Upload
others
View
14
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
T.C. SÜLEYMAN DEMİREL ÜNİVERSİTESİ
FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ
KUTU KİRİŞ - BORU KOLON KURT AĞZI BİRLEŞİMLERİNİN YAPISAL DAVRANIŞLARININ BELİRLENMESİ
Nurettin Alpay KIMILLI
Danışman Doç. Dr. Zeki AY
DOKTORA TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI
ISPARTA - 2014
©2014 [Nurettin Alpay KIMILLI]
TEZ ONAYI Nurettin Alpay KIMILLI tarafından hazırlanan " Kutu Kiriş - Boru Kolon Kurt Ağzı Birleşimlerinin Yapısal Davranışlarının Belirlenmesi" adlı tez çalışması aşağıdaki jüri üyeleri önünde Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı’nda DOKTORA TEZİ olarak başarı ile savunulmuştur. Danışman Doç. Dr. Zeki AY Süleyman Demirel Üniversitesi Jüri Üyesi Prof. Dr. Celalettin BAŞYİĞİT Süleyman Demirel Üniversitesi Jüri Üyesi Yrd.Doç. Dr. Kemal Tuşat YÜCEL Süleyman Demirel Üniversitesi Jüri Üyesi Doç. Dr. Kasım Armağan KORKMAZ İstanbul Teknik Üniversitesi Jüri Üyesi Yrd.Doç. Dr. Mustafa SİVRİ Süleyman Demirel Üniversitesi Enstitü Müdürü Doç. Dr. Ahmet ŞAHİNER
TAAHHÜTNAME Bu tezin akademik ve etik kurallara uygun olarak yazıldığını ve kullanılan tüm literatür bilgilerinin referans gösterilerek tezde yer aldığını beyan ederim.
Nurettin Alpay KIMILLI
i
İÇİNDEKİLER Sayfa
İÇİNDEKİLER ..................................................................................................................................... i
ŞEKİLLER DİZİNİ ............................................................................................................................ ii
ÇİZELGELER DİZİNİ ...................................................................................................................... vi
SİMGELER VE KISALTMALAR DİZİNİ .................................................................................. vii
ÖZET ................................................................................................................................................ viii
ABSTRACT ......................................................................................................................................... x
TEŞEKKÜR ...................................................................................................................................... xii
1. GİRİŞ................................................................................................................................................ 1
2. LİTERATÜR ÖZETİ ..................................................................................................................... 4
3. MATERYAL VE YÖNTEM ...................................................................................................... 19
3.1. Materyal ............................................................................................................................. 19
3.1.1. Deneysel ve sayısal modeller ............................................................................. 19
3.1.2. Deneysel modellerin mesnet ve yükleme sistemi ..................................... 22
3.1.3. Deneysel modellerde veri toplama sistemleri ............................................ 24
3.2. Sayısal Modeller .............................................................................................................. 26
3.2.1. ANSYS Workbench V14 sayısal modelleme yöntemi ............................... 26
3.3. Çelik Malzeme Özellikleri ............................................................................................ 30
3.4. Yöntem ................................................................................................................................ 31
4. ARAŞTIRMA BULGULARI VE TARTIŞMA ....................................................................... 34
4.1. Deneysel ve Sayısal Modellerin Değerlendirilmesi ........................................... 36
4.1.1. DD-M1, DA-M1 (Şahit num.) Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .... 36
4.1.2. DD-M2, DA-M2 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 41
4.1.3. DD-M3, DA-M3 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 47
4.1.4. DD-M4, DA-M4 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 51
4.1.5. DD-M5, DA-M5 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 56
4.1.6. DD-M6, DA-M6 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 61
4.1.7. DD-M7, DA-M7 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 66
4.1.8. DD-M8, DA-M8 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi .............................. 70
4.2. Sayısal Modellerin Karşılaştırılması ........................................................................ 74
4.3. Deneysel ve Sayısal Model Rijitlik Değerlerinin Karşılaştırması ................. 83
