatezanju savijanjem koja je sračunata preko čvrstoće pri pritisku (fbzs1). Standardne devijacije odnosa Mcr,exp/Mcr,rač praktično ne zavise od vrste betona i načina određivanja Mcr,rač i iznose 0.21 i 0.22 kod NAC i RAC greda respektivno za Mcr,exp/Mcr,rač1, naspram 0.26 i 0.15 za odnos Mcr,exp/Mcr,rač2, tabela 53. 4.3.2.2 Proračun prema EC2 Rezultati analize prema smernicama za primenu EC2 (European Concrete Platform ASBL, 2008), prikazani su u tabeli 54. Tabela 54. Računske i eksperimentalne vrednosti momenta pri pojavi prslina prema EC2 EC2 fctm,fl1 fctm,fl2 Mcr,rač1 Mcr,rač2 Mcr,exp Ozn. Bet. [MPa] [MPa] [kNm] [kNm] [kNm] Mcr,exp/Mcr,rač1 Mcr,exp/Mcr,rač2 NAC-1 4.36 3.63 13.1 10.9 12.5 0.96 1.15 NAC-2 4.36 3.63 13.1 10.9 12.5 0.96 1.15 NAC-3 4.36 3.63 13.1 10.9 13.5 1.03 1.24 RAC50-1 4.30 3.16 12.9 9.5 9 0.70 0.95 RAC50-2 4.30 3.16 12.9 9.5 12.5 0.97 1.32 RAC50-3 4.30 3.16 12.9 9.5 10 0.78 1.06 RAC100-1 4.14 3.74 12.4 11.2 12 0.97 1.07 RAC100-2 4.14 3.74 12.4 11.2 9 0.72 0.80 RAC100-3 4.14 3.74 12.4 11.2 11 0.89 0.98 NAC 0.98 1.18 Srednja vrednost RAC 0.84 1.03 Čvrstoća pri zatezanju savijanjem sračunata na osnovu izraza (29) i (30) označavaće se sa fctm,fl1, a za slučaj da je sračunata preko izraza (29) i (31) označavaće se sa fctm,fl2. Prosečne vrednosti odnosa Mcr,exp/Mcr,rač1 za NAC i RAC uzorke (bez obzira na količinu RC agregata), iznose 0.98 i 0.84 respektivno, dok za odnos Mcr,exp/Mcr,rač2 prosečne Analiza eksperimentalnih rezultata 160 vrednosti iznose 1.18 i 1.03, respektivno. Očigledno je da EC2 daje sasvim korektnu predikciju trenutka formiranja prslina od savijanja kod NAC greda, ukoliko se proračun bazira na čvrstoći pri pritisku. S druge strane, prosečan odnos Mcr,exp/Mcr,rač1 za RAC grede iznosi 0.84, što znači da EC2 precenjuje čvrstoću pri zatezanju RAC betona, tj. pojava prslina kod RAC greda realno se dešava pri nižem opterećenju od očekivanog (računskog). Ukoliko je proračun momenta pojave prslina kod RAC greda baziran na čvrstoći pri zatezanju cepanjem, dobijaju se bolje predikcije (u smislu da su na strani sigurnosti) sa prosečnom vrednošću odnosa Mcr,exp/Mcr,rač2 od 1.03. 4.3.2.3 Proračun prema ACI Rezultati analize računskih momenata savijanja pri pojavi prsline prema ACI (ACI Committee 318, 2008) i njihovog odnosa sa eksperimentalnim podacima prikazani su u tabeli 55. Tabela 55. Računske i eksperimentalne vrednosti momenta pri pojavi prslina prema ACI ACI fr1 fr2 Mcr,rač1 Mcr,rač2 Mcr,exp Ozn. Bet. [MPa] [MPa] [kNm] [kNm] [kNm] Mcr,exp/Mcr,rač1 Mcr,exp/Mcr,rač2 NAC-1 3.79 3.44 11.4 10.3 12.5 1.10 1.21 NAC-2 3.79 3.44 11.4 10.3 12.5 1.10 1.21 NAC-3 3.79 3.44 11.4 10.3 13.5 1.19 1.31 RAC50-1 3.75 3.00 11.3 9.0 9 0.80 1.00 RAC50-2 3.75 3.00 11.3 9.0 12.5 1.11 1.39 RAC50-3 3.75 3.00 11.3 9.0 10 0.89 1.11 RAC100-1 3.65 3.55 10.9 10.7 12 1.10 1.13 RAC100-2 3.65 3.55 10.9 10.7 9 0.82 0.84 RAC100-3 3.65 3.55 10.9 10.7 11 1.01 1.03 NAC 1.13 1.24 Srednja vrednost RAC 0.95 1.08 Imajući u vidu izraze (33) i (34), fr se može sračunati na osnovu čvrstoće pri pritisku, što će se u daljem označavati sa fr1, i na osnovu čvrstoće pri zatezanju cepanjem, što će se na dalje označavati sa fr2. Dakle, prosečne vrednosti odnosa Mcr,exp/Mcr,rač1 za NAC i RAC uzorke (bez obzira na količinu RC agregata), iznose 1.13 i 0.95 respektivno, dok za odnos Mcr,exp/Mcr,rač2 prosečne vrednosti iznose 1.24 i 1.08 respektivno. Kao i kod prethodna dva analizirana propisa, vrednosti odnosa Mcr,exp/Mcr,rač manje su kod RAC nego kod NAC greda. Računske vrednosti momenta savijanja pri pojavi prsline bliže su eksperimentalnim ukoliko se baziraju na čvrstoći pri pritisku, ali takva predikcija kod RAC greda daje nekonzervativne vrednosti. Analiza eksperimentalnih rezultata 161 4.3.3. GRANIČNA NOSIVOST NA SAVIJANJE Granični moment savijanja ili moment nosivosti elemenata dominantno izloženih savijanju zavisi od veličine preseka, procenta armiranja i vrste primenjene armature, kao i od čvrstoće betona pri pritisku, odnosno dijagrama napon-dilatacija za primenjeni beton. Ako se porede grede istog poprečnog preseka, sa istom količinom i vrstom armature, a postignuta je ista čvrstoća pri pritisku, jasno je da će realna nosivost dominantno zavisiti od naponsko-deformacijske veze betona, a u računskom smislu, od usvojenog modela za beton čime će se definisati sila u pritisnutom betonu i krak unutrašnjih sila. U tom smislu, izvršeno je poređenje računskih i eksperimentalnih vrednosti graničnih momenata savijanja kod svih greda. Računske vrednosti dobijene su primenom različitih propisa – BAB’87 (Beton i armirani beton prema BAB ’87- Priručnik, 1995), EC2 (Eurocode 2, 2004) i ACI (ACI Committee 318, 2008), kao i na osnovu programa RESPONSE 2000 (Bentz, 2000) sa definisanim ponašanjem betona i čelika, koji koristi metodu numeričke integracije. Osim ovih propisa za klasične, NAC grede, testiran je i izraz za granični moment savijanja dat u Kineskim propisima za elemente konstrukcije od recikliranog betona (CTC) (Xiao i ost. 2013). Za granični eksperimentalni moment savijanja usvojen je moment savijanja sračunat na osnovu maksimalne zabeležene sile na presi pri ispitivanju. Doprinos sopstvene težine grede tom prilikom je zanemaren. Za proračun prema BAB87 i EC2 usvojeni su dijagrami napon-dilatacija u betonu u obliku parabola-prava, sa eksperimentalno utvrđenim čvrstoćama pri pritisku i karakterističnim vrednostima dilatacija definisanim u ovim propisima. Za proračun prema ACI usvojen je blok-dijagram napona pritiska u betonu (ACI Committee 318, 2008). Za definisanje krive napon-dilatacija u programu RESPONSE 2000 korišćen je model koji su predložili Popovics, Thorenfeldt i Collins (Collins&Mitchell, 1991): nk ccf ccf cc n n ff )'/(1 )'/( ' ee ee +- × ×= (59) gde je: fc’ – čvrstoća pri pritisku [MPa], izmerena na cilindru ispitanom u istoj starosti i sa istom negom kao i greda (tabela 44) εc’– dilatacija pri naponu fc’ [‰], Analiza eksperimentalnih rezultata 162 1 '' - ×= n n E f c c ce (60) n – factor podešavanja krivine (engl. curve fitting factor), n=Ec/(Ec-Ec’), tj. Ec – tangentni modul elastičnosti [MPa], '043.0E 5.1 ccc fw ××= (61) wc – zapreminska masa betona [kg/m3] (tabela 43) Ec’= fc’/ εc’ k – faktor smanjenja napona nakon dostizanja čvrstoće fc’, 62 'f 0.67k c+= (62) Četiri parametra neophodna za definisanje ovog modela (fc’, εc’, Ec, k) mogu se odrediti iz eksperimentom određenog dijagrama napon-dilatacija za svaki beton. Međutim, s obzirom da takvi dijagrami nisu formirani, tri parametra (εc’, Ec, k) sračunata su na osnovu eksperimentalnih podataka- čvrstoće pri pritisku (fc’), zapreminske mase (wc) i analitičkih izraza (60), (61) i (62). U tabeli 56 su prikazane sračunate vrednosti parametara u opisanom modelu, a na slici 107 njima definisani naponsko-deformacijski dijagrami NAC, RAC50 i RAC100 betona. Tabela 56. Vrednosti parametara u modelu betona Popovics,Thorenfeldt,Collins (Collins&Mitchell, 1991) fc' γ Ec Ec' n εc' k Oznaka Betona [MPa] [kN/m3] [MPa] [MPa] [‰] NAC 37.41 2408 31079 20722 3.001 1.81 1.273 RAC50 36.59 2350 29632 19596 2.953 1.87 1.260 RAC100 34.57 2315 28161 18222 2.833 1.90 1.228 0 10 20 30 40 0 1 2 3 4 ec[‰] f c[ M Pa ] NAC RAC-50 RAC-100 Slika 107. Naponsko-deformacijski modeli betona prema(Collins&Mitchell, 1991 Sumarni rezultati ispitivanja odnosa graničnih momenata savijanja određenih analitički, numeričkom integracijom i eksperimentalno, prikazani su u tabeli 57. Analiza eksperimentalnih rezultata 163 Tabela 57. Računske i eksperimentalne vrednosti graničnog momenta savijanja BAB EC2 ACI R* CTC EXP Mu Mu Mu Mu Mu Mu Mu,exp/Mu,rač Ozn. Bet. [kNm] [kNm] [kNm] [kNm] [kNm] [kNm] BAB EC2 ACI R* CTC NAC-1 25.0 25.7 25.1 27.5 24.0 28.4 1.14 1.10 1.13 1.03 1.18 NAC-2 99.9 98.9 96.4 117.0 95.8 108.6 1.09 1.10 1.13 0.93 1.13 NAC-3 144.0 139.3 131.6 142.6 136.8 137.6 0.96 0.99 1.05 0.96 1.01 RAC50-1 24.9 25.7 25.1 27.5 24.0 27.0 1.08 1.05 1.08 0.98 1.12 RAC50-2 99.7 98.7 96.1 116.6 95.6 110.6 1.11 1.12 1.15 0.95 1.16 RAC50-3 143.5 138.7 130.7 142.1 136.3 160.4 1.12 1.16 1.23 1.13 1.18 RAC100-1 24.9 25.6 25.0 27.4 24.0 26.8 1.08 1.05 1.07 0.98 1.12 RAC100-2 99.3 98.9 95.3 115.9 95.1 105.4 1.06 1.07 1.11 0.91 1.11 RAC100-3 142.1 137.1 128.4 139.2 134.9 142.6 1.00 1.04 1.11 1.02 1.06 NAC 1.06 1.06 1.10 0.97 1.11 Srednja vrednost RAC 1.08 1.08 1.12 1.00 1.12 NAC 0.09 0.06 0.05 0.05 0.09 Standardna dev. RAC 0.04 0.05 0.06 0.08 0.04 Ako se uporede računske vrednosti graničnih momenata savijanja greda od različitog betona, sa istom količinom armature, razlike su male – do 1%, osim za gredu RAC100- 3 gde su razlike do 2.4%. Ovo je očekivano, s obzirom da su primenjeni dijagrami napon-dilatacija za betone sa različitim sadržajem RC agregata isti po obliku, uz relativno male razlike u vrednosti maksimalnog napona (čvrstoće pri pritisku). Iz relativno malih razlika srednjih vrednosti odnosa Mu,rač/Mu,exp za NAC i RAC grede (do 2%) može se zaključiti da se postojeći analitički izrazi za NAC mogu primeniti i za RAC grede. Ako se uporede srednje vrednosti odnosa Mu,rač/Mu,exp za različite propise, jasno je da sva tri propisa daju konzervativne vrednosti granične nosivosti na savijanje, a da su najkonzervativniji propisi ACI i CTC. Dakle, prema propisu koji važi za RAC konstruktivne elemente, granični momenti savijanja su prosečno za 12% manji od stvarnih. Štaviše, manje su konzervativni kada se primene na NAC grede, razlika je 11%. Ipak, vrlo važna činjenica je da je upravo kod propisa CTC standardna devijacija najmanja, što govori o pouzdanosti ove predikcije. Analiza iz Respons-a pokazala je najbolju korelaciju računskih i eksperimentalnih vrednosti graničnih momenata savijanja, ali za većinu greda nezavisno od vrste betona, sa nekonzervativne strane, tabela 57. Za eventualnu širu primenu ovog tipa softvera, dakle, važno je što tačnije definisati modele betona, kako se ne bi precenili momenti nosivosti RAC greda na Analiza eksperimentalnih rezultata 164 savijanje. Zaključak ove analize je da se prilikom proračuna graničnog momenta savijanja RAC greda mogu primeniti postojeći propisi za NAC elemente konstrukcija. U prilog tome ide činjenica da je greška koja se tom prilikom čini do 10% i da je u rangu greške koju pravi jedini propis za proračun RAC elemenata konstrukcija (CTC). Grafička prezentacija rezultata iz tabele 57 prikazana je na slici 108. Slika 108. Odnos računskih i eksperimentalnih vrednosti graničnih momenata savijanja za NAC, RAC50 i RAC100 grede 4.3.4. DEFORMACIJE POD KRATKOTRAJNIM OPTEREĆENJEM Analiza deformacija, tj. ugiba ispitivanih greda sprovedena je za eksploatacioni nivo opterećenja, koji je pretpostavljen u iznosu od oko 40% graničnog opterećenja svake ispitane grede. S obzirom da nije izvršeno merenje ugiba od sopstvene težine nosača (koji je relativno mali u odnosu na ugib pri eksploatacionom opterećenju), on je pri proračunu ugiba zanemaren kako bi bilo omogućeno poređenje računskih i merenih vrednosti ugiba. Proračun ugiba sproveden je približnim postupcima, prema algoritmima koje nude domaći propis BAB87 (Građevinski fakultet Univerziteta u Beogradu, 1995), EC2 (Eurocode 2, 2004) i ACI (ACI Committee 318, 2008), a koji su prikazani u poglavlju 4.2.1.2. U svim proračunskim modelima korišćene su eksperimentalno utvrđene karakteristike betona - modul elastičnosti, čvrstoća pri zatezanju cepanjem i stvarne geometrijske karakteristike armiranobetonskog preseka. Moment savijanja pri pojavi prsline u svakom od tri postupka proračuna sračunat je na osnovu čvrstoće pri zatezanju cepanjem, s obzirom da je ranije pokazano da se tako prema sva tri propisa dobijaju vrednosti koje su na strani sigurnosti, bez obzira da li se radi o NAC ili RAC betonima. Analizom odnosa računskih i eksperimentalno utvrđenih ugiba pri eksploatacionom opterećenju mogu se uočiti dve grupe greda, tabela 58. Jednu grupu čine grede sa minimalnim procentom armiranja, a drugu grupu čine grede sa “srednjim“ i „maksimalnim“ procentom armiranja. U okviru prve grupe, dakle Analiza eksperimentalnih rezultata 165 minimalno armiranih greda, odnos δs,exp/δs,rač varira u vrlo širokom opsegu od 0.34 do 1.99, u