5. SONUÇ VE ÖNERİLER ............................................................................................................ 85
KAYNAKLAR .................................................................................................................................. 91
EK A. Dairesel sayısal modellerin ANSYS programı analizi gerilme dağılımları . 94
ÖZGEÇMİŞ .....................................................................................................................................110
ii
ŞEKİLLER DİZİNİ Sayfa
Şekil 2.1. Dikdörtgen kesitli kutu profil (RHS) Vierendeel tipi düğüm noktaları .. 5
Şekil 2.2. Euro Code ve CIDECT 'de tanımlanan deformasyon durumları ................ 7
Şekil 2.3. Zhao (2000) birleşim kesit görünüm. ................................................................. 8
Şekil 2.4. Mashiri, ve Zhao (2004) kolon başlığında meydana gelen plastik şekil değiştirmeye ait akma çizgisi modeli ............................................................ 10
Şekil 2.5. Deneysel model normal ve zayıflatılmış kiriş kesit görünümü .............. 11
Şekil 2.6. Deney düzeneği genel görünüm ve numune boyutları .............................. 12
Şekil 2.7. Numunelerin deney sonrası görünümleri, kiriş ve kolonda oluşan mekanizma durumları ......................................................................................... 13
Şekil 2.8. Dairesel çizgisel yükleme hali, ve kesit görünümü ...................................... 14
Şekil 2.9. Eksenel yükleme hali için kesitte oluşan gerilme dağılımı ve deformasyon durumu .......................................................................................... 14
Şekil 2.10. Sayısal analiz sonucu nihai kesme kuvveti ile beklenen kesme kuvveti değerinin karşılaştırılması ................................................................................ 15
Şekil 2.11. Çalışmada kullanılan birleşim tipleri kesit görünümleri........................ 16
Şekil 2.12. Çalışmada kullanılan sayısal model boyutları ve detay görünümleri 17
Şekil 2.13. Kaynak dikişi için kullanılan solid ve shell modelleme tekniklerinin sonuçlarının karşılaştırılması .......................................................................... 18
Şekil 2.14. İç eksende ring eleman kullanılarak rijitleştirilen düğüm noktası detayları .................................................................................................................... 18
Şekil 2.15. Rijitleştirilmiş bölgedeki plastik şekil değiştirme ..................................... 19
Şekil 3.1. Deney düzeneği genel görünümü ....................................................................... 20
Şekil 3.2. Deney düzeneği boyutları ..................................................................................... 20
Şekil 3.3. Dairesel kesitli kolon-dikdörtgen kesitli kiriş birleşimi alın levhası .... 21
Şekil 3.4. Mesnet parçaları genel görünüş ......................................................................... 23
Şekil 3.5. Yükleme düzeneği ve piston genel görünümü .............................................. 23
Şekil 3.6. Deplasman ölçer yerleşim planı ......................................................................... 24
Şekil 3.7. Gerinim pulu yerleşim planı ................................................................................. 25
Şekil 3.8. Deneysel model genel görünüm ......................................................................... 26
Şekil 3.9. ANSYS programı sayısal model görünümleri ................................................ 27
Şekil 3.10. ANSYS programı sayısal model meshleme görünümleri ........................ 28
Şekil 3.11. Mesnet tanımlaması .............................................................................................. 29
Şekil 3.12. Yükleme kolu ve yük etkime şeklinin sayısal modeli............................... 30
Şekil 3.13. Çelik malzeme deney numunesi ....................................................................... 30
Şekil 3.14. Çekme deneyi gerilme şekil değiştirme diyagramı ................................... 31
Şekil 3.15. Birleşim şekli ve birleşimde kullanılan boyutsal parametreler........... 32
Şekil 4.1. DD-M1 nolu numunenin deney öncesi görünümü ...................................... 36
Şekil 4.2. Kolon üst başlığı deforme olmuş hal görünümü .......................................... 37
iii
Şekil 4.3. DD-M1 nolu numuneye ait gerinim pulu yük şekil değiştirme eğrilerinin karşılaştırılması .............................................................................. 38
Şekil 4.4. DD-M1 nolu deneysel model yük deplasman eğrisi .................................... 39
Şekil 4.5. DD-M1 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 40
Şekil 4.6. DD-M1 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 41
Şekil 4.7. DD-M2 nolu numune deney öncesi genel görünüm .................................... 42
Şekil 4.8. DD-M2 numunesinde oluşan mekanizma durumu ..................................... 43
Şekil 4.9. DD-M2 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ......... 44
Şekil 4.10. DD-M2 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 45
Şekil 4.11. DD-M2 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 45
Şekil 4.12. DD-M2 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 46
Şekil 4.13. DD-M3 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................. 47
Şekil 4.14. DD-M3 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 48
Şekil 4.15. DD-M3 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 49
Şekil 4.16. DD-M3 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 50
Şekil 4.17. DD-M3 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 50
Şekil 4.18. DD-M3 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 51
Şekil 4.19. DD-M4 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................ 52
Şekil 4.20. DD-M4 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 53
Şekil 4.21. DD-M4 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 54
Şekil 4.22. DD-M4 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 54
Şekil 4.23. DD-M4 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 55
Şekil 4.24. DD-M4 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 56
Şekil 4.25. DD-M5 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................. 57
Şekil 4.26. DD-M5 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 58
Şekil 4.27. DD-M5 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 59
Şekil 4.28. DD-M5 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 59
Şekil 4.29. DD-M5 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 60
Şekil 4.30. DD-M5 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 61
Şekil 4.31. DD-M6 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................. 62
Şekil 4.32. DD-M6 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 63
Şekil 4.33. DD-M6 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 63
Şekil 4.34. DD-M6 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 64
iv
Şekil 4.35. DD-M6 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 64
Şekil 4.36. DD-M6 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 65
Şekil 4.37. DD-M7 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................. 66
Şekil 4.38. DD-M7 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 67
Şekil 4.39. DD-M7 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 68
Şekil 4.40. DD-M7 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 68
Şekil 4.41. DD-M7 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 69
Şekil 4.42. DD-M7 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 70
Şekil 4.43. DD-M8 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................. 71
Şekil 4.44. DD-M8 numunesinde oluşan mekanizma durumu ................................... 71
Şekil 4.45. DD-M8 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri ....... 72
Şekil 4.46. DD-M8 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi .................... 73
Şekil 4.47. DD-M8 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması ........................................................................................................ 73
Şekil 4.48. DD-M8 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları ................................................................................................................ 74
Şekil 4.49. Şahit numune ile alın levhalı numunelerin gerilme dağılımları genel görünümü ................................................................................................................. 76
Şekil 4.50. Şahit numune ve alın levhalı numuneler kolon gerilme dağılımları karşılaştırması ........................................................................................................ 76
Şekil 4.51. Alın levhası boyutlarının levha üstü gerilme dağılımına yansıması .. 77
Şekil 4.52. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü...................................... 78
Şekil 4.53. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin alın levhası gerilme dağılımı...................................................... 79
Şekil 4.54. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin kolon gerilme dağılımı ................................................................. 80
Şekil 4.55. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü...................................... 81