zavisnosti od vrste betona i propisa. To je posledica specifičnosti slučaja u kome je vrednost eksploatacionog opterećenja za koje se računaju ugibi (2Ps=20 kN) vrlo bliska izmerenoj sili pri formiranju prslina (2Pcr=20 kN i 2Pcr=25 kN, vidi tabelu 46) i vrlo bliska računskim vrednostima momenata savijanja pri formiranju prslina (tabele 53, 54 i 55). Tabela 58. Računske i eksperimentalne vrednosti ugiba pri eksploatacionom opterećenju BAB EC2 ACI EXP δs δs δs δs δs,exp/δs,rač Oznaka grede [mm] [mm] [mm] [mm] BAB EC2 ACI NAC-1 2.48 0.88 0.86 0.84 0.34 0.96 0.98 NAC-2 5.75 6.25 6.42 6.55 1.14 1.05 1.02 NAC-3 7.34 7.77 7.87 8.49 1.16 1.09 1.08 RAC50-1 3.01 1.46 1.24 2.20 0.73 1.50 1.78 RAC50-2 5.88 6.35 6.49 7.27 1.24 1.14 1.12 RAC50-3 7.45 7.84 7.92 8.04 1.08 1.02 1.01 RAC100-1 2.40 0.92 0.83 1.65 0.69 1.79 1.99 RAC100-2 5.80 6.32 6.50 6.89 1.19 1.09 1.06 RAC100-3 7.44 7.89 8.00 8.73 1.17 1.11 1.09 NAC 0.88 1.03 1.03 Srednja vrednost RAC 1.02 1.28 1.34 Kod grede NAC-1, pri vrednosti opterećenja od 2PS=20 kN još nije došlo do formiranja prlina pa otuda mala vrednost ugiba koja se relativno dobro slaže sa predikcijama EC2 i ACI (0.96 i 0.98, respektivno), kod kojih je računski moment pri pojavi prslina veći od momenta savijanja pri eksploatacionom opterećenju, Mcr,rač>Ms. S druge strane, primenjujući BAB87 dobija se da je Mcr,rač0). Analiza eksperimentalnih rezultata 180 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20 1.30 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 ρw [%] v c r,R A C/ √f c' / v cr ,N A C/ √f c' Etxebberria 2007 Martinez&Gonzalez 2007 Ignjatović 2010 μ=0.98 σ=0.10 Slika 115. Odnos normalizovanih napona pri pojavi kose prsline kod RAC i NAC greda Odnosi normalizovanih smičućih napona pri lomu RAC i uporednih NAC greda u funkciji procenta armiranja poprečnom armaturom (ρw), prikazani su na slici 116. 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20 1.30 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 ρw [%] v u ,R A C/√ f c' / v u ,N A C/√ f c' Etxebberria 2007 Martinez&Gonzalez 2007 Ignjatović 2010 μ=1.06 σ=0.12 Slika 116. Odnos normalizovanih napona pri lomu kod RAC i NAC greda Na osnovu podataka sa slike 116, sračunato je da je normalizovani smičući napon pri lomu RAC grede prosečno za 6% veći od normalizovanog smičućeg napona uporedne NAC grede. To praktično znači da je granična nosivost na smicanje RAC greda za 6% veća od granične nosivosti isto armirane NAC grede. Na slici 117 je prikazan odnos normalizovanih napona pri lomu i pri formiranju prve kose prsline za RAC i NAC grede u funkciji procenta armiranja uzengijama. Ovaj odnos koristi se kao mera duktilnosti kod greda dominantno izloženih smicanju. Korišćeni su podaci iz tabele 62. Za grede bez poprečne armature, taj odnos je blizak jedinici, jer praktično odmah nakon formiranja dijagonalne prsline dolazi do krtog loma. To se vidi na slici 117, a može se pokazati da je odnos vu/√fc' praktično isti kod NAC i RAC greda bez uzengija i iznosi 1.16 i 1.12 respektivno. Ovaj odnos je pre svega Analiza eksperimentalnih rezultata 181 funkcija procenta armiranja poprečnom armaturom i može se reći da linearno raste sa porastom količine poprečne armature kod RAC i NAC greda, slika 117. Bolja aproksimacija, tj. manje rasipanje rezultata od uspostavljene trend zavisnosti važi za NAC grede, što je izraženo većim koeficijentom determinacije (R). Sa porastom procenta armiranja uzengijama rastu i razlike između trend linija za NAC i RAC grede, pri čemu se veće vrednosti odnosa vu/√fc' za isti procenat armiranja odnose na RAC grede. Dakle, s obzirom da je ranije pokazano da se formiranje prve kose prsline kod NAC i RAC greda dešava praktično pri istom normalizovanom naponu, može se zaključiti da RAC grede sa poprečnom armaturom imaju veću duktilnost u odnosu na uporedne NAC grede. yRAC = 4.5712x + 1.1466 R2 = 0.835 yNAC = 3.687 x + 1.162 R2 = 0.932 0.00 1.00 2.00 3.00 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 ρw [%]: x (v u/√ f c' )/ (v cr /√ f c' ): y RAC NAC Trend linija RAC Trend linija NAC Slika 117. Odnos normalizovanih napona pri lomu kod RAC i NAC greda 4.4.3. ZAKLJUČAK Na osnovu baze podataka koju osim sopstvenih čine i rezultati istraživanja drugih istraživača, mogu se doneti sledeći zaključci: 1. U odnosu na uporedne NAC grede napravljene od betona sa istim efektivnim vodocementnim faktorom, kod RAC greda dominantno opterećenih na savijanje, sa količinom krupnog recikliranog agregata u iznosima od 50% do 100% prosečno je: a. 10% manji moment savijanja pri pojavi prvih prslina, što je u korelaciji sa 10% nižom čvrstoćom pri zatezanju RAC betona u poređenju sa NAC b. 19% veći ugibi pri eksploatacionom kraktotrajnom opterećenju c. 5% veći granični moment savijanja Analiza eksperimentalnih rezultata 182 2. U odnosu na uporedne NAC grede sa istim procentom armiranja podužnom i poprečnom armaturom, kod RAC greda dominantno opterećenih na smicanje, sa količinom krupnog recikliranog agregata u iznosima od 50% do 100% prosečno je: a. 2% manji normalizovani napon smicanja pri pojavi prve kose prsline b. 6% veći normalizovani granični napon smicanja c. veća duktilnost greda armiranih poprečnom armaturom, pri čemu duktilnost raste sa povećanjem količine poprečne armature. Analiza eksperimentalnih rezultata 183 Tabela 62. Podaci za uporednu analizu ponašanja RAC greda pri smicanju Oznaka grede b [cm] d [cm] L [m] a/h ρ1 [%] ρw [%] w/c fck1 [Mpa] Vcr [kN] Vu [kN] vcr 2 [MPa] vu 3 [MPa] vcr/√fc' [MPa] vu/√fc' [MPa] (vcr,RAC/√fc') /(vcr,NAC/√fc') (vu,RAC/√fc') /(vu,NAC/√fc') NAC-1 20 35 2.6 3.3 2.920 0.000 0.55 41.9 96.0 100.5 1.8 1.8 0.27 0.3 NAC-2 20 35 2.6 3.3 2.970 0.217 0.55 41.9 108.0 213.0 2.0 3.9 0.31 0.6 NAC-3 20 35 2.6 3.3 2.970 0.166 0.55 41.9 98.0 177.0 1.8 3.2 0.28 0.5 NAC-4 20 35 2.6 3.3 2.970 0.117 0.55 41.9 112.5 187.5 2.1 3.4 0.32 0.5 RAC50-1 20 35 2.6 3.3 2.920 0.000 0.52 41.3 82.0 89.0 1.5 1.6 0.23 0.3 0.86 0.89 RAC50-2 20 35 2.6 3.3 2.970 0.217 0.52 41.3 92.5 220.0 1.7 4.0 0.26 0.6 0.86 1.04 RAC50-3 20 35 2.6 3.3 2.970 0.166 0.52 41.3 93.5 176.0 1.7 3.2 0.27 0.5 0.96 1.00 RAC50-4 20 35 2.6 3.3 2.970 0.117 0.52 41.3 91.0 164.0 1.7 3.0 0.26 0.5 0.81 0.88 RAC100-1 20 35 2.6 3.3 2.920 0.000 0.50 39.8 80.0 84.0 1.5 1.5 0.23 0.2 0.99 0.96 RAC100-2 20 35 2.6 3.3 2.970 0.217 0.50 39.8 86.0 189.5 1.6 3.5 0.25 0.6 0.95 0.88 RAC100-3 20 35 2.6 3.3 2.970 0.166 0.50 39.8 90.0 163.0 1.7 3.0 0.26 0.5 0.98 0.94 Et xe bb er ri a 20 07 RAC100-4 20 35 2.6 3.3 2.970 0.117 0.50 39.8 80.0 168.0 1.5 3.1 0.23 0.5 0.90 1.04 NAC-1 20 35 2.6 3.3 2.980 0.000 0.55 40.2 81.0 88.9 1.5 1.6 0.23 0.3 NAC-2 20 35 2.6 3.3 2.980 0.120 0.55 39.2 84.3 128.0 1.5 2.3 0.25 0.4 NAC-3 20 35 2.6 3.3 2.980 0.170 0.55 39.1 85.0 150.8 1.6 2.8 0.25 0.4 NAC-4 20 35 2.6 3.3 2.980 0.220 0.55 37.7 96.0 190.3 1.8 3.5 0.29 0.6 RAC50-1 20 35 2.6 3.3 2.980 0.000 0.55 39.7 77.0 90.6 1.4 1.7 0.22 0.3 0.96 1.03 RAC50-2 20 35 2.6 3.3 2.980 0.120 0.55 39.2 91.0 164.3 1.7 3.0 0.27 0.5 1.08 1.28 RAC50-3 20 35 2.6 3.3 2.980 0.170 0.55 41.5 90.0 177.0 1.7 3.2 0.26 0.5 1.03 1.14 Gonzalez& Martinez 2006 RAC50-4 20 35 2.6 3.3 2.980 0.220 0.55 40.5 108.0 233.6 2.0 4.3 0.31 0.7 1.09 1.18 NAC-1 20 30 3.0 4.0 4.080 0.000 0.60 41.8 80.0 106.3 1.9 2.5 0.33 0.4 NAC-2 20 30 3.0 4.0 4.080 0.142 0.60 41.8 80.0 140.7 1.9 3.3 0.33 0.6 NAC-3 20 30 3.0 4.0 4.080 0.189 0.60 41.8 90.0 159.9 2.1 3.8 0.37 0.7 RAC50-1 20 30 3.0 4.0 4.080 0.000 0.60 46.3 80.0 91.8 1.9 2.2 0.31 0.4 0.95 0.82 RAC50-2 20 30 3.0 4.0 4.080 0.142 0.60 46.3 80.0 142.0 1.9 3.4 0.31 0.6 0.95 0.96 Ignjatović 2010 RAC50-3 20 30 3.0 4.0 4.080 0.189 0.60 46.3 90.0 156.9 2.1 3.7 0.35 0.6 0.95 0.93 Analiza eksperimentalnih rezultata 184 RAC100-1 20 30 3.0 4.0 4.080 0.000 0.58 42.4 90.0 104.8 2.1 2.5 0.37 0.4 1.18 1.19 RAC100-2 20 30 3.0 4.0 4.080 0.142 0.58 42.4 90.0 135.0 2.1 3.2 0.37 0.6 1.18 0.99 RAC100-3 20 30 3.0 4.0 4.080 0.189 0.58 42.4 90.0 163.4 2.1 3.9 0.37 0.7 1.04 1.09 1 probna tela [cm]: Etxebberria, Gonzalez& Martinez: cilindar 15/30; Ignjatović: kocka 15 2 vcr=Vcr/bh 3 vu=Vu/bh Zaključci i smernice za buduća istraživanja 185 5. Zaključci i smernice za buduća istraživanja 5.1 ZAKLJUČCI Recikliranje betona i proizvodnja recikliranog agregata predstavlja veliki korak ka ispunjenju ciljeva održivog razvoja i očuvanja životne sredine koji su nakon Zemaljskog samita u Rio de Ženeiru 1992. godine i promovisanja Agende 21 (Hansen, 1992), postali ključni ciljevi modernog društva. Ipak, sama proizvodnja agregata bez iznalaženja adekvatnih načina za efikasan plasman, tj. primenu, takođe nije održiva akcija. Osim u zastorima puteva, izgradnji nasipa i za spravljanje nekonstruktivnih betonskih elemenata (staza, ivičnjaka, ograda), reciklirani agregat se vrlo malo koristi za konstrukcijske betone. Svojevremeno je glavni razlog bio loš kvalitet agregata od recikliranog betona koji je imao puno primesa, ali, tokom poslednjih 20 godina usavršen je tehnološki postupak dobijanja betonskog recikliranog agregata iz građevinskog otpada, tj. da se dobija RCA sve boljeg kvaliteta. Manja poroznost cementnog kamena u zrnu RCA kao rezultat drobljenja, manje upijanje i veća zapreminska masa, sadržaj ostalih materija sveden na minimum, uslovi su koje treba ispuniti kako bi se dobio RCA sa kvalitetom pogodnim za primenu u konstrukcijskim RAC. Svako novo znanje iz ove oblasti korak je ka uspostavljanju nove, veće vrednosti, kako samog reciklažnog postupka, tako i svih proizvoda od recikliranog agregata. Zato je cilj ove disertacije da se sa tehničke strane daju odgovori o mogućnostima primene betona na bazi recikliranog agregata u elementima armiranobetonskih konstrukcija. Na osnovu analize podataka iz formirane baze istraživanja koji se odnose na fizičko- mehanička svojstva betona sa različitim sadržajem recikliranog agregata, može se zaključiti sledeće: 1) Statističkom i regresionom analizom uspostavljene su analitičke zavisnosti odnosa čvrstoća pri pritisku RAC sa različitim sadržajem krupnog RCA i uporednog NAC; uspostavljene su dve pouzdane funkcionalne veze ovih veličina, jedna za srednje vrednosti i jedna za karakteristične vrednosti sa fraktilom od 5% - jednačine (1) i (2), 2) Sitna frakcija recikliranog agregata ima i za relativno mala procentualna učešća izražen negativni efekat na čvrstoću pri pritisku RAC; imajući u vidu i probleme vezane za obezbeđivanje zahtevane konzistencije svežeg betona i Zaključci i smernice za buduća istraživanja 186 kontrolisanje efektivnog vodocementnog faktora, zaključak je da je proizvodnja konstrukcijskih RAC sa sitnom frakcijom recikliranog agregata moguća, ali da zahteva značajno veću kontrolu i poznavanje većeg broja parametara pri projektovanju sastava, u odnosu na betone sa krupnim RCA, 3) Odnos čvrstoća pri zatezanju RAC i uporenih NAC nije osetljiv na procenat zamene krupnog prirodnog agregata recikliranim, 4) Statističkom i regresionom analizom uspostavljene su analitičke zavisnosti odnosa modula elastičnosti RAC sa različitim sadržajem krupnog RCA i uporednog NAC; uspostavljene su dve pouzdane funkcionalne veze ovih veličina, jedna za srednje vrednosti i jedna za karakteristične vrednosti sa fraktilom od 5%- jednačine (3) i (4), 5) Zamena cementa silikatnom prašinom u RAC mešavinama, u iznosu od 10%, dovodi do povećanja čvrstoće pri pritisku RAC i povećanja prosečnog odnosa čvrstoća RAC i uporednog NAC; nije zabeležen negativni efekat silikatne prašine na ostala mehanička svojstva RAC. Na osnovu sprovedenih sopstvenih eksperimentalnih ispitivanja RAC betona i RAC grednih nosača zaključuje se sledeće: 6) Beton sa 50% krupnog recikliranog agregata moguće je spraviti tako da ima praktično istu čvrstoću pri pritisku (veću za 1.1%) i modul elastičnosti (manji za 1.5%) i sličnu čvrstoću pri zatezanju (manju za 13%) u odnosu na uporedni NAC spravljen sa istim efektivnim vodocementnim faktorom, 7) Beton sa 100% krupnog recikliranog agregata spravljen je sa oko 3% cementa više u odnosu na NAC iste čvrstoće pri pritisku, 8) Razlike u ugibima greda od betona sa 0%, 50% i 100% RC agregata sa istom količinom poprečne i podužne armature, pri eksploatacionom opterećenju, u okviru su granice od 10%, bez obzira da li su dominatno izložene savijanju ili smicanju. Veće razlike u odnosu na uporedne NAC grede, tj. veći ugibi kod RAC greda mogu se očekivati za minimalne procente armiranja podužnom armaturom, ali radi se o malim ugibima posmatrano u apsolutnim vrednostima. Zaključci i smernice za buduća istraživanja 187 9) Širina i raspored prslina, kao i mehanizam loma greda sa istom količinom podužne i poprečne armature ne zavisi od količine, tj. procentualnog sadržaja recikliranog agregata u betonskim gredama, 10) Doprinos “agregat interlock” mehanizma u prenošenju smicanja veći je kod RAC greda u odnosu na NAC grede iste nosivosti na smicanje, 11) Duktilnost greda dominantno izloženih smicanju, koje imaju poprečnu armaturu, ne zavisi od količine RC agregata u betonu, 12) Normalizovane granične sile loma pri smicanju kod greda od betona sa 0%, 50% i 100% recikliranog agregata i istim procentom armiranja poprečnom armaturom, praktično su iste, 13) Razlike u obliku dijagrama sila-pomeranje (P-Δ) između NAC, RAC50 i RAC100 greda armiranih istom količinom armature i dominantno izloženih savijanju, mogu se smatrati zanemarljivim, 14) Grede od RAC100 i RAC50 betona imaju istu graničnu nosivost na savijanje kao i greda od NAC betona iste čvrstoće pri pritisku, 15) Veličina površi loma kao i nivo destrukcije betona pri lomu greda na savijanje značajno je uslovljena količinom recikliranog agregata. Sa povećanjem količine recikliranog agregata raste veličina površi loma, a veći je i nivo destrukcije betona. Na osnovu poređenja eksperimentalnih veličina kod RAC greda i proračunskih vrednosti istih veličina prema propisima za NAC grede, glavni zaključci su: 16) Pojava prslina od savijanja kod RAC greda dešava se pri opterećenju koje je, u zavisnosti od primenjenog propisa, od 10% do 15% manje nego što predviđa proračun za NAC grede, 17) Proračun ugiba RAC greda pod kratkotrajnim opterećenjem moguće je sprovesti prema algoritmima propisa za NAC grede uz postizanje iste tačnosti, 18) Prilikom proračuna graničnog momenta savijanja RAC greda mogu se primeniti postojeći propisi za NAC elemente konstrukcija uz postizanje iste tačnosti kao kod NAC greda, 19) Proračun granične sile smicanja na osnovu propisa za NAC grede moguće je sa sličnom tačnošću primeniti i na RAC elemente konstrukcija. Zaključci i smernice za buduća istraživanja 188 Zaključci kao rezultat poređenja ponašanja pri savijanju i smicanju greda sa RCA (između 50% i 100%) i isto armiranih NAC greda od betona sa istim efektivnim vodocementnim faktorom, iz sopstvenih i drugih eksperimentalnih ispitivanja, su: 20) RAC grede imaju 10% manji moment savijanja pri pojavi prvih prslina, 19% veće ugibe pri eksploatacionom kraktotrajnom opterećenju i 5% veći granični moment savijanja u odnosu na uporedne NAC grede, 21) RAC grede imaju 2% manji normalizovani napon smicanja pri pojavi prve kose prsline i 6% veći normalizovani granični napon smicanja u odnosu na uporedne NAC grede. Kao opšti zaključak celokupnog istraživanja treba istaći da je primena agregata od recikliranog betona u elementima armiranobetonskih konstrukcija koji su izloženi savijanju i/ili smicanju, tehnički izvodljiva, komparativna i kompetitivna primeni betona od prirodnog agregata. 5.2 SMERNICE ZA BUDUĆA ISTRAŽIVANJA Prostor za buduća istraživanja na temu primene agregata od recikliranog betona u konstrukcijskim betonima postoji na više nivoa. Iako su fizičko-mehanička svojstva betona na bazi recikliranog agregata uglavnom dobro poznata, nedostaju istraživanja koja će pripremiti osnovu za proračun elemenata konstrukcije od takvog betona. To pre svega znači istraživanje naponsko-deformacijskog dijagrama, kako bi bilo moguće formirati radni dijagram betona na bazi recikliranog agregata. Veliki nedostatak istraživanja oseća se u dve oblasti koje su od izuzetnog značaja za primenu u konstrukcijskim betonima, a to su ispitivanja reoloških svojstava i trajnosti. Naravno, potrebno je obogatiti fond istraživanja vezanih za ponašanje RAC elemenata konstrukcije. Naročito je važno istražiti uticaj vremenskih efekata i dugotrajnog opterećenja na deformacijske karakteristike savijanih RAC elemenata konstrukcije. Istraživanja na ovu temu praktično ne postoje. Na kraju, potrebno je sprovesti uporednu analizu uticaja RAC i NAC elemenata konstrukcije na životnu sredinu, primenom metodologije ocene životnog ciklusa prema ISO standardima 14000. Time bi se nakon zadovoljenja tehničkog aspekta, primeni RAC u konstruktivnim elementima dodao i aspekt održivosti. Literatura 189 6. Literatura [1] Abbas A., Fathifazl G., Isgor B.O., Razaqpur G.A., Fournier B., Foo S. (2009): Durability of recycled aggregate concrete designed with equivalent mortar volume method. Cement and Concrete Composites 31: 555-563. [2] Abukersh S.A., Fairfield C.A. (2011): Recycled aggregate concrete produced with red granite dust as a partial cement replacement. Construction and Building Materials 25: 4088-4094. [3] ACI Committee 318 (2008): Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary. American Concrete Institute, ACI 318M-08. Farmington Hills, M.I., U.S.A. [4] Ajdukiewicz A., Kliszczewicz A. (2002): Influence of recycled aggregates on mechanical properties of HS/HPC. Cement and Concrete Composites 24: 269-279. [5] Ajdukiewicz A., Kliszczewicz A. (2007): Comparative Tests of Beams and Columns Made of Recycled Aggregate Concrete and Natural Aggregate Concrete. Journal of Advanced Concrete Technology, Japan Concrete Insitute, Vol. 5, No. 2: 259-273. [6] Ajdukiewicz A., Kliszczewicz A. (2012): Structural recycled aggregate concrete - Instantaneous and long-term properties. Proceedings of the fib Symposium – Concrete structures for sustainable community, Stockholm, Sweden, str.67-70. [7] Amorim P., de Brito J., Evangelista L. (2012): Concrete Made with Coarse Concrete Aggregate: Influence of Curing on Durability. ACI Materials Journal: 195-204. [8] Angulo S.C., Carrijo P.M., Figneiredo A.D., Chaves A.P., John V.M. (2010): On the classication of mixed construction and demolition waste aggregate by porosity and its impact on the mechanical performance of concrete. Mater. and Struct. 43: 519-528. [9] Ann K.Y., Moon H.Y., Kim Y.B., Ryou J. (2008): Durability of recycled aggregate concrete using pozzolanic materials. Waste management 23: 993-999. [10] ASCE-ACI Committee 445 (1998): Recent approaches to shear design of structural concrete, Journal of Structural Engineering, Vol. 124, No. 12: 1375-1417. [11] Balazs G., Kausay T., Simon T. (2008): Technical guideline for recycled aggregate concrete in Hungary, Concrete Structures: 45-55. [12] Barra M., Vazquez E. (1998): Properties of concrete with recycled aggregates: Influence of properties of the aggregates and their interpretation. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 19-30. Literatura 190 [13] Bassan M., Quattrone M., Basilico V. (2009): Structural concretes made from recycled precast elements. Proceedings of the 2nd International RILEM Conference on Progress of Recycling in the Built Environment, Sao Paulo, Brasil, str.129-139. [14] Bentz E.C. (2000): Sectional Analysis of Reinforced Concrete Members, PhD Thesis, Department of Civil Engineering, University of Toronto, 310. [15] Berndt M.L. (2009): Properties of sustainable concrete containing fly ash, slag and recycled concrete aggregate. Construction and Building Materials 23: 2606-2613. [16] Beton i armirani beton prema BAB ’87- Priručnik (1995): Građevinski fakultet Univerziteta u Beogradu. Beograd, str. 115-160 i str. 240-265. [17] Boehme L., Vrijders J., Van Gysel A. (2012): Assessment of Recycled Concrete Aggregates in Concrete C20/25 & C25/30. Proceedings of the fib Symposium – Concrete structures for sustainable community, Stockholm, Sweden, str.71-74. [18] BS EN 12260 (2002): Aggregates for concrete. British Standard Istitution, BSI, London. [19] BS 8500-2 (2006): Concrete-Complementary British Standard to BS EN 206-1- Part 2: Specification for constituent materials and concrete. British Standard Istitution, BSI, London. [20] Butler L., West J.S., Tighe S.L. (2011): The effect of recycled concrete aggregate properties on the bond strength between RCA concrete and steel reinforcement. Cement and Concrete Research 41: 1037-1049. [21] Chakradhara Rao M., Bhattacharyya S.K., Barai S.V. (2011): Inuence of eld recycled coarse aggregate on properties of concrete. Mater. and Struct. 44: 205-220. [22] Choi W.C., Yun H.D. (2012): Compressive behavior of reinforced concrete columns with recycled aggregate under uniaxial loading.Engineering Structures 41:285-293. [23] Collins M.P., Mitchell D. (1991): Prestressed Concrete Structures, Prentice Hall, New Jersey. [24] Corinaldesi V., Moriconi G. (2009): Influence of mineral additions on the performance of 100% recycled aggregate concrete. Construction and Building Materials 23: 2869-2876. [25] Corinaldesi V. (2010): Mechanical and elastic behaviour of concretes made of recycled-concrete coarse aggregates. Construction and Building Materials 24: 1616-1620. [26] Corinaldesi V., Moriconi G. (2011): Behavior of beam-column joints made of recycled aggregate concrete under cyclic loading. Construction and Building Materials 25: 1877-1882. Literatura 191 [27] CUR Recommendation 112 (2007): Concrete with recycled concrete as coarse aggregate, CURNET, Netherland [28] Dapena E., Alaejos P., Lobet A., Perez D. (2011): Effect of Recycled Sand Content on Characteristics of Mortars and Concretes. ASCE: Journal of Materials in Civil Engineering: 414-422. [29] DafStb (1998): Richtlinie Beton mit rezykliertem Zuschlag. DIN Deutsches Institut für Normunge.V., Berlin, Germany. [30] Dillman R. (1998): Concrete with recycled concrete aggregate. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 239-254. [31] DIN 4226-100 (2002): Aggregates for concrete and mortar - Part 100: Recycled aggregates, Deutsches Institut für Normung, Berlin, Germany. [32] DIN 1045-1 (2001): Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton. Teil 1: Bemessung und Konstruktion, Berlin, Germany. [33] Domingo A., Lazaro C., Gayarre F.L., Serrano M.A., Lopez- Colina C. (2010): Long term deformations by creep and shrinkage in recycled aggregate concrete. Mater. and Struct. 43: 1147-1160. [34] Domingo-Cabo, C. Lázaro, F. López-Gayarre, M.A. Serrano- López, P. Serna, J.O. Castaño-Tabares (2009): Creep and shrinkage of recycled aggregate concrete. Construction and Building Materials 23:2545-2553. [35] Dosho Y., Kikuchi M., Narikawha M., Ohshima A., Koyama A., Miura T. (1998): Aplication of Recydled Concrete for Structural Concrete – Experimental Study on the Quality of Recycled Aggregate and Recycled Aggregate Concrete, ACI – Special Publication, SP 179- 61A: 1073-1101. [36] EN 12620 (2002): Aggregates for concrete. European Committee for Standardization, Brussels, Belgium. [37] Etxeberria M. (2004): Experimental Study on Microstructure and Structural Behaviour of Recycled Aggregate Concrete, Doctoral Thesis, Barcelona, Spain. [38] Etxeberria M., Mari A., Vasquez E. (2007): Recycled aggregate concrete as structural material. Materials and Structures 40: 529-541. [39] Eurocode 2 (2004): Design of concrete structures, part 1–1. Comité Européen de Normalisation, Brussels, Belgium. [40] European Concrete Platform ASBL (2008): Eurocode 2 Commentary, Brussels, Belgium. [41] Evangelista L., Brito J. (2007): Mechanical behaviour of concrete made with fine recycled concrete aggregate. Cement and Concrete Composites 29: 397-401. Literatura 192 [42] Evangelista L., Brito J. (2010): Durability performance of concrete made with fine recycled concrete aggregates. Cement and Concrete Composites 32: 9-14. [43] Fathifazl G. (2008): Structural performance of steel reinforced recycled concrete members. Doctoral thesis, University of Ottawa, Ontario, Canada. [44] Fathifazl G., Razaqpur G.A., Isgor B.O., Abbas A., Fournier B., Foo S. (2009): Flexural performance of steel-reinforced recycled concrete beams. ACI Structural Journal 106(6):858-867. [45] Fathifazl G., Razaqpur G.A., Isgor B.O., Abbas A., Fournier B., Foo S (2011a): Creep and drying shrinkage characteristics of concrete produced with coarse recycled concrete aggregate, Cement and Concrete Composites 33: 1026-1037. [46] Fathifazl G., Razaqpur G.A., Isgor B.O., Abbas A., Fournier B., Foo S (2011b): Shear capacity evaluation of steel reinforced recycled concrete (RRC) beams, Engineering Structures 33: 1025-1033. [47] Fonseca N., de Brito J., Evangelista L. (2011): The influence of curing conditions on the mechanical performance of concrete made with recycled concrete waste. Cement and Concrete Composites 33:637-643. [48] Gettu R., Mobasher B., Carmona S., Jansen D.C. (1996): Testing of concrete under closed-loop control. Advanced Cement Based Materials, Vol .3, Issue 2, str. 54-71. [49] Gomez Soberon, J.M.V. (2002a): Porosity of recycled concrete with substitution of recycled concrete aggregate - An experimental study. Cement and Concrete Research 32:1301-1311. [50] Gomez Soberon, J.M.V.