Şekil 4.56. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü...................................... 82
Şekil 4.57. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü...................................... 82
Şekil 4.58. Şahit numune ve alın levhalı numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması ..................................................................................................... 83
Şekil 4.59. Alın levhalı (350*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması ................................. 84
Şekil 4.60. Alın levhalı (400*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması ................................. 84
v
Şekil 5.1. Deneysel analiz sonucu elde edilen yük-deplasman eğrileri karşılaştırması ........................................................................................................ 88
Şekil 5.2. Sayısal modeller moment-dönme eğrilerinin karşılaştırılması .............. 89
Şekil 5.3. Deneysel ve sayısal analiz sonucunda elde edilen akma dayanımlarının kendi içlerinde ve CIDECT değerleri ile karşılaştırılması...................... 90
Şekil A.1. DA-M1 Analizi gerilme dağılımları ................................................................... 95
Şekil A.2. DA-M2 Analizi gerilme dağılımları ................................................................... 97
Şekil A.3. DA-M3 Analizi gerilme dağılımları ................................................................... 99
Şekil A.4. DA-M4 Analizi gerilme dağılımları .................................................................101
Şekil A.5. DA-M5 Analizi gerilme dağılımları .................................................................103
Şekil A.6. DA-M6 Analizi gerilme dağılımları .................................................................105
Şekil A.7. DA-M7 Analizi gerilme dağılımları .................................................................107
Şekil A.8. DA-M8 Analizi gerilme dağılımları .................................................................109
vi
ÇİZELGELER DİZİNİ
Sayfa
Çizelge 3.1. Dairesel kesitli kolon-dikdörtgen kesitli kiriş birleşimi numune isimleri. .................................................................................................................... 22
Çizelge 3.2. Çalışmada kullanılan modellerin boyutsal değişkenleri....................... 34
Çizelge 4.1. İmalatta kullanılan kaynak dikişleri mekanik özellikleri ..................... 34
Çizelge 4.2. Deneysel ve sayısal modellerin birleşim türlerine göre isimleri ...... 35
Çizelge 4.3. Kolon-kiriş, alın levhası - kolon arası kaynak alanları ve taşıma kapasiteleri ............................................................................................................. 35
vii
SİMGELER VE KISALTMALAR DİZİNİ a Deneylerde kullanılan kaynak kalınlığı b0 Kolon genişliği b1 Dikme/çapraz/kiriş yüksekliği d Deplasman h Sistem yüksekliği H Yatay yük h0 Kolon yüksekliği h1 Dikme/çapraz/kiriş yüksekliği Ha Alın levhasının kiriş yüzeyinden itibaren boyu Hb Alın levhası toplam boyu Mα Moment P Yük Pult Yük durumu
Qf Değeri düğüm noktasında kolon başlığında oluşan gerilmelere bağlı moment dayanımı için bir azaltma fonksiyonu R Taşıyıcı sistem davranış katsayısı Ra Deprem yükü azaltma katsayısı RHS Dikdörtgen kutu kesit T Doğal titreşim periyotu t Kaynak kalınlığı t0 Kolon kalınlığı t1 Dikme/çapraz/kiriş kalınlığı TDY Türk Deprem Yönetmeliği Va Alın levhasının kiriş yüzeyinden itibaren eni Vb Alın levhası toplam eni Vt Eşdeğer deprem yükü yani taban kesme kuvveti β Dikme/çapraz/kiriş genişliğinin kolon genişliğine oranı γ Kolon genişliğinin kolon cidar kalınlığına oranı βa Alın Levhası genişliğinin kolon genişliğine oranı γa Kolon genişliğinin kolon ve alın levhası cidar kalınlığının toplamına oranı Δ Deplasman θ Dikme/çapraz/kiriş -kolon birleşim açısı τ Dairesel kesit cidar kalınlığının kare kesit profil cidar kalınlığına oranı
viii
ÖZET
Doktora Tezi
KUTU KİRİŞ - BORU KOLON KURT AĞZI BİRLEŞİMLERİNİN YAPISAL DAVRANIŞLARININ BELİRLENMESİ
Nurettin Alpay KIMILLI
Süleyman Demirel Üniversitesi
Fen Bilimleri Enstitüsü İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı
Danışman: Doç. Dr. Zeki AY
Sismik yüke maruz kalan yapılar, sahip oldukları geometri, yapı elemanlarının kesit özellikleri ve malzeme sınıfına göre bir yapısal davranış ortaya koyarlar. Ortaya konan bu yapısal davranış, depremin talebine karşı yapının oluşturduğu bir reaksiyon durumudur. Deprem bir kinetik enerji hali ise, yapı mevcut hali ile bir potansiyel enerji olarak algılanabilir ve gelen enerjiyi dengelemelidir. Bu iki enerjinin birbirini karşılamadığı durumlarda ise aradaki farkın yapı tarafından sönümlenmesi istenir. Bu durum yapının enerji sönümleme kabiliyeti olup süneklik olarak adlandırılır.