(2002b): Shrinkage of concrete with replacement of aggregate with recycled concrete aggregate. A: Malhotra, V.M.(ed.)"SP-209: ACI Fifth International Conference on Innovation in Design with Emphasis on Seismic, Wind and Environmental Loading, Quality Control, and Innovation in Materials/Hot Weather Concreting". str. 475-495. [51] González-Fonteboa B, Martínez-Abella F, Carro Lopez D., Seara-Paz S (2011a): Stress-strain relationship in axial compression for concrete using recycled saturated coarse aggregate. Construction and Building Materials 25: 2335-2342. [52] González-Fonteboa B, Martínez-Abella F, Eiras-Lopez J, Seara- Paz S (2011b): Effect of recycled coarse aggregate on damage of recycled concrete. Mater. and Struct. 44: 1759-1770. [53] Gonzalez-Fonteboa B., Martinez-Abella F. (2007): Shear strenght of recycled concrete beams. Construction and Building Materials 21: 887-893. Literatura 193 [54] Gonzalez-Fonteboa, B., Martinez-Abella F. (2008): Concretes with aggregates form demolition waste and silica fume. Materials and mechanical properties. Building and Environment 43: 429-437. [55] Gonzalez-Fonteboa B., Martinez-Abella F. (2009): Structural shear behaviour of recycled concrete with silica fume. Construction and Building Materials 23: 3406-3410. [56] Grdic Z., Toplicic-Curcic G., Despotovic I., Ristic N. (2010): Properties of self-compacting concrete prepared with coarse recycled concrete aggregate. Construction and Building Materials 24: 1129-1133. [57] Han B. C., Yun H. D., Chung S. Y. (2001): Shear Capacity of Reinforced Concrete Beams Made with Recycled Aggregate. ACI Special publication: 503-515. [58] Hansen T. C. (1992): Recycled aggregates and recycled aggregate concrete, Third State-of-the-art Report 1945-1989 of Technical Committee 37-DRC (Demolition and Reuse of Concrete), str. 157. [59] Hansen T. C., Narud H. (1983): Strenght of recycled concrete made from crushed concrete coarse aggregate. Concrete International- Design and Construction 5, No. 1: 79-83. [60] Ignjatović I. (2009): Betoni na bazi recikliranog agregata i njihova primena u elementima armiranobetonskih konstrukcija. Magistarska teza, Građevinski fakultet, Beograd. [61] Ignjatović I., Savić A., Marinković S. (2010): Eksperimentalno ispitivanje betona od recikliranog agregata. Građevinski kalendar, Beograd, str. 101-147. [62] Ignjatović I., Marinković S., Mišković Z., Savić A. (2012): Flexural behavior of reinforced recycled aggregate concrete beams under short-term loading. Materials and structures 46: 1045-1059. [63] ISS (1982): SRPS B.B8.036: Kameni agregat - Određivanje količine sitnih čestica metodom mokrog sejanja. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [64] ISS (1984a): SRPS B.B8.049: Kameni agregat - Određivanje oblika zrna metodom zapreminskog koeficijenta. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [65] ISS (1984b): SRPS U.M1.057: Beton - Granulometrijski sastav mešavine agregata za beton. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [66] ISS (1985): SRPS B.B0.001: Prirodni kamen - Uzimanje uzoraka kamena i kamenih agregata. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [67] ISS (1986): SRPS B.B2.010: Separisani agregat (granulat) za beton - Tehnički uslovi. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. Literatura 194 [68] ISS (1993): SRPS U.M1.026: Beton - Određivanje dinamickog modula elastičnosti i Poasonovog koeficijenta. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [69] ISS (1994): SRPS B.B8.033: Kameni agregat - Određivanje drobljivosti u cilindru. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [70] ISS (1997): SRPS ISO 6276: Beton-Zbijeni sveži beton- Određivanje zapreminske mase. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [71] ISS (1998): SRPS U.M1.060: Beton - Uzorkovanje agregata normalne mase. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [72] ISS (1999a): SRPS ISO 6782: Agregati za beton - određivanje nasute zapreminske mase. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [73] ISS (1999b): SRPS ISO 7033: Sitni i krupni agregati za beton - određivanje stvarne zapreminske mase i upijanja vode - Piknometarska metoda. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [74] ISS (2000a): SRPS ISO 6784: Određivanje statičkog modula elastičnosti pri pritisku. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [75] ISS (2000b): SRPS ISO 4013: Beton - Određivanje čvrstoće epruveta pri savijanju. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [76] ISS (2006): SRPS ISO/IEC 17025: Opšti zahtevi za kompetentnost laboratorija za ispitivanje i laboratorija za etaloniranje. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [77] ISS (2007): SRPS ISO 5725-2: Tačnost (istinitost i preciznost) metoda i rezultata merenja (Deo 2: Osnovna metoda za određivanje ponovljivosti i reproducibilnosti standardne metode merenja). Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [78] ISS (2008a): SRPS EN 12390-6: Ispitivanje očvrslog betona - Deo 6: Čvrstoća pri zatezanju cepanjem uzoraka za ispitivanje. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [79] ISS (2008b): SRPS EN 10080: Betonski čelik - Zavarivi betonski čelik - Opšti deo. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [80] ISS (2009): SRPS EN 1097-3: Ispitivanja mehaničkih i fizičkih svojstava agregata - Deo 3: Određivanje šupljina i zapreminske mase u rastresitom stanju. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [81] ISS (2010a): SRPS EN 12350-2: Ispitivanje svežeg betona- Deo 2: Ispitivanje sleganja. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [82] ISS (2010b): SRPS EN 12390-3: Ispitivanje očvrslog betona - Deo 3: Čvrstoća pri pritisku uzoraka za ispitivanje. Institut za standardizaciju Srbije ISS, Beograd. [83] JIS A 5021 (2005): Recycled aggregate for concrete-class H. Japanese Standard Association, Japan. Literatura 195 [84] Jurić B., Hanžić L., Ilić R., Samec N. (2006): Utilization of municipal solid waste bottom ash and recycled aggregate in concrete. Waste Management, 26: 1436-1442. [85] Katz A. (2003): Performance of concrete made with recycled aggregate from partially hydrated old concrete. Cement and Concrete Research 33: 703-711. [86] Khatib J.M. (2005): Properties of concrete incorporating fine recycled aggregate, Cement and Concrete Research 35: 763-769. [87] Kerkhoff B., Siebel E. (2003): Properties of concrete with recycled aggregates. German Cement Works Association, Concrete Technology Reports, str. 47-58. [88] Knights J. (1998): Relative performance of high quality concretes containing recycled aggregates and their use in construction. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 275-286. [89] Kottegoda N., Rosso R. (2008): Applied statistics for civil and environmental engineers, Blackwell Publishing, United Kingdom. [90] Kou S.C., Poon C. S., Chan D. (2007): Influence of fly ash as cement replacement on the properties of recycled aggregate concrete. Journal of materials in civil engineering, ASCE, str. 709-717. [91] Kou S.C., Poon C. S., Argela F. (2011a): Comparisons of natural and recycled aggregate concretes prepared with the addition of different mineral admixtures. Cement and Concrete Composrites 33: 788-795. [92] Kou S.C., Poon C. S., Etxeberria M. (2011b): Comparisons of natural and recycled aggregate concretes prepared with the addition of different mineral admixtures. Cement and Concrete Composrites 33: 286-291. [93] Kou S.C., Poon C. S. (2012): Enhansing durability properties of concrete prepared with coarse recycled aggregate. Construction and building materials 35: 69-76. [94] Lauritzen E. (2004): Recycling Concrete – An overview of development and challenges. International RILEM Conference on the Use of Recycled Materials in Building and Structures. Barcelona, Spain. [95] Lauritzen E. (2006): Research needs on regeneration of construction and demoliton waste. Workshop “Research in waste area - Towards the FP7, Brussels, Belgium. [96] Li X. (2008): Recycling and reuse of waste concrete in China. Part I-Material behaviour of recycled aggregate concrete. Resour.Conserv.Recycl. 53: 36-44. [97] Li X. (2009): Recycling and reuse of waste concrete in China. Part II -Structural behaviour of recycled aggregate concrete and Literatura 196 engineering applications. Resources, Conservation and Recycling 53: 107-112. [98] Limbachiya M.C., Leelawat T., Dhir R.K. (2000): Use of recycled concrete aggregate in high-strenght concrete, Materials and Structures 33: 574-580. [99] Limbachiya M. (2010): Recycled aggregates: Production, properties and value-added sustainable applications. Journal of Wuhan University of Technology - Materials Science Edition, str. 1011-1016. [100] Lovato P.S., Possan E., Dal Molin D.C.C, Masuero A.B., Ribeiro J.L.D. (2012): Modeling of mechanical properties and durability of recycled aggregate concretes. Construction and building materials 26: 437-447. [101] Malešev M., Radonjanin V., Dimča M. (2006): Research of possibility of application of recycled concrete as aggregate for new concrete – Part I. Proceeding of the 4th International Scientific Conference INDIS 2006 – Planning, design, construction and renewal in the construction industry, Novi Sad, Serbia, str. 495-504. [102] Malešev M., Radonjanin V., Marinković S. (2010): Recycled concrete as aggregate for structural concrete production. Sustainability 2: 1204-1225, doi:10.3390/su2051204. [103] Malešev M., Radonjanin V., Marinković S., Al Malty A.M.S. (2012): GRAC- Green Recycled Aggregate Concrete. Proceeding of the 14th International Conference and Exhibition: Structural Faults and Repairs, Edinburgh, Scotland. [104] Marinković S., Radonjanin V., Malesev M., Ignjatović I. (2010): Comparative environmental assessment of natural and recycled aggregate concrete. Waste manag. 30: 2255-2264. [105] Marinković S., Ignjatović I., Radonjanin V., Malesev M., (2012): Recycled Aggregate Concrete for Structural Use – An Overview of Technologies, Properties and Applications. In book: Innovative Materials and Techniques in Concrete Construction (Editor: Fardis M.) Springer Sciense+Business media B.V, str. 115-130. [106] Meyer C. (2009).: The greening of the concrete industry. Cement and Concrete Composites 31: 601-605. [107] Meyer C. (2002): Concrete and Sustainable Development, Special Publication ACI 206. American Concrete Institute, Farmington Hills, M.I., U.S.A. [108] Model Code (2010): First complete draft, Volume 2. Fédération de l'Industrie du Béton (fib), Lausanne, Switzerland. [109] Muller C. (1998): Requirements on concrete for future recycling. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 19-30. Literatura 197 [110] Muravljov M. (1998): Građevinski materijali, DIP “ Građevinska knjiga”. [111] NEN 5905 (1997): Toeslagmaterialen voor beton – Materialen met een volumieke massa van ten minste 2000 kg/m2. Dutch Normalization Institute. [112] NEN 8005 (2008): Duch supplement to NEN-EN 206-1: Concrete – Part 1: Specification, performance, production and conformity. Dutch Normalization Institute. [113] Nevil A.M.(1976): Svojstva betona, Građevinska knjiga, str. 530. [114] Noguchi T. (2010): Lifecycle Perspective of Technologies and Properties of Recycled Aggregate Concrete in Japan. International Concrete Sustainability Conference, Dubai, UAE. [115] Oikonomou ND (2005): Recycled concrete aggregates. Cem. and Concr. Compos. 27: 315-318. [116] Padmini A.K., Ramamurthy K., Mathews M.S. (2009): Influence of parent concrete on the properties of recycled aggregate concrete. Construction and Building Materials 23: 829-836. [117] Poon C.S., Azhar S., Kou S.C. (2003): Recycled Aggregates for Concrete Applications. Proceedings of the conference: Materials Science and Technology in Engineering, Hong Kong. [118] Poon C. S., Shui Z. H., Lam C. S., Fok H., Kou S.C. (2004a): Influence of moisture states of natural and recycled aggregates on the slump and compressive strength of concrete. Cement and Concrete Research 34: 31-36. [119] Poon C.S., Shui Z.H., Lam L. (2004b): Effect of microstructure of ITZ on compressive strength of concrete prepared with recycled aggregates. Constr. and Build. Mater. 18: 461-468. [120] Poon C. S., Kou S.C., Lam C. S. (2007): Influence of recycled aggregate on slump and bleeding of fresh concrete. Materials and Structures 40: 981-988. [121] Radonjanin V., Malešev M., Dimča M. (2006): Research of possibility of application of recycled concrete as aggregate for new concrete – Part II, Proceedings of the 4th International Scientific Conference INDIS 2006 – Planning, design, construction and renewal in the construction industry, Novi Sad, Serbia: 505-516. [122] Rahal K. (2007): Mechanical properties of concrete with recycled coarse aggregate. Build. and Environ. 42: 407-415. [123] Reis C.N.S., Leite M.B., Lima P.R.L. (2009): Influence of the diameter of the bar and CDW contetnt on the bond behaviour of recycled reinforced concrete. Proceeding of the 2nd RILEM Conference on Progress of recycling in the built environment, Sao Paulo, Brasil, str. 207-214. Literatura 198 [124] RILEM Recommendation (1994): Specifications for concrete with recycled aggregates. Mater. Struct. 27: 557-559. [125] RILEM TC (1983): RC 6 - Bond test for reinforcement steel. 2. Pull-out test, in Book: RILEM Recommendations for the Testing and Use of Constructions Materials (1994), str. 218-220. [126] Roos F. (1998): Verification of the dimensioning values for concrete with recycled concrete aggregate. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 309-319. [127] Safiuddin, M., Alengaram, U., Salam, M., Jumaat, M., Jaafar, F., & Saad, H. (2011). Properties of high-workability concrete with recycled concrete aggregate. Materials Research 14: 248-255. [128] Sagoe-Crentsil K.K., Brown T., Taylor A.H. (2001): Performance of concrete made with commercially produced coarse recycled concrete aggregate, Cement and Concrete Research 31: 707-712. [129] Sakai K. (2005): Environmental design for concrete structures. J. of Advanc. Concr. Technol. 3(1):17-28. [130] Sakai K. (2009): Recycling concrete – the present state and future perspective. TCG-JSCE Joint Seminar, Athens, Greece. library.tee.gr/digital/m2469/m2469_sakai.pdf. Dostupno: 23.jul 2012. [131] Sanchez de Juan M., Gutierrez P.A. (2004): Influence of recycled aggregate quality on concrete properties, International RILEM Conference on the Use of Recycled Materials in Building and Structures, Barcelona, str. 9. [132] Santos J. R., Branco F., Brito J. (2004): Mechanical Properties of Concrete with Coarse Recycled Aggregates. Structural Engineering International 14 (3): 213-215. [133] Sato R., Maruyama I., Sogabe T., Sogo M. (2007): Flexural Bahaviour of Reinforced Recycled Concrete Beams. Japan Concrete Insitute, Journal of Advanced Concrete Technology 5 (1): 43-61. [134] Sogo M., Sogabe T., Maruyama I., Sato R., Kawai K.(2004): Shear Behaviour of Reinforced Recycled Concrete Beams, International RILEM Conference on Use of Recycled Materials in Buildings and Structures, Barcelona, str. 610-618. [135] Somna R, Jaturapitakkul C., Rattanachu P., Chalee W. (2012): Effect of ground bagasse ash on mechanical and durability properties of recycled aggregate concrete. Materials and Design 36: 597-603. [136] Symonds, Argus, Cowi and PRC Bouwcentrum (1999): Construction and Demolition Waste Management Practices and their Economic Impact. Report of the Project Group to the European Commission. http://ec.europa.eu/environment/waste/studies/cdw/cdw_chapter1-6.pdf. Accessed on July 23, 2012. Literatura 199 [137] Tam V. (2005): Recycled aggregate from concrete waste for higher grades of concrete construction. Doctoral thesis. City University of Hong Kong. [138] Tam W.Y.V., Tam C.M. (2008): Diversifying two-stage mixing approach (TSMA) for recycled aggregate concrete: TSMAs and TSMAsc. Constr. and Build. Mater. 22: 2067-2077. [139] Tam W.Y.V., Wang K., Tam C.M. (2008): Assessing relationships among properties of demolished concrete, recycled aggregate and recycled aggregate concrete using regression analysis, J.Hazard.Mater. 152(2): 703-714. [140] Tam W.Y.V., Gao X.F., Tam C.M.,.Ng K.M. (2009): Physio- chemical reactions in recycled aggregate concrete. J.Hazard.Mater. 163(2-3), 823-828. [141] Tangchirapat W., Buranasing R., Jaturapitakkul C. (2010): Use of High Fineness of Fly Ash to Improve Properties of Recycled Aggregate Concrete. ASCE, Journal of Materials in Civil Engineering, 565-571. [142] Tavakoli M., Soroushian P. (1996): Strenght of recycled aggregate concrete made using field-demolished concrete as aggregate, ACI Materials Journal 93(2). [143] Teranishi K., Dosho Y., Narikawa M., Kikuchi M. (1998): Application of recycled aggregate concrete for structural concrete. Part 3 – Production of recycled aggregate by real-scale plant and quality of recycled concrete aggregate. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 143-156. [144] Van der Wegen G., Haverkort R. (1998): Recycled construction and demolition waste as a fine aggregate for concrete. Proceedings of the International Symposium „Sustainable Construction: Use of Recycled Concrete Aggregate“. Tomas Telford, London, UK. str. 333- 346. [145] Vecchio F.J., Collins M.P. (1986): The modified compression- field theory for reinforced concrete elements subjected to shear. ACI Journal, March-April, str.219-231. [146] Villagran-Zaccardi Y.A., Zega C.J., Di Maio A.A. (2008): Chloride penetration and binding in recycled concrete. ASCE: Journal of materials in civil engineering: 449-455. [147] Works Bureau (2002) Works Bureau Technical Circular 12/2002, Specifications Facilitating the Use of Recycled Aggregates, Hong Kong SAR Government. [148] Xiao J., Li J., Zhang Ch. (2005): Mechanical properties of recycled aggregate concrete under unicaxial loading. Cement and Concrete Research 35: 1187-1194. Literatura 200 [149] Xiao J., Sun Y., Falkner H.(2006): Seismic performance of frame structures with recycled aggregate concrete, Engineering Structures 28:.1-8. [150] Xiao J., Falkner H. (2007): Bond behavior between recycled aggregate concrete and steel rebars. Construction and building materials 21: 395-401. [151] Xiao J., Huang Y., Yang J., Chang C.(2012): Mechanical properties of confined recycled aggregate concrete under axial compression, Construction and Building Materials 26: 591-603. [152] Xiao J., Xie H., Yang Z. (2012): Shear transfer across a crack in recycled aggregate concrete. Cement and Concrete Research 42: 700- 709. [153] Xiao J., T. L. Pham, P. J. Wang, G. Gao (2013): Behaviors of semi-precast beam made of recycled aggregate concrete, Struct. Design Tall Spec. Build. Published online in Wiley Online Library (wileyonlinelibrary.com/journal/tal). DOI: 10.1002/tal.1071 [154] Xudong C., Wanshan H., Jikai Z.(2012): Effect of moisture content on compressive and split tensile strength of concrete. Indian Journal of Engineering and Materials Sciences 19: 427-435. [155] Yagishita F., Sano M., Yamada M. (1994): Behaviour of Reinforced Concrete Beams Containing Recycled Aggregate. Proceeding of 3rd International RILEM Symposium Demolition Reuse Concrete Masonry, str. 331-342. [156] Yang K.H., Chung H.S., Ashour A. (2008): Influence of type and replacement level of recycled aggregates on concrete properties. ACI Mater. J. 105(3): 289-296. [157] Yang Y.F., Han L.H. (2006): Experimental behaviour of recycled aggregate concrete filled steel tubular columns, Journal of constructional steel research 62: 1310-1324. [158] Yang J., Du Q., Bao Y. (2011): Concrete with recycled concrete aggregate and crushed clay bricks. Construction and building materials 25: 1935-1945. Prilog A 201 PRILOG A: NUMERIČKI PODACI IZ LITERATURE A.1 ČVRSTOĆA PRI PRITISKU NAC I RAC BETONA SA KRUPNIM RCA Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.36 48.4 100 0.36 44.5 91.9 0 0.36 48.9 100 0.36 46.1 94.3 0 0.36 48.9 100 0.36 52.5 107.4 0 0.36 48.9 100 0.36 45.2 92.4 0 0.36 48.9 100 0.36 49.6 101.4 0 0.36 52.3 100 0.36 54.4 104.0 0 0.36 64 100 0.36 55.8 87.2 0 0.36 64 100 0.36 55.8 87.2 0 0.36 64 100 0.36 60.8 95.0 0 0.36 64 100 0.36 60.9 95.2 0 0.36 64 100 0.36 58.4 91.3 0 0.36 60.2 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2002 100 0.36 63.3 105.1 0 0.65 22.7 100 0.65 20.3 89.4 0 0.65 23.6 100 0.65 22.1 93.6 0 0.5 32.3 100 0.5 29.2 90.4 0 0.5 26.7 100 0.5 25.1 94.0 0 0.48 36 100 0.48 32.2 89.4 0 0.48 28.9 100 0.48 27.2 94.1 0 0.43 46 100 0.43 39.4 85.7 0 0.43 31.1 100 0.43 28.7 92.3 0 0.4 53.5 100 0.4 46.5 86.9 0 0.4 33.7 Rahal, 2007 100 0.4 29.5 87.5 Prilog A 202 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.55 42.1 100 0.55 24.1 57.2 100 0.55 29.1 69.1 100 0.56 25.8 61.3 0 0.55 34.6 100 0.55 30.5 88.2 100 0.56 26.6 76.9 Katz, 2003 100 0.55 26.8 77.5 0 0.43 35.9 30 0.43 34.1 95.0 50 0.43 29.6 82.5 70 0.43 30.3 84.4 100 0.43 26.7 74.4 0 0.43 29.6 30 0.43 25.4 85.8 50 0.43 23.6 79.7 70 0.43 24.2 81.8 Xiao i ost., 2005 100 0.43 23.8 80.4 0 0.57 48.3 20 0.57 44.9 93.0 50 0.57 44.7 92.5 100 0.57 46.8 96.9 0 0.57 40.2 20 0.57 43.2 107.5 50 0.57 39.7 98.8 100 0.57 43.3 107.7 0 0.57 46 20 0.57 43 93.5 50 0.57 38.1 82.8 Poon i ost., 2004a 100 0.57 39.1 85.0 0 0.55 48.6 20 0.55 45.3 93.2 50 0.55 42.5 87.4 80 0.55 39.2 80.7 Poon i ost., 2007 100 0.55 37.1 76.3 0 0.5 41.5 100 0.5 32.6 78.6 Poon i ost., 2004b 100 0.5 38.7 93.3 0 0.52 39 15 0.52 38.1 97.7 30 0.52 37 94.9 60 0.52 35.8 91.8 Gomez-Soberon, 2002a 100 0.52 34.5 88.5 0 0.43 43.5 50 0.43 39.3 90.2 Xiao&Falkner, 2007 100 0.43 34.6 79.6 Yang&Han, 2006 0 0.5 42.7 Prilog A 203 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 25 0.5 41.8 97.9 Yang&Han, 2006 50 0.5 36.6 85.7 0 0.58 35 100 0.58 27 77.1 100 0.58 27 77.1 100 0.58 27 77.1 100 0.58 28 80.0 100 0.58 27 77.1 100 0.58 25 71.4 100 0.58 28 80.0 100 0.58 26 74.3 100 0.58 26 74.3 0 0.43 49 100 0.43 33 67.3 100 0.43 35 71.4 100 0.43 35 71.4 100 0.43 32 65.3 100 0.43 35 71.4 100 0.43 36 73.5 100 0.43 34 69.4 100 0.43 33 67.3 100 0.43 34 69.4 0 0.34 56 100 0.34 37 66.1 100 0.34 39 69.6 100 0.34 40 71.4 100 0.34 36 64.3 100 0.34 40 71.4 100 0.34 40 71.4 100 0.34 36 64.3 100 0.34 39 69.6 100 0.34 41 73.2 0 0.58 37 100 0.58 29 78.4 100 0.58 27 73.0 100 0.58 24 64.9 100 0.58 32 86.5 100 0.58 30 81.1 100 0.58 29 78.4 100 0.58 32 86.5 100 0.58 31 83.8 100 0.58 31 83.8 0 0.43 50 100 0.43 35 70.0 100 0.43 40 80.0 100 0.43 39 78.0 100 0.43 37 74.0 100 0.43 38 76.0 100 0.43 38 76.0 Padmini i ost., 2009 100 0.43 37 74.0 Prilog A 204 Istraživanje krupan RCA1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 100 0.43 39 78.0 100 0.43 36 72.0 0 0.34 57 100 0.34 40 70.2 100 0.34 42 73.7 100 0.34 43 75.4 100 0.34 41 71.9 100 0.34 42 73.7 100 0.34 42 73.7 100 0.34 39 68.4 100 0.34 39 68.4 100 0.34 44 77.2 0 0.58 31 100 0.58 28 90.3 100 0.58 27 87.1 100 0.58 27 87.1 0 0.43 45 100 0.43 36 80.0 100 0.43 37 82.2 100 0.43 39 86.7 0 0.34 52 100 0.34 39 75.0 100 0.34 40 76.9 Padmini i ost., 2009 100 0.34 41 78.8 0 0.45 36.9 63.5 0.45 39.2 106.2 100 0.45 41.8 113.3 0 0.45 35.6 74.3 0.45 40 112.4 Abas i ost., 2009 100 0.45 39.7 111.5 0 0.52 39 15 0.52 38.1 97.7 30 0.52 37 94.9 60 0.52 35.8 91.8 Gomez-Soberon, 2002b 100 0.52 34.5 88.5 0 0.45 35.2 63.5 0.45 41.4 117.6 Fathifazl i ost., 2011a 100 0.45 43.9 124.7 0 0.4 58.6 100 0.4 46.1 