Ülkemizde halen yürürlükte olan deprem yönetmeliği (TDY-2007) çelik yapılar ile ilgili 4. bölümü daha önceki yönetmeliklerden farklı olarak birleşim detayları ile ilgili önemli hükümler içermektedir. Yönetmelikte çelik taşıyıcı sistemler, süneklik düzeyi normal ve süneklik düzeyi yüksek sistemler olarak tanımlanmaktadır. Çelik bir çerçeve sistemin “süneklik düzeyi yüksek çerçeve sistem” olarak tanımlanabilmesi ile ilgili bazı koşullara ilave olarak moment aktaran kiriş/kolon birleşimlerle ilgili detaylar da verilmiştir. Ancak verilen birleşim detayları, sadece I profilleri ile ilgili detaylardır. Kutu ya da boru kesitli profillerden oluşan kiriş-kolon birleşim detayları ile ilgili herhangi bir birleşim detayı verilmemektedir. Bu nedenle TDY 2007’de, kutu ya da boru kesitli elemanlardan oluşan moment aktaran çelik çerçeve sistemlerin deprem hesabında, birleşim detayı ile ilgili olarak herhangi bir detay verilmediği için taşıyıcı sistemin süneklik düzeyi tanımlamasında da bir belirsizlik mevcuttur.
Bu çalışmada, dairesel kesitli kolon - dikdörtgen kesitli kirişin alın levhalı kaynaklı moment aktaran birleşimi için süneklik detaylarının incelenmesi amaçlanmaktadır. Bu amaçla, alın levhalı kaynaklı moment aktaran birleşimlerde, profil boyutlarının ve malzeme özelliklerinin düzlem burkulma, yükleme sayısı gibi değişik parametrelerin dönme kapasitesinin üzerine etkisi sayısal ve deneysel olarak incelenecektir. Deneysel analizler, ANSYS sonlu elemanlar programı ile desteklenecek ve elde edilecek sonuçlar karşılaştırmalı olarak verilecektir.
ix
Anahtar Kelimeler: Türk Deprem Yönetmeliği 2007, Dairesel Kesitli Kutu Profiller, CHS, Dikdörtgen Kesitli Kutu Profiller, RHS, Alın Levhalı Kaynaklı Moment Aktaran Birleşimler, Moment Aktaran Çelik Çerçeve Sistemler, Tersinir Statik Yükleme, Moment-Dönme İlişkisi, Süneklik Detayı.
2014, 110 sayfa
x
ABSTRACT
Phd. Thesis
INVESTIGATION OF STRUCTUREL BEHAVIORS ON RECTANGULAR HOLLOW SECTION (RHS) BEAM AND CIRCULAR HOLLOW SECTION (CHS) COLOUMN
WITH PLUNGE CUTTING CONNECTION
Nurettin Alpay KIMILLI
Süleyman Demirel University Graduate School of Applied and Natural Sciences
Department of Civil Engineering Supervisor: Assoc. Prof. Dr. Zeki AY
Structures subjected to seismic loads, they have geometry, section properties of building components and materials according to the class they revealed a structural behavior. This structural behavior of structures is a demand to earthquakes a reaction. If the earthquake is a kinetic energy state, the potential energy can be perceived as a structure in its current form and must balance the energy. In cases where reciprocal compensation of these two energy difference by the damping of the structure are desired. Make this condition is referred to as ductility and energy dissipation capability.
In the Turkish Earthquake code, which is still in use, the fourth part about steel structures contains important provisions about connection details which are all different from the precious codes. According to the codes, steel structures systems are described as systems that of ductility levels are normal and high. In addition to some conditions, some details about beam/column connections transferring moment are given to describe the steel frame system as a frame system that of high ductility level. But the given connection details are only the details about I profiles. Any connection detail isn’t given about the beam /column connection details that are consisted of box or pipe section profiles. That is why, in the earthquake code (2007), there is an uncertainty in the definition of the ductility level of the structure systems as any detail isn’t given about the connection detail in the earthquake account of the moment resisting steel frame systems that consist of box or pipe section elements.
In this study, it is aimed to investigate ductility details for the connection of end plate welded moment resisting connections of the "circular hollow section column - rectangle hollow section beam" columns. At the end plate welded moment resisting connections, the effect of the profile sizes and material features on the buckling types, cycling loads will be examined experimentally and numerable. Experimental analyses will be supported by the program ANSYS and then the results will be compared.
xi
Keywords: Turkish Earthquake Code 2007, Circular Hollow Section Profiles, CHS, Rectangular Hollow Section Profiles, RHS, Box Section Beam Columns, End Plate Welded Moment Resisting Connections, Ductility Details, Moment Resisting Steel Frames, Cycling Static Loads, Moment –Rotation Relations 2014, 110 pages
xii
TEŞEKKÜR
Bu araştırma için beni yönlendiren, karşılaştığım zorlukları aşmamda bilgi ve tecrübesi ile yardımcı olan değerli Danışman Hocam Doç. Dr. Zeki AY’a teşekkürlerimi sunarım. Deneysel ve sayısal çalışmalarımın yürütülmesinde yardımlarını esirgemeyen İlyas Devran ÇELİK, Mustafa SİVRİ, Zeynep UZUNHÜSEYİNOĞLU, Emre KÖK ve Boğaçhan BAŞARAN'a teşekkür ederim. 3005-D-11 No`lu Proje ile tezimi maddi olarak destekleyen Süleyman Demirel Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri Yönetim Birimi Başkanlığı’na teşekkür ederim. Tezimin gerçekleşmesinde 111M125 numaralı proje ile maddi destek sağlayan TÜBİTAK’a teşekkür ederim.
Nurettin Alpay KIMILLI
ISPARTA, 2014
1
1. GİRİŞ
Kobe ve Northridge depremleri sismik yüklere maruz kalan bir çelik yapı için
kullanılan tasarım ve imalat kriterlerini tekrar elden geçirilmesini bir
zorunluluk haline getirmiştir. Bu durumun sadece bu alanda çalışan
araştırmacıları değil, tasarımcıları da ilgilendirmesi, birçok ülkeyi depreme
dayanıklı yapı tasarım kriterlerini kendi koşullarına göre tekrar elden geçirip,
yönetmeliklerini buna göre yenilemeye itmiştir. Yönetmeliklerde yer alan
sismik tasarım kurallarının, yeni yapıları kapsamasını gerektirdiği kadar halen
kullanımda olan yapı stokunu da içerisine alma zorunluluğu, konunun
performansa dayalı sismik tasarım ile birlikte değerlendirilmesini gündeme
getirmiştir. Performansa dayalı sismik tasarım temelde, şiddetli depremlerde
yapıların kendilerinden beklenen amaçlar doğrultusunda davranış sağlaması
prensibine dayanır. Dolayısıyla bu yaklaşımda, hastane, haberleşme merkezi,
itfaiye, boru hatları, köprüler, müzeler gibi (depremden sonra mutlaka ayakta
kalmaları ve yerine konulamaz eşyaların bulunduğu) yapılar hariç diğer yapılar