78.7 0 0.45 56.1 100 0.45 45.8 81.6 0 0.5 51.2 100 0.5 39.9 77.9 0 0.55 47.1 100 0.55 36.3 77.1 0 0.6 43.9 Corinaldesi, 2010 100 0.6 34.7 79.0 Prilog A 205 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.45 38.8 63.5 0.45 41.6 107.2 0 0.45 34.4 Fathifazl i ost., 2011b 74.3 0.45 49.1 142.7 0 0.43 51 20 0.43 48.8 95.7 50 0.43 51.3 100.6 100 0.43 51.2 100.4 0 0.43 51.7 20 0.43 50.6 97.9 50 0.43 50.3 97.3 100 0.43 49.2 95.2 0 0.43 48.8 20 0.43 48 98.4 50 0.43 52 106.6 100 0.43 51.4 105.3 0 0.43 50.5 20 0.43 50.1 99.2 50 0.43 48.8 96.6 Fonseca i ost., 2011 100 0.43 50 99.0 0 0.55 40.2 50 0.55 39.6 98.6 0 0.55 39.2 50 0.55 39.2 100.2 0 0.55 39.1 50 0.55 41.5 106.2 0 0.55 37.7 Gonzalez-Fonteboa& Martinez-Abella, 2007 50 0.55 40.5 107.4 0 0.65 31.9 20 0.65 31.7 99.3 50 0.65 32.4 101.3 100 0.65 30.1 94.4 0 0.65 41.5 20 0.65 37.0 89.3 50 0.65 37.6 90.6 100 0.65 37.1 89.4 0 0.5 44.8 20 0.5 43.7 97.6 50 0.5 37.5 83.6 100 0.5 40.5 90.5 0 0.5 58.5 20 0.5 50.8 86.8 50 0.5 43.4 74.1 Gonzalez-Fonteboa i ost., 2011a 100 0.5 46.6 79.6 0 0.45 66.8 20 0.45 62.4 93.4 50 0.45 55.8 83.5 Kou i ost., 2007 100 0.45 42.0 62.9 Prilog A 206 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.55 43.8 100 0.55 34.3 78.3 Kou i ost., 2011b 100 0.55 35.6 81.3 0 0.35 37.7 73 0.35 36.5 96.8 0 0.45 28.8 50 0.45 29.9 103.8 0 0.45 30.7 50 0.45 33 107.5 0 0.5 26.5 Villagran-Zaccardi i ost., 2008 73 0.5 23.6 89.1 0 0.47 54.7 100 0.47 51.2 93.6 0 0.47 54.6 Yang i ost., 2011 100 0.47 51.9 95.1 0 0.6 34.4 100 0.6 44.1 128.2 100 0.6 36.9 107.3 0 0.38 54.7 100 0.38 59 107.9 Butler i ost., 2011 100 0.38 54 98.7 0 0.43 51.7 20 0.43 50.6 97.9 50 0.43 50.3 97.3 100 0.43 49.2 95.2 0 0.43 51 20 0.43 48.8 95.7 50 0.43 51.3 100.6 100 0.43 51.2 100.4 0 0.43 48.8 20 0.43 48 98.4 50 0.43 47.7 97.7 100 0.43 47.2 96.7 0 0.43 50.5 20 0.43 50.1 99.2 50 0.43 48.8 96.6 Amorim i ost., 2012 100 0.43 50 99.0 0 0.44 37.1 30 0.44 33.8 91.3 60 0.44 32.4 87.3 100 0.44 29.2 78.7 0 0.33 36.8 30 0.33 34.9 94.8 60 0.33 37.7 102.5 Choi&Yun, 2012 100 0.33 36.6 99.5 0 0.55 48.6 20 0.55 45.3 93.2 Kou&Poon, 2012 50 0.55 42.5 87.4 Prilog A 207 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] Kou&Poon, 2012 100 0.55 38.1 78.4 0 0.49 29 50 0.49 24.9 85.9 100 0.49 19.3 66.6 0 0.43 29.6 Xiao i ost., 2012 100 0.43 27 91.2 0 0.41 67.6 100 0.42 58.2 86.1 0 0.53 55.7 100 0.54 50.2 90.1 0 0.66 44.4 Barra&Vasquez, 1998 100 0.67 40.3 90.8 0 0.56 45.2 30 0.56 46.7 103.3 60 0.56 44.7 98.9 30 0.56 43 95.1 60 0.56 34.8 77.0 0 0.56 46.3 30 0.56 46.5 100.4 60 0.56 43.8 94.6 30 0.56 40 86.4 60 0.56 37.3 80.6 0 0.43 70 30 0.43 63.3 90.4 60 0.43 58.8 84.0 30 0.43 58.7 83.9 60 0.43 48.3 69.0 0 0.43 66.7 30 0.43 65 97.5 60 0.43 56.2 84.3 30 0.43 57.7 86.5 Knights, 1998 60 0.43 51.7 77.5 0 0.55 47 100 0.55 44 93.6 0 0.55 48 100 0.55 44 91.7 0 0.55 42 Roos, 1998 100 0.55 35 83.3 0 0.55 42.6 100 0.55 32.8 77.0 0 0.33 82.5 100 0.33 65.9 79.9 0 0.55 35 100 0.55 27.6 78.9 0 0.33 61.3 Muller, 1998 100 0.33 47.7 77.8 Prilog A 208 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.35 46.6 30 0.35 47.8 102.6 50 0.35 41.3 88.6 100 0.35 44.8 96.1 0 0.45 36.2 30 0.45 33.1 91.4 50 0.45 32.5 89.8 Fathifazl, 2008 100 0.45 30.9 85.4 0 0.55 28.8 30 0.55 28.4 98.6 50 0.55 25.2 87.5 100 0.55 19.8 68.8 0 0.35 54.4 30 0.35 57.5 105.7 50 0.35 54.2 99.6 100 0.35 51.5 94.7 0 0.45 45.3 30 0.45 48.7 107.5 50 0.45 49.6 109.5 100 0.45 43 94.9 0 0.55 37.5 30 0.55 38.7 103.2 50 0.55 42.4 113.1 100 0.55 31.5 84.0 0 0.35 40.8 30 0.35 40.9 100.2 50 0.35 36.6 89.7 100 0.35 44.9 110.0 0 0.45 33.7 30 0.45 34.7 103.0 50 0.45 36.6 108.6 100 0.45 34.3 101.8 0 0.55 30 30 0.55 27 90.0 50 0.55 26.5 88.3 100 0.55 26.8 89.3 0 0.35 53.1 30 0.35 53.5 100.8 50 0.35 48.6 91.5 100 0.35 54.7 103.0 0 0.45 40.7 30 0.45 46.4 114.0 50 0.45 42.6 104.7 100 0.45 43.9 107.9 0 0.55 40.5 30 0.55 39.1 96.5 50 0.55 36.1 89.1 Fathifazl, 2008 100 0.55 37.9 93.6 Prilog A 209 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.5 42.6 100 0.5 45.2 106.1 0 0.36 53.6 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2012 100 0.36 54.4 101.4 0 0.524 43.7 Ignjatović i ost., 2012 50 0.524 44.2 101.1 0 0.45 55.7 5 0.45 57.3 102.8 10 0.45 59.0 105.9 15 0.45 56.3 101.0 20 0.45 53.7 96.3 25 0.45 52.3 93.9 30 0.45 58.1 104.2 40 0.45 52.1 93.6 50 0.45 52.5 94.2 60 0.45 52.0 93.3 70 0.45 55.0 98.8 80 0.45 46.9 84.2 90 0.45 51.9 93.1 100 0.45 51.7 92.8 0 0.45 56.0 5 0.45 63.8 113.9 10 0.45 64.5 115.2 15 0.45 61.3 109.4 20 0.45 65.1 116.2 25 0.45 63.1 112.7 30 0.45 66.2 118.1 40 0.45 54.7 97.6 50 0.45 54.6 97.5 60 0.45 57.5 102.6 70 0.45 55.2 98.5 80 0.45 48.9 87.4 90 0.45 52.7 94.1 Tam, 2005 100 0.45 55.6 99.2 1 sadržaj od 0% krupnog RCA znači da se radi o betonu sa kompletno prirodnim agregatom; sitan agregat je u svakom slučaju prirodni agregat 2 efektivni vodocementni faktor 3 čvrstoća betona pri pritisku na 28 dana Prilog A 210 A.2 ČVRSTOĆA PRI PRITISKU NAC I RAC BETONA SA SITNIM RCA Istraživanje sitan RCA 1 [%] w/c 2 fc,283 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.5 46.7 25 0.5 35.3 75.6 50 0.5 35.2 75.4 75 0.5 35.1 75.2 Khatib, 2005 100 0.5 30 64.2 0 0.41 59.4 10 0.42 62.2 104.7 20 0.44 58.4 98.3 30 0.45 61.3 103.2 50 0.46 60.8 102.4 100 0.48 61 102.7 0 0.41 59.3 10 0.42 59 99.5 20 0.44 57.3 96.6 30 0.45 57.1 96.3 50 0.46 58.8 99.2 Evangelista&Brito, 2007 100 0.48 54.8 92.4 0 0.41 59.3 30 0.45 57.3 96.6 Evangelista&Brito, 2010 100 0.48 54.8 92.4 0 0.5 32.4 Lovato i ost., 2011 100 0.6 24.3 75.0 0 0.44 31.51 30 0.44 29.88 94.8 60 0.44 31.04 98.5 Choi&Yun, 2012 100 0.44 27.4 87.0 0 0.42 37.22 25 0.47 32.15 86.4 Reis i ost., 2009 50 0.52 32.56 87.5 0 0.5 44.6 15 0.5 41.7 93.5 30 0.5 41.1 92.2 0 0.5 42.7 30 0.5 41.4 97.0 0 0.5 49.2 15 0.5 49.4 100.4 Teranishi i ost., 1998 30 0.5 46 93.5 Prilog A 211 Istraživanje sitan RCA [%] w/c fc,28 3 [Mpa] fc,RAC/fc,NAC [%] 0 0.55 48.1 50 0.55 43.8 91.1 50 0.55 40.7 84.6 50 0.55 39.9 83.0 50 0.55 39 81.1 50 0.55 36.7 76.3 50 0.55 37.6 78.2 0 0.55 46.1 100 0.55 40.8 88.5 100 0.55 38.1 82.6 25 0.55 42.8 92.8 25 0.55 43.8 95.0 25 0.55 41.6 90.2 Van der Wegen&Haverkort, 1998 25 0.55 42.1 91.3 1 sadržaj od 0% sitnog RCA znači da se radi o betonu sa kompletno prirodnim agregatom; krupan agregat je u svakom slučaju prirodni agregat 2 vodocementni faktor 3 čvrstoća betona pri pritisku na 28 dana Prilog A 212 A.3 ČVRSTOĆA PRI ZATEZANJU NAC I RAC BETONA SA KRUPNIM RCA Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 ft,283 [Mpa] ft,RAC/ft,NAC [%] 0 0.36 4.10 100 0.36 4.00 97.6 0 0.36 3.60 100 0.36 3.40 94.4 0 0.36 3.60 100 0.36 4.00 111.1 0 0.36 3.60 100 0.36 3.50 97.2 0 0.36 3.60 100 0.36 3.80 105.6 0 0.36 4.20 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2002 100 0.36 4.00 95.2 0 0.55 5.00 100 0.55 4.70 94.0 100 0.55 4.60 92.0 100 0.56 5.40 108.0 0 0.55 6.10 100 0.55 5.30 86.9 100 0.56 6.10 100.0 Katz, 2003 100 0.55 5.40 88.5 0 0.51 2.66 50 0.51 3.20 120.2 Malešev i ost., 2010 100 0.51 2.78 104.5 0 0.52 3.70 15 0.52 3.70 100.0 30 0.52 3.60 97.3 60 0.52 3.40 91.9 Gomez-Soberon, 2002a 100 0.52 3.30 89.2 0 0.50 3.00 100 0.50 2.90 96.7 0 0.36 3.90 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2012 100 0.36 3.80 97.4 0 0.43 2.83 20 0.43 2.35 83.1 50 0.43 2.86 101.0 Fonseca i ost., 2011 100 0.43 3.14 110.8 0 0.55 2.43 100 0.55 2.21 90.9 Kou i ost., 2011b 100 0.55 2.26 93.0 0 0.47 4.29 100 0.47 3.44 80.2 0 0.47 4.09 Yang i ost., 2011 100 0.47 3.79 92.7 Prilog A 213 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 ft,283 [Mpa] ft,RAC/ft,NAC [%] 0 0.55 3.70 100 0.55 3.20 86.5 0 0.55 3.50 Roos, 1998 100 0.55 2.80 80.0 0 0.55 2.80 Muller, 1998 100 0.55 2.40 85.7 0 0.55 3.48 50 0.55 3.41 98.0 0 0.55 3.55 50 0.55 3.30 93.0 0 0.55 3.32 50 0.55 3.36 101.2 0 0.55 2.94 Gonzalez-Fonteboa& Martinez-Abella, 2007 50 0.55 3.40 115.6 0 0.65 2.91 20 0.65 2.40 82.5 50 0.65 2.48 85.2 100 0.65 2.62 90.0 0 0.50 2.83 20 0.50 3.07 108.5 50 0.50 2.90 102.5 Gonzalez-Fonteboa i ost., 2011b 100 0.50 2.93 103.5 0 0.45 3.43 20 0.45 3.16 92.1 50 0.45 2.97 86.6 100 0.45 2.84 82.8 0 0.55 3.32 20 0.55 3.21 96.7 50 0.55 3.16 95.2 Kou i ost., 2007 100 0.55 3.06 92.2 0 0.45 4.44 5 0.45 3.71 83.6 10 0.45 3.57 80.4 15 0.45 3.65 82.2 20 0.45 3.81 85.8 25 0.45 3.66 82.4 30 0.45 3.59 80.9 40 0.45 4.09 92.1 50 0.45 3.87 87.2 60 0.45 3.76 84.7 70 0.45 3.49 78.6 80 0.45 3.45 77.7 90 0.45 2.88 64.9 100 0.45 3.11 70.0 0 0.45 4.60 5 0.45 4.12 89.6 10 0.45 4.28 93.0 15 0.45 4.37 95.0 Tam, 2005 20 0.45 4.86 105.7 Prilog A 214 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 ft,283 [Mpa] ft,RAC/ft,NAC [%] 25 0.45 4.09 88.9 30 0.45 3.91 85.0 40 0.45 4.32 93.9 50 0.45 4.22 91.7 60 0.45 3.85 83.7 70 0.45 4.02 87.4 80 0.45 4.08 88.7 90 0.45 3.00 65.2 Tam, 2005 100 0.45 3.13 68.0 0 0.35 4.50 30 0.35 4.50 100.0 50 0.35 4.90 108.9 100 0.35 4.20 93.3 0 0.45 4.00 30 0.45 4.40 110.0 50 0.45 4.30 107.5 100 0.45 4.00 100.0 0 0.55 3.50 30 0.55 3.40 97.1 50 0.55 4.10 117.1 100 0.55 4.20 120.0 0 0.35 3.70 30 0.35 4.90 132.4 50 0.35 4.10 110.8 100 0.35 4.00 108.1 0 0.45 4.40 30 0.45 5.60 127.3 50 0.45 4.60 104.5 100 0.45 4.40 100.0 0 0.55 4.50 30 0.55 4.80 106.7 50 0.55 4.30 95.6 Fathifazl, 2008 100 0.55 3.00 66.7 1 sadržaj od 0% krupnog RCA znači da se radi o betonu sa kompletno prirodnim agregatom; sitan agregat je u svakom slučaju prirodni agregat 2 efektivni vodocementni faktor 3 čvrstoća pri zatezanju cepanjem na 28 dana Prilog A 215 A.4 MODUL ELASTIČNOSTI NAC I RAC BETONA SA KRUPNIM RCA Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 E283 [Mpa] ERAC/ENAC [%] 0 0.36 30.0 100 0.36 27.4 81.4 0 0.36 30.9 100 0.36 28.1 82.6 0 0.36 30.9 100 0.36 30.1 82.7 0 0.36 30.9 100 0.38 27.5 77.5 0 0.36 30.9 100 0.36 28.5 81.8 0 0.36 39.8 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2002 100 0.36 36.5 81.6 0 0.65 11.4 100 0.65 12.4 108.8 0 0.5 14.9 100 0.5 11.3 75.8 0 0.48 15.7 100 0.48 14.9 94.9 0 0.43 17.8 100 0.43 14.7 82.6 0 0.4 17.1 Rahal, 2007 100 0.4 13.4 78.4 0 0.55 23.1 100 0.55 11.4 49.4 100 0.55 11.5 49.8 100 0.56 13.3 57.6 0 0.55 22.7 100 0.55 13.7 60.4 100 0.56 14.2 62.6 Katz, 2003 100 0.55 11.3 49.8 0 0.52 29.7 15 0.52 29.1 98.0 30 0.52 27.8 93.6 60 0.52 26.6 89.6 Gomez-Soberon, 2002a 100 0.52 26.7 89.9 0 0.5 33.3 20 0.5 32.4 97.2 50 0.5 33.5 100.6 100 0.5 30.3 91.1 0 0.5 36.2 20 0.5 32.4 89.3 50 0.5 34.1 94.1 Domingo -Cabo i ost., 2009 100 0.5 31.0 85.6 Prilog A 216 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 E283 [Mpa] ERAC/ENAC [%] 0 n.d. 32.2 20 n.d. 31.2 97.0 50 n.d. 31.2 97.0 Domingo -Cabo i ost., 2009 100 n.d. 31.6 98.2 0 0.5 27.5 25 0.5 26.1 94.9 Yang&Han, 2006 50 0.5 24.6 89.5 0 0.55 32.2 Gonzalez-Fonteboa& Martinez-Abella, 2007 50 0.55 28.6 88.7 0 0.514 35.6 50 0.514 32.3 90.7 Malešev i ost., 2010 100 0.514 29.1 81.9 0 0.52 29.7 15 0.52 29.1 98.0 30 0.52 27.8 93.6 60 0.52 26.6 89.6 Gomez-Soberon, 2002b 100 0.52 26.7 89.9 0 n.d. 27.0 30 n.d. 27.5 101.9 50 n.d. 27.5 101.9 100 n.d. 26.5 98.1 0 n.d. 28.5 30 n.d. 28.0 98.2 50 n.d. 28.0 98.2 100 n.d. 27.5 96.5 0 n.d. 30.0 30 n.d. 30.0 100.0 50 n.d. 31.0 103.3 Limbachiya i ost., 2000 100 n.d. 30.5 101.7 0 n.d. 36.3 100 n.d. 28.3 78.0 0 n.d. 51.4 Abukersh&Fairfield, 2011 100 n.d. 40.0 77.8 0 0.4 37.3 100 0.4 32.7 87.7 0 0.45 36.9 100 0.45 33.3 90.2 0 0.5 35.6 100 0.5 27.7 77.8 0 0.6 33.9 Corinaldesi, 2010 100 0.6 22.8 67.3 0 0.5 40.7 20 0.5 39.4 96.7 50 0.5 31.1 76.4 Depena i ost., 2011 100 0.5 29.3 71.9 Prilog A 217 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 E283 [Mpa] ERAC/ENAC [%] 0 0.65 29.6 20 0.65 28.2 95.3 50 0.65 26.4 89.1 100 0.65 24.3 82.0 0 0.5 33.9 20 0.5 32.6 96.2 50 0.5 28.8 85.1 Gonzalez-Fonteboa i ost., 2011 100 0.5 24.0 70.8 0 0.43 33.1 30 0.43 30.9 93.5 50 0.43 31.9 96.4 70 0.43 29.1 87.9 100 0.43 26.5 80.1 0 0.43 37.5 50 0.43 29.3 78.0 Xiao i ost., 2012 100 0.43 26.5 70.6 0 0.44 24.2 30 0.44 22.1 91.3 60 0.44 20.5 84.9 100 0.44 20.8 86.2 0 0.33 23.8 30 0.33 21.5 90.4 60 0.33 23.2 97.4 Choi&Yun, 2012 100 0.33 21.1 88.8 0 0.6 26.9 30 0.6 24.7 91.8 50 0.6 24.7 91.8 100 0.6 22.9 85.1 0 0.6 30.9 30 0.6 28.2 91.3 30 0.6 26.8 86.7 0 0.6 26.7 30 0.6 26.1 97.8 100 0.6 23.4 87.6 100 0.6 23.0 86.1 100 0.6 23.1 86.5 0 0.6 27.1 30 0.6 25.5 94.1 50 0.6 25.5 94.1 100 0.6 23.8 87.8 0 0.5 28.5 15 0.5 28.3 99.3 30 0.5 26.9 94.4 50 0.5 26.0 91.2 100 0.5 23.8 83.5 0 0.5 27.3 15 0.5 27.2 99.6 Teranishi i ost., 1998 30 0.5 26.3 96.3 Prilog A 218 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 E283 [Mpa] ERAC/ENAC [%] 50 0.5 25.6 93.8 100 0.5 25.3 92.7 0 0.5 30.3 15 0.5 29.5 97.4 30 0.5 29.0 95.7 50 0.5 27.4 90.4 100 0.5 27.6 91.1 0 0.4 29.7 30 0.4 28.8 97.0 50 0.4 29.1 98.0 100 0.4 27.7 93.3 0 0.4 33.1 30 0.4 30.4 91.8 50 0.4 31.4 94.9 Teranishi i ost., 1998 100 0.4 29.0 87.6 0 0.55 33.0 100 0.55 25.1 76.1 0 0.55 36.2 Roos, 1998 100 0.55 27.5 76.1 0 0.55 31.8 100 0.55 21.8 68.6 0 0.33 37.5 Muller, 1998 100 0.33 26.3 70.1 0 0.35 34.4 30 0.35 31.7 92.2 50 0.35 28.4 82.6 100 0.35 27.4 79.7 0 0.45 31.0 30 0.45 26.8 86.5 50 0.45 25.8 83.2 100 0.45 20.8 67.1 0 0.55 26.0 30 0.55 25.2 96.9 50 0.55 24.3 93.5 100 0.55 24.5 94.2 0 0.35 36.7 30 0.35 34.1 92.9 50 0.35 33.8 92.1 100 0.35 31.0 84.5 0 0.45 34.5 30 0.45 32.4 93.9 50 0.45 32.0 92.8 100 0.45 28.5 82.6 0 0.55 32.1 30 0.55 30.6 95.3 50 0.55 28.8 89.7 100 0.55 27.1 84.4 0 0.35 29.9 Fathifazl, 2008 30 0.35 32.9 110.0 Prilog A 219 Istraživanje krupan RCA 1 [%] (w/c)ef 2 E283 [Mpa] ERAC/ENAC [%] 50 0.35 32.9 110.0 100 0.35 30.9 103.3 0 0.45 28.8 30 0.45 28.7 99.7 50 0.45 29.4 102.1 100 0.45 25.9 89.9 0 0.55 29.1 30 0.55 27.0 92.8 50 0.55 26.8 92.1 100 0.55 23.0 79.0 0 0.35 35.1 30 0.35 36.4 103.7 50 0.35 35.3 100.6 100 0.35 34.2 97.4 0 0.45 35.4 30 0.45 32.8 92.7 50 0.45 32.3 91.2 100 0.45 31.4 88.7 0 0.55 33.5 30 0.55 32.1 95.8 50 0.55 30.2 90.1 Fathifazl, 2008 100 0.55 29.3 87.5 0 0.36 32.1 Ajdukiewicz&Kliszczewicz, 2012 100 0.36 30.6 95.3 0 0.55 33.7 100 0.55 22.8 67.7 0 0.55 33.9 Boehme i ost., 2012 100 0.55 23.3 68.7 1 sadržaj od 0% krupnog RCA znači da se radi o betonu sa kompletno prirodnim agregatom; sitan agregat je u svakom slučaju prirodni agregat 2 efektivni vodocementni faktor 3 modul elastičnosti na 28 dana 4 n.d.: nije definisano Prilog B 220 PRILOG B: NUMERIČKI PODACI IZ EKSPERIMENTA B.1 UGIBI GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SAVIJANJEM Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 5 -0.05 -0.14 -0.14 -0.12 -0.08 10 -0.15 -0.33 -0.32 -0.29 -0.23 15 -0.28 -0.55 -0.57 -0.53 -0.29 20 -0.41 -0.83 -0.84 -0.77 -0.39 25 -1.03 -2.06 -2.15 -1.88 -0.96 0 -0.43 -0.84 -0.99 -0.82 -0.42 15 -0.79 -1.60 -1.78 -1.53 -0.78 20 -0.97 -1.93 -2.13 -1.84 -0.95 25 -1.17 -2.33 -2.61 -2.23 -1.09 30 -2.34 -4.44 -4.99 -4.47 -2.23 35 -3.23 -6.11 -6.88 -6.12 -3.14 40 -4.09 -7.77 -8.67 -7.70 -3.96 45 -4.92 -9.35 -10.43 -9.31 -4.79 50 -14.17 -29.16 -34.00 n.m. n.m. NAC-1 56.7 n.m. n.m. -75.43 n.m. n.m. Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 20 -0.35 -0.70 -0.80 -0.70 -0.39 40 -1.08 -2.14 -2.39 -2.11 -0.65 60 -2.04 -3.83 -4.32 -3.79 -2.04 80 -3.16 -5.86 -6.55 -5.85 -3.10 0 -0.78 -1.32 -1.57 -1.31 -0.69 40 -1.92 -3.55 -4.08 -3.59 -1.94 80 -3.33 -6.12 -6.95 -6.12 -3.29 100 -4.11 -7.53 -8.56 -7.57 -3.54 120 -5.08 -9.32 -10.44 -9.37 -5.00 140 -5.99 -11.11 -12.42 -11.18 -5.98 160 -7.17 -13.35 -14.95 -13.44 -7.17 180 -8.55 -15.90 -17.69 -15.94 -10.01 200 -10.60 -19.21 -21.82 -19.70 -9.48 NAC-2 217.1 n.m. n.m. -45.82 n.m. n.m. Prilog B 221 Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30 -0.77 -1.41 -1.55 -1.33 -0.75 60 -1.83 -3.32 -3.70 -3.11 -1.80 90 -3.03 -5.45 -6.11 -5.23 -2.97 120 -4.20 -7.53 -8.49 -7.27 -4.18 0 -0.74 -1.41 -1.69 -1.52 -2.62 60 -2.52 -4.62 -5.21 -4.49 -0.78 90 -3.38 -6.18 -6.94 -5.98 -2.51 120 -4.38 -7.98 -8.89 -7.63 -3.36 150 -5.82 -10.53 -11.79 -10.16 -5.53 180 -6.95 -12.56 -14.03 -12.11 -6.84 210 -8.38 -15.22 -17.04 -14.69 -7.77 240 -10.33 -18.86 -21.24 -18.22 -10.27 270 -12.59 -23.30 -26.59 -21.89 -12.58 NAC-3 275.1 n.m. n.m. -28.51 n.m. n.m. Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 5 -0.08 -0.18 -0.17 -0.17 -0.11 10 -0.24 -0.43 -0.45 -0.42 -0.23 15 -0.48 -0.82 -0.91 -0.81 -0.43 20 -1.11 -2.02 -2.20 -1.81 -0.96 25 -2.22 -4.14 -4.59 -3.93 -2.07 0 -1.05 -1.81 -2.03 -1.70 -1.75 10 -1.44 -2.68 -2.95 -2.55 -0.90 20 -2.01 -3.74 -4.13 -3.54 -1.33 30 -3.16 -5.82 -6.50 -5.53 -2.87 35 -4.03 -7.39 -8.23 -8.81 -3.80 40 -4.97 -9.12 -10.12 -9.01 -4.67 45 -7.46 -13.94 -15.49 -12.81 -6.81 50 -23.72 -47.84 -55.84 n.m. n.m. RAC50-1 53.95 n.m. n.m. -97.92 n.m. n.m. Prilog B 222 Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 20 -0.55 -1.03 -1.14 -0.98 -0.55 40 -1.51 -2.72 -3.18 -2.56 -1.44 60 -2.54 -4.50 -5.16 -4.35 -2.34 80 -3.55 -6.36 -7.27 -6.15 -3.31 0 -0.95 -1.37 -1.70 -1.28 -0.70 40 -2.14 -3.78 -4.39 -3.65 -1.97 80 -3.63 -6.43 -7.36 -6.21 -4.29 100 -4.66 -8.24 -9.35 -7.99 -5.32 120 -5.70 -10.10 -11.45 -9.87 -6.38 140 -6.78 -12.08 -13.63 -11.79 -7.45 160 -8.00 -14.29 -16.07 -13.96 -8.87 180 -9.46 -17.00 -19.14 -16.63 -9.72 200 -10.89 -19.78 -22.25 -19.34 -10.40 RAC50-2 221.09 n.m. n.m. -46.16 n.m. n.m. Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30 -0.77 -1.42 -1.41 -1.34 -0.55 60 -1.88 -3.38 -3.59 -3.27 -1.57 90 -3.01 -5.39 -5.86 -5.21 -2.68 120 -4.15 -7.44 -8.04 -7.23 -3.78 0 -0.70 -1.20 -1.34 -1.20 -0.53 30 -1.47 -2.62 -2.83 -2.62 -1.24 60 -2.37 -4.25 -4.59 -4.21 -2.10 90 -3.28 -5.86 -6.30 -5.77 -2.98 120 -4.21 -7.52 -8.09 -7.39 -3.86 150 -5.40 -9.60 -10.49 -9.46 -4.94 180 -6.71 -11.91 -13.11 -11.68 -6.19 210 -8.06 -14.44 -15.87 -14.21 -7.59 240 -9.53 -17.23 -19.00 -16.92 -9.15 270 -11.37 -20.94 -23.32 -20.53 -10.90 300 -13.48 -25.06 -28.16 -24.74 -0.41 RAC50-3 320.75 n.m. n.m. -34.54 n.m. n.m. Prilog B 223 Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 5 -0.08 -0.16 -0.21 -0.18 -0.06 10 -0.18 -0.35 -0.42 -0.35 -0.16 15 -0.37 -0.66 -0.78 -0.64 -0.35 20 -0.73 -1.33 -1.65 -1.30 -0.87 25 -1.66 -3.17 -3.79 -2.98 -1.96 0 -0.52 -1.10 -1.39 -1.01 -1.66 10 -1.04 -1.98 -2.38 -1.87 -0.89 20 -1.55 -2.92 -3.45 -2.74 -1.28 30 -2.86 -5.39 -6.29 -5.12 -2.73 35 -3.89 -7.30 -8.32 -6.88 -3.66 40 -4.80 -8.99 -10.22 -8.57 -4.57 45 -6.02 -11.32 -12.90 -10.74 -5.73 50 -20.25 -40.03 -47.38 -35.03 -19.59 RAC100-1 53.65 n.m. n.m. -92.63 n.m. n.m. Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 20 -0.58 -1.05 -1.17 -1.12 -0.77 40 -1.43 -2.63 -2.93 -2.68 -1.61 60 -2.42 -4.44 -4.93 -4.44 -2.65 80 -3.43 -6.27 -6.89 -6.23 -3.65 0 -0.66 -1.25 -1.38 -1.33 -0.87 40 -2.11 -3.80 -4.18 -3.87 -2.39 80 -3.51 -6.41 -7.08 -6.41 -4.41 100 -4.46 -8.15 -8.91 -8.09 -5.48 120 -5.56 -10.17 -11.18 -10.11 -6.52 140 -6.60 -12.06 -13.17 -12.00 -7.77 160 -7.84 -14.29 -15.54 -14.23 -9.36 180 -9.40 -17.25 -18.87 -17.17 -10.27 200 -11.89 -21.98 -24.12 -21.78 -11.29 RAC100-2 210.79 n.m. n.m. -38.85 n.m. n.m. Prilog B 224 Merno mesto U2 U3 U4 U5 U6 Sila [kN] Ugib [mm[ 0 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30 -0.85 -1.53 -1.67 -1.49 -0.80 60 -1.99 -3.66 -3.90 -3.49 -1.90 90 -3.23 -5.89 -6.23 -5.66 -3.11 120 -4.46 -8.14 -8.73 -7.80 -4.36 0 -0.79 -1.48 -1.66 -1.42 -2.79 30 -1.60 -2.97 -3.15 -2.80 -0.77 60 -2.60 -4.78 -5.19 -4.59 -1.56 90 -3.57 -6.54 -7.07 -6.28 -2.52 120 -4.59 -8.38 -8.95 -8.03 -3.49 150 -5.91 -10.76 -11.74 -10.34 -5.68 180 -7.34 -13.36 -14.48 -12.90 -7.13 210 -8.69 -15.89 -17.24 -15.37 -8.56 240 -10.74 -21.05 -21.74 -19.33 -8.51 270 -13.38 -25.74 -27.05 -24.51 0.00 RAC100-3 285.21 n.m. n.m. -30.38 n.m. n.m. 1 n.m. – nije mereno Prilog B 225 B.2 DILATACIJE U BETONU KOD GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SAVIJANJEM Napomena: oznake mernih mesta su u skladu sa šemama na slici 35. NAC-1 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 5 0.022 0.032 0.027 0.016 0.023 10 0.047 0.066 0.056 0.032 0.048 15 0.077 0.112 0.094 0.053 0.076 20 0.114 0.175 0.144 0.072 0.104 25 0.207 0.336 0.254 0.075 0.145 30 0.308 0.516 0.361 0.052 0.316 35 0.374 0.659 0.444 0.042 0.381 40 0.440 0.794 0.524 0.030 0.446 45 0.505 0.919 0.598 0.017 0.511 50 0.825 2.137 1.017 0.233 0.588 NAC-2 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 20 0.107 0.160 0.141 0.091 0.170 40 0.272 0.389 0.313 0.172 0.320 60 0.427 0.572 0.439 0.214 0.379 80 0.625 0.818 0.623 0.296 0.612 100 0.793 1.061 0.823 0.384 0.795 120 0.974 1.251 0.958 0.444 0.879 140 1.163 1.469 1.128 0.513 1.060 160 1.429 1.761 1.361 0.628 1.341 180 1.694 2.068 1.589 0.705 1.540 200 2.045 2.745 2.033 0.756 1.842 NAC-3 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v4-4 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 30 0.182 0.249 0.220 0.134 0.032 0.196 60 0.397 0.510 0.439 0.238 0.036 0.358 90 0.644 0.820 0.700 0.373 0.071 0.586 120 0.903 1.133 0.962 0.514 0.110 0.822 150 1.283 1.567 1.326 0.718 0.167 1.154 180 1.571 1.895 1.605 0.888 0.233 1.470 210 1.974 2.347 1.995 1.114 0.331 1.773 240 2.516 3.068 2.603 1.471 0.489 2.287 270 3.060 4.126 3.399 1.979 0.875 2.715 Prilog B 226 RAC50-1 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 5 0.025 0.036 0.031 0.018 0.029 10 0.056 0.084 0.069 0.040 0.050 15 0.102 0.179 0.140 0.064 0.086 20 0.199 0.354 0.251 0.037 0.133 25 0.309 0.501 0.342 -0.037 0.280 30 0.385 0.650 0.430 -0.100 0.349 35 0.452 0.787 0.508 -0.145 0.409 40 0.524 0.923 0.587 -0.184 0.474 45 0.600 1.478 0.794 -0.958 0.532 50 1.011 4.064 1.568 -3.456 0.972 RAC50-2 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 20 0.123 0.167 0.141 0.077 0.137 40 0.292 0.392 0.324 0.148 0.318 60 0.459 0.604 0.496 0.215 0.484 80 0.646 0.824 0.678 0.290 0.647 100 0.848 1.054 0.871 0.374 0.843 120 1.069 1.292 1.072 0.463 1.051 140 1.306 1.521 1.270 0.556 1.270 160 1.598 1.803 1.515 0.669 1.526 180 1.946 2.150 1.810 0.785 1.827 200 2.301 2.496 2.106 0.896 2.143 RAC50-3 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v4-4 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 30 0.174 0.256 0.224 0.139 0.074 0.201 60 0.374 0.515 0.437 0.250 0.111 0.383 90 0.592 0.790 0.671 0.376 0.162 0.606 120 0.835 1.079 0.919 0.512 0.187 0.839 150 1.103 1.395 1.190 0.663 0.284 1.138 180 1.408 1.741 1.491 0.837 0.373 1.459 210 1.760 2.137 1.832 1.039 0.487 1.815 240 2.148 2.603 2.231 1.271 0.620 2.213 270 2.654 3.238 2.771 1.576 0.774 2.740 Prilog B 227 RAC100-1 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 5 0.022 0.035 0.031 0.025 0.025 10 0.042 0.071 0.061 0.047 0.046 15 0.079 0.126 0.107 0.082 0.081 20 0.127 0.226 0.201 0.124 0.115 25 0.242 0.444 0.338 0.162 0.234 30 0.321 0.577 0.423 0.175 0.321 35 0.456 0.855 0.602 0.186 0.434 40 0.529 1.038 0.719 0.179 0.501 45 0.529 1.038 0.719 0.179 0.501 50 n.m. 3.353 n.m. n.m. n.m. RAC100-2 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 20 0.113 0.158 0.130 0.075 0.115 40 0.273 0.381 0.305 0.155 0.282 60 0.438 0.607 0.479 0.215 0.451 80 0.608 0.823 0.647 0.282 0.624 100 0.801 1.064 0.837 0.364 0.819 120 1.026 1.322 1.042 0.458 1.042 140 1.249 1.577 1.252 0.560 1.301 160 1.518 1.861 1.475 0.664 1.552 180 1.861 2.262 1.790 0.791 1.912 200 2.324 2.860 2.255 0.943 2.393 RAC100-3 merno mesto / dilatacija u betonu [‰] presek 3 presek 4 presek 5 Sila na presi 2P [kN] v3-2 v4-1 v4-2 v4-3 v4-4 v5-2 0 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 30 0.200 0.555 0.417 0.238 0.064 0.307 60 0.449 0.951 0.669 0.388 0.091 0.501 90 0.712 1.305 0.923 0.548 0.122 0.784 120 0.975 1.635 1.172 0.697 0.145 1.070 150 1.252 1.965 1.430 0.850 0.171 1.363 180 1.535 2.302 1.702 1.010 0.199 1.681 210 1.809 2.625 1.960 1.157 0.223 1.967 240 2.120 2.987 2.261 1.338 0.269 2.292 270 2.557 3.557 2.676 1.609 0.320 2.721 Prilog B 228 B.3 DILATACIJE U ARMATURI KOD GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SAVIJANJEM Napomena: oznake mernih mesta su u skladu sa šemama na slici 35. NAC-1 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 5 0.0 0.0 0.0 10 0.2 0.6 0.1 15 0.2 0.6 0.1 20 0.3 0.6 0.1 25 1.0 1.1 0.2 30 1.7 1.5 1.2 35 2.1 2.0 1.6 40 2.6 2.5 2.1 45 3.0 2.9 2.5 50 17.2 4.3 3.0 56.7 19.0 7.5 6.5 NAC-2 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 20 0.2 0.3 0.3 40 0.5 0.7 0.6 60 0.8 1.0 0.9 80 1.2 1.3 1.2 100 1.4 1.6 1.5 120 1.7 1.9 1.8 140 2.0 2.2 2.1 160 2.3 2.6 2.4 180 2.8 3.1 2.9 200 3.4 4.0 3.5 217.1 4.9 14.7 4.6 NAC-3 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 30 0.2 0.3 0.2 60 0.5 0.6 0.5 90 0.9 1.0 0.8 120 1.2 1.3 1.2 150 1.7 1.7 1.6 180 2.0 2.0 1.9 210 2.3 2.4 2.2 240 2.8 3.0 2.8 270 3.4 4.0 3.3 275.1 3.6 6.4 3.5 Prilog B 229 RAC50-1 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 5 0.0 0.1 0.0 10 0.1 0.1 0.2 15 0.1 0.1 0.5 20 0.5 0.2 1.2 25 1.1 1.6 1.6 30 1.5 2.1 2.1 35 1.8 2.5 2.4 40 2.2 2.9 2.8 45 2.6 3.4 12.1 50 3.7 n.m.1 47.1 54.0 10.5 n.m. 65.9 RAC50-2 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 20 0.1 0.2 0.2 40 0.5 0.5 0.5 60 0.8 0.8 0.9 80 1.1 1.1 1.2 100 1.4 1.4 1.5 120 1.7 1.6 1.8 140 2.0 1.9 2.1 160 2.3 2.3 2.5 180 2.7 2.8 3.0 200 3.3 3.3 3.6 221.1 4.0 14.6 11.2 RAC50-3 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 30 0.2 0.2 0.2 60 0.6 0.6 0.5 90 0.9 0.9 0.9 120 1.2 1.2 1.2 150 1.5 1.5 1.5 180 1.8 1.8 1.8 210 2.1 2.1 2.2 240 2.5 2.5 2.6 270 3.0 3.2 3.1 300 3.7 6.5 4.0 320.7 5.1 22.6 8.8 Prilog B 230 RAC100-1 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 5 0.0 0.0 0.0 10 0.0 0.1 0.1 15 0.1 0.1 0.1 20 0.2 0.2 0.1 25 0.9 0.8 1.0 30 1.4 1.2 1.5 35 1.8 1.7 2.1 40 2.1 2.1 2.6 45 2.4 2.5 3.1 50 3.0 2.8 4.4 53.6 3.4 3.8 6.2 RAC100-2 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 20 0.2 0.1 0.1 40 0.5 0.4 0.3 60 0.8 0.7 0.6 80 1.1 1.0 0.9 100 1.4 1.3 1.2 120 1.7 1.6 1.5 140 2.0 1.9 1.8 160 2.3 2.2 2.1 180 2.9 2.7 2.5 200 4.1 3.5 3.3 210.8 18.8 4.3 3.4 RAC100-3 presek/dilatacija u armaturi [‰] 2P [kN] 3 4 5 0 0.0 0.0 0.0 30 0.2 0.3 0.2 60 0.6 0.6 0.6 90 0.9 1.0 0.9 120 1.3 1.3 1.2 150 1.6 1.6 1.6 180 2.0 2.0 2.0 210 2.3 2.3 2.3 240 2.6 2.7 2.7 270 3.0 3.2 3.8 285.2 3.8 9.5 9.9 1 n.m. – nije mereno Prilog B 231 B.4 DILATACIJE U BETONU KOD GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SMICANJEM Napomena 1: oznake mernih mesta su u skladu sa šemama na slici 81 (D1– presek u sredini raspona grede; D2 – presek u sredini smičućeg raspona). Napomena 2: dilatacije su u [‰] NAC-1 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 D1 0 0.08 0.18 0.27 0.37 0.47 0.56 Merno mesto D2 0 0.04 0.07 0.11 0.16 0.20 0.24 NAC-1 2P [kN] 80 100 120 140 160 175 D1 0.76 0.96 1.15 1.37 1.62 1.78 Merno mesto D2 0.34 0.42 0.50 0.57 0.64 0.29 RAC50-1 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 D1 0 0.07 0.16 0.29 0.35 0.45 Merno mesto D2 0 0.03 0.07 0.11 0.16 0.21 RAC50-1 2P [kN] 60 80 100 120 140 160 D1 0.55 0.74 0.93 1.15 1.38 1.92 Merno mesto D2 0.25 0.34 0.43 0.52 0.60 0.71 RAC100-1 2P kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 D1 0 0.06 0.12 0.21 0.29 0.38 0.48 0.67 Merno mesto D2 0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.16 0.20 0.29 RAC100-1 2P kN] 100 120 140 160 180 190 200 D1 0.89 1.10 1.34 1.59 1.85 2.02 2.14 Merno mesto D2 0.38 0.45 0.56 0.64 0.69 0.68 -0.14 NAC-2 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 D1 0 0.07 0.14 0.23 0.33 0.43 0.53 0.72 0.92 Merno mesto D2 0 0.04 0.08 0.12 0.18 0.23 0.28 0.38 0.47 NAC-2 2P [kN] 120 140 160 180 200 220 240 250 D1 1.13 1.37 1.62 1.89 2.23 2.54 2.95 3.18 Merno mesto D2 0.56 0.67 0.80 0.88 0.83 0.74 0.43 0.19 RAC50-2 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 D1 0 0.07 0.15 0.26 0.35 0.46 0.57 0.80 1.02 Merno mesto D2 0 0.03 0.07 0.11 0.15 0.20 0.25 0.35 0.44 RAC50-2 2P [kN] 120 140 160 180 200 220 240 250 D1 1.26 1.51 1.82 2.13 2.46 2.86 3.44 3.81 Merno mesto D2 0.53 0.60 0.69 0.75 0.81 0.79 0.67 0.55 Prilog B 232 RAC100-2 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 120 D1 0 0.06 0.14 0.24 0.33 0.43 0.54 0.74 0.95 1.19 Merno mesto D2 0 0.03 0.07 0.10 0.14 0.19 0.23 0.31 0.40 0.48 RAC100-2 2P [kN] 140 160 180 200 200 220 220 220 240 D1 1.43 1.73 2.00 2.33 2.35 2.69 2.79 2.82 3.08 Merno mesto D2 0.55 0.62 0.71 0.80 0.81 0.69 0.65 0.61 0.43 NAC-3 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 120 D1 0 0.06 0.11 0.19 0.28 0.37 0.47 0.65 0.88 1.08 Merno mesto D2 0 0.03 0.05 0.09 0.14 0.21 0.23 0.34 0.40 0.48 NAC-3 2P [kN] 140 160 180 200 220 240 260 280 280 D1 1.29 1.52 1.78 2.09 2.38 2.72 3.11 3.57 3.70 Merno mesto D2 0.56 0.63 0.80 0.86 0.89 0.92 0.85 0.72 0.67 RAC50-3 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 120 D1 0 0.07 0.14 0.21 0.30 0.39 0.48 0.67 0.86 1.06 Merno mesto D2 0 0.03 0.06 0.10 0.13 0.18 0.21 0.29 0.37 0.45 RAC50-3 2P [kN] 140 160 180 200 220 240 260 280 280 D1 1.26 1.49 1.74 2.01 2.31 2.66 3.02 3.49 3.62 Merno mesto D2 0.52 0.61 0.70 0.74 0.78 0.81 0.79 0.71 0.69 RAC100-3 2P [kN] 0 10 20 30 40 50 60 80 100 120 D1 0 0.06 0.13 0.21 0.38 0.37 0.46 0.62 0.80 0.98 Merno mesto D2 0 0.03 0.07 0.11 0.15 0.19 0.24 0.33 0.42 0.51 RAC100-3 2P [kN] 140 160 180 200 220 240 260 280 280 D1 1.17 1.37 1.59 1.82 2.09 2.42 2.71 3.05 3.23 Merno mesto D2 0.59 0.66 0.74 0.83 0.86 0.88 0.92 0.81 0.78 Prilog B 233 B.5 DILATACIJE U PODUŽNOJ ARMATURI KOD GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SMICANJEM Napomena 1: oznake mernih mesta su u skladu sa šemama na slici 81 Napomena 2: dilatacije su u [‰] NAC-1 RAC50-1 RAC100-1 2P [kN] M1 M2 2P [kN] M1 M2 2P [kN] M1 M2 0 0 0 0 0 0 0 0 0 10 52 23 10 47 17 10 40 23 19 234 83 20 126 39 20 86 43 29 323 105 29 208 65 29 131 61 39 417 138 39 293 93 39 201 83 49 510 181 49 383 122 49 242 87 58 600 231 59 473 153 59 389 144 78 786 338 78 642 224 78 965 490 98 961 443 98 814 326 99 1162 557 118 1129 561 118 1006 447 118 1048 538 136 1297 686 138 1184 577 137 1292 717 157 1490 843 159 1373 717 155 1616 935 175 1644 1141 179 1533 860 174 1581 939 212 1961 1249 184 1555 872 190 1704 1007 187 1733 o.* 210 1844 o. NAC-2 RAC50-2 RAC100-2 2P [kN] M1 M4 2P [kN] M1 M4 2P [kN] M1 M4 12 55 25 10 44 18 10 39 18 20 122 44 20 104 40 19 104 37 30 208 71 30 185 71 29 172 59 41 296 111 39 257 98 39 260 84 50 379 155 49 340 135 49 348 115 60 468 208 59 611 228 59 432 146 79 634 308 78 599 275 78 594 218 100 876 463 97 787 389 97 774 329 119 995 536 118 955 501 118 947 452 139 1184 661 138 1142 625 137 1144 586 158 1402 816 158 1341 740 156 1287 715 180 1624 1004 177 1527 876 176 1469 845 198 1782 1134 194 1704 1010 194 1647 994 216 1970 1289 215 1919 1181 199 1686 1022 236 2186 1491 234 2155 1414 215 1827 1158 246 2318 1577 252 2308 1512 211 1826 1184 281 2881 3000 284 2982 1655 227 1967 1334 235 2031 1372 250 2149 1441 259 2265 3000 270 2370 3000 Prilog B 234 NAC-3 RAC50-3 RAC100-3 2P [kN] M1 M5 2P [kN] M1 M5 2P [kN] M1 M5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 11 -29 -35 10 52 42 10 41 19 19 103 7 20 110 76 20 122 39 29 176 5 29 173 115 30 207 64 39 256 6 39 253 164 39 292 93 48 359 14 49 336 207 49 385 136 58 476 27 58 420 257 59 466 188 77 645 28 79 593 346 78 628 284 98 857 51 99 766 452 97 774 352 118 1038 83 118 850 -37 118 963 484 139 1270 164 138 1080 590 138 1098 570 156 1420 233 157 1248 723 157 1279 709 175 1600 438 176 1412 843 175 1394 791 197 1793 659 195 1583 1003 195 1582 929 217 1964 890 215 1764 1168 214 1774 1089 236 2152 1214 235 2018 1600 234 1948 1207 255 2355 1361 253 2178 1573 250 2078 1340 274 2644 1440 270 2428 1714 267 2310 1513 280 2669 1445 273 2458 1705 274 2383 1561 320 3282 1806 314 2906 1986 327 2997 1797 Prilog B 235 B.5 DILATACIJE U PODUŽNOJ ARMATURI KOD GREDA ISPITIVANIH DO LOMA SMICANJEM Napomena 1: oznake mernih mesta su u skladu sa šemama na slici 81 NAC-2 merno mesto/dilatacija [‰] RAC50-2 merno mesto/dilatacija [‰] RAC100-2 merno mesto/dilatacija [‰] 2P [kN] M2 M3 M5 M6 2P [kN] M2 M3 M5 M6 2P [kN] M2 M3 M5 M6 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 12 4 1 3 1 10 1 3 6 0 10 7 1 1 2 20 5 2 5 2 20 9 7 9 0 19 11 2 0 1 30 7 3 8 2 30 15 11 12 0 29 19 3 0 1 41 10 3 9 3 39 19 15 14 -1 39 23 3 -1 2 50 12 2 12 3 49 25 19 15 -2 49 26 7 -2 4 60 13 4 17 4 59 53 51 49 16 59 30 9 0 4 79 5 11 25 7 78 36 35 20 2 78 35 11 2 4 100 49 31 65 17 97 45 52 20 4 97 46 16 1 5 119 5 61 69 18 118 59 76 17 6 118 57 46 1 5 139 31 118 157 26 138 94 121 62 11 137 90 143 21 18 158 128 309 485 91 158 163 142 208 22 156 127 253 5 9 180 416 903 1312 375 177 473 357 628 40 176 334 447 138 33 198 1223 1559 4691 813 194 898 1019 1377 273 194 870 893 1016 284 216 1977 1769 18762 1285 215 1249 1508 1412 869 199 958 984 1187 328 236 9773 7568 18948 2393 234 1511 1618 1498 1320 215 1268 1448 1676 823 246 15053 23150 19172 3078 252 1624 1698 1542 1414 211 1114 1552 1778 973 281 o.1 o. 19869 4015 284 3703 8241 1559 1784 227 5166 1491 2320 1238 235 7079 1515 2428 1240 250 9829 1688 2661 1269 259 14285 1461 4696 1307 270 33981 2022 5906 1336 Prilog B 236 NAC- 3 merno mesto/dilatacija [‰] RAC50- 3 merno mesto/dilatacija [‰] RAC100- 3 merno mesto/dilatacija [‰] 2P [kN] M2 M3 M4 M6 M7 M8 2P [kN] M2 M3 M4 M6 M7 M8 2P [kN] M2 M3 M4 M6 M7 M8 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 11 -22 -36 -16 -18 -33 -70 10 4 -8 -4 -1 -11 -1 10 3 3 2 -4 0 17 19 16 26 44 27 6 4 20 9 -11 -7 -1 -17 -2 20 5 8 2 -8 1 29 29 20 33 75 31 7 -1 29 13 -16 -10 -2 -24 -2 30 9 13 4 -6 3 45 39 27 44 111 39 10 -1 39 20 -23 -17 -3 -31 -2 39 27 26 15 -7 6 64 48 37 59 180 52 18 3 49 26 -25 -17 -4 -34 -3 49 49 40 38 -1 7 114 58 52 81 252 70 27 15 58 33 -28 -12 -4 -37 -3 59 65 48 55 5 7 129 77 59 90 367 75 27 10 79 39 -34 0 -7 -41 -4 78 75 58 67 8 6 139 98 82 116 519 92 34 23 99 46 -29 21 -7 -37 -4 97 59 67 41 12 11 135 118 98 138 649 122 45 24 118 1 43 70 15 37 -3 118 87 92 66 10 12 152 139 130 213 796 205 71 37 138 50 1 99 -6 -30 -6 138 64 104 49 18 19 143 156 145 254 935 336 138 38 157 78 44 150 197 35 3 157 100 121 135 39 35 165 175 183 408 1100 1109 702 57 176 159 190 277 550 321 19 175 71 131 256 229 144 148 197 301 618 1276 1773 1111 91 195 311 550 502 1091 1133 153 195 131 326 529 569 368 172 217 473 775 1440 2317 1487 251 215 636 815 842 1232 1513 266 214 254 862 824 1128 817 307 236 649 956 1541 7304 1886 618 235 1043 1191 1088 1572 5576 622 234 364 1100 1235 2234 1308 486 255 908 1108 1779 17776 2642 1013 253 1262 1269 1151 1682 10140 809 250 811 1179 1377 2502 1859 672 274 1040 1193 1999 25749 10174 1538 270 1628 1368 1257 1573 13046 1002 267 1452 1293 1661 2435 4059 1165 280 1041 1197 2030 25831 10333 1539 273 1686 1372 1273 1583 13261 1034 274 1661 1326 1681 2655 4180 1246 320 1365 1680 o. o. o. 2758 314 3285 1947 1542 1713 15848 1310 327 9624 3855 3383 3674 o. 1507 1 o. – otkaz merne trake Biografija autora 237 BIOGRAFIJA AUTORA Mr Ivan Ignjatović, dipl.inž.građ. rođen je 27.07.1979. godine u Požarevcu, gde je završio osnovnu školu i gimnaziju. Građevinski fakultet Univerziteta u Beogradu upisao je 1998. godine, gde je diplomirao 16.03.2004. godine na Odseku za konstrukcije, sa prosečnom ocenom 8,81 i ocenom 10 na diplomskom radu. Dobitnik je nagrade “Prof. dr. Vladimir Korolija” kao najbolji student Odseka za konstrukcije na Građevinskom fakultetu. Odmah po završetku redovnih studija upisao se na poslediplomske studije na Građevinskom fakultetu u Beogradu, smer Betonske konstrukcije. Magistarsku tezu odbranio je 5.10.2009. godine na Građevinskom fakultetu Univerziteta u Beogradu. Od septembra 2004. godine izabran je u zvanje asistenta pripravnika na grupi predmeta Betonske konstrukcije, na Katedri za materijale i konstrukcije Građevinskog fakulteta Univerziteta u Beogradu. U zvanje asistenta na istoj grupi predmeta izabran je 14.05.2010. Za izvođenje vežbi u poslednjih pet školskih godina na grupi predmeta iz uže naučne oblasti Betonske konstrukcije ocenjen je od strane studenata ocenama preko 4.30. Kao konsultant, učestvovao je u izradi velikog broja završnih radova studenata iz oblasti projektovanja i građenja armiranobetonskih zgrada i mostova – 24 diplomska rada, 27 sintezna projekta i 1 master rad. Autor je i koautor radova koji su objavljeni u vrhunskim međunarodnim časopisima, časopisima od nacionalnog značaja, koautor je i poglavlja u monografiji međunarodnog značaja. Izlagao je radove na više domaćih i međunarodnih naučnih i stručnih skupova i bio angažovan u okviru dva projekta Ministarstva za nauku i tehnološki razvoj. Član je domaćih i međunarodnih stručnih organizacija. Kao deo stručnog rada, učestvovao je u izradi glavnih projekata, idejnih projekata i projekata rekonstrukcije za objekte kao što su pozorišta, tržni centari, hoteli, drumski mostovi, od kojih je većina izvedena u našoj zemlji i inostranstvu. Kandidat aktivno govori engleski jezik i služi se ruskim jezikom. Koristi kompjuterske programe od opšteg i stručnog značaja. Ivan Ignjatović je oženjen i otac dvoje dece.