için, küçük depremlerde önemli hasar oluşmaması, orta şiddetli depremlerde
onarılabilir hasar oluşması ve büyük depremlerde de göçmenin oluşmaması
beklenir. Bir yapı deprem etkisine maruz kaldığı zaman, depremin yapıya
uygulamış olduğu enerji ve yapının bu enerjiye karşı koyma enerjisi, yapının
deprem etkisi altında davranışını belirler. Diğer bir ifadeyle depremin yapıya
uyguladığı enerjiyi sönümleyebilmek için yapı davranışında önemli olan
kriterler, yapının kinetik enerjisi, geri dönen elastik şekil değiştirme enerjisi,
viskoz sönüm enerjisi ve geri dönmeyen histerik enerjidir. Bu kriterler, etkiyen
deprem etkisi altındaki yapının sistem davranışını belirler. Eğer yapının sönüm
enerjisi, deprem etkisinden gelen enerjiden büyükse, bu enerji sönümle
dengelenir. Sönüm enerjisinin, deprem etkisinden gelen enerjiden küçük olması
halinde ise, sönüm enerjisi ile depremin uygulamış olduğu enerji arasındaki
fark, histerik enerji ile dengelenir. Bu fark yapının düktilitesi olarak tanımlanır.
Depreme dayanıklı yapı tasarımında düktilite kadar yapı elemanlarının
dayanımı ve rijitliği de önemlidir. Yapı sünekliliği (düktilitesi) arttıkça rijitlikte
ve dayanımda azalmaların olması istenmez. Bu nedenle plastik davranışta
istenen, dayanımda azalma olmaksızın büyük dönmelerin olabilmesidir. Ancak
2
çeşitli nedenlerle yapı elemanları, lokal burkulma, gevrek kırılma ve burulma
gibi olumsuz şekil değiştirme durumları sebebiyle depremin yapıdan talep ettiği
büyük plastik dönmeleri karşılayamayabilir.
Uygulamada, farklı birleşim ve yerleşim geometrisine sahip çelik yapı
elamanları kullanılmaktadır. Dolayısıyla, farklı birleşimlere sahip her bir
sistemde kesit tesiri-şekil değiştirme ilişkileri farklı olmaktadır. Bu durum,
sonuçta yapının enerji sönümleme kabiliyetini (süneklik) etkilemektedir. Bu
durumda bir bütün olarak çalıştırılan yapı elemanları, birleşiminde kullanılan
birleşim araçları (kaynak, bulon ve güçlendirme levhaları gibi elemanlar),
malzemelerin uygulama kalitesi ve boyutları, çelik yapının sünekliğinde önemli
birer faktördür. Bu nedenle, çerçeve sistemlerin içerisinde yer alan birleşim
noktalarında, gevrek kırılmaların olmaması, onun yerine, bu noktaların sistemin
sünekliğine paralel bir davranış sergilemesi istenir. Son yıllarda meydana gelen
depremler sonrasında hasar gören çelik yapılar incelendiğinde, yapılardaki en
önemli hasar nedenleri arasında kolon-kiriş birleşim noktalarında ortaya çıkan
gevrek kırılmaların olduğu tespit edilmiştir. Ayrıca bu gevrek kırılmaların, çelik
yapı sistemlerinin göçmesine de sebep olduğu ortaya çıkmıştır. Birleşimlerde
veya yapı elemanlarında meydana gelen gevrek kırılma hali, kontrol edilemeyen
ve ani gerçekleşen bir enerji sönümleme durumudur. Yani çerçeve üzerinde
oluşan gevrek kırılma hali, oluşan plastik şekil değiştirmelerin, yeri ve
konumunun kontrol dışı oluşmasına sebep olabilmektedir. Bu durumda düzenli
olarak tasarlanan bir yapıda, bir anda oluşan plastik şekil değiştirmenin sistem
içerisindeki konumu itibari ile yapının yapısal sürekliliği bozulmakta ve yapı bir
anda yapısal düzensizliğe sahip olabilmektedir. Bu sebeple gevrek kırılma
beraberinde, çerçeve sistem içerisinde bir dizi yapısal bozukluğa sebep
olmaktadır. Bu oluşumun engellenmesi sadece can güvenliği açısından değil,
aynı zamanda yapının fonksiyonunun devamı açısından da büyük önem
taşımaktadır. Bu sebeple, özellikle birleşimlerin, yapıların sismik performansı
üzerine etkilerinin araştırıldığı çok sayıda araştırma yapılmıştır.
Yapıların sismik yükler altındaki değerlendirilmesi, sahip oldukları yapısal
çerçevenin davranışına yani, etkiyen yüklerin, yapının sahip olduğu yapısal
3
elemanlar üzerindeki dağılımına göre değerlendirilirler. Bu dağılım ise yapının
tasarlandığı geometri ve yapı elemanlarının kesit özelliklerine göre
değişmektedir. Bu durumun depreme dayanıklı yapı tasarım ve
yönetmeliklerindeki karşılığı, Taşıyıcı Sistem Davranış Katsayısı olarak yer
almaktadır. Ülkemizde halen geçerli olan Deprem Yönetmeliği 2007'de, Taşıyıcı
Sistem Davranış Katsayısı "R" olarak ifade edilmiş olup, yapıların sahip
oldukları süneklik durumlarına göre tanımlanmaktadır. Yapıların süneklikleri,
yapı elemanı malzemesi, kesiti, birleşimi, çerçeve sisteminin geometrisi gibi
birçok etkene bağlıdır. Bu sebeple yapı davranış katsayısı belirlenirken, yapının
süneklik düzeyinin doğru tespit edilmesi gerekmektedir.
Ülkemizde halen yürürlükte olan deprem yönetmeliğinin (TDY-2007) çelik
yapılar ile ilgili 4. bölümünde çelik taşıyıcı sistemler, süneklik düzeyi normal ve
süneklik düzeyi yüksek sistemler olarak tanımlanmaktadır. Çelik bir çerçeve
sistemin “süneklik düzeyi yüksek çerçeve sistem” olarak tanımlanabilmesi ile
ilgili bazı koşullara ilave olarak moment aktaran kiriş/kolon birleşimleri ile ilgili
TDY-2007 Bilgilendirme Eki 4-A’da verilen geçerliliği kanıtlamış olan kiriş-
kolon birleşim detaylarının kullanılması zorunludur. Bilgilendirme Eki 4-A’da
(Şekil 4.A. 1,2,3,4,5,6) verilen birleşim detayları ise sadece I profilleri ile ilgili
detaylardır. Kutu kesitli profillerden oluşan kiriş-kolon birleşim detayları ile
ilgili herhangi bir birleşim detayı verilmemektedir. Bu nedenle, TDY 2007’de,
kutu kesitli elemanlardan oluşan moment aktaran çelik çerçeve sistemlerin
deprem hesabında, birleşim detayı ile ilgili olarak herhangi bir detay mevcut
olmadığından, taşıyıcı sistemin süneklik düzeyi tanımlamasında da bir
belirsizlik mevcuttur. Türkiye’de çelik inşaatlarda, I ve diğer hadde ürünler
kullanıldığı kadar kutu profiller de yaygın olarak kullanılmaktadır. Bu nedenle,
kutu profillerden yapılan, moment aktaran çelik çerçeve sistemlerin süneklik
düzeyi tanımlamasının yapılabilmesi için, TDY-2007’deki bu eksikliğin
giderilmesi gerekmektedir.
Bu tez çalışması ile kutu kesitli profillerden yapılan çelik çerçeve sistemlerin
alın levhalı kaynaklı moment aktaran dikdörtgen kesitli kiriş-daire kesitli kolon
birleşimlerinin süneklik detaylarının incelenmesi amaçlanmaktadır. Bu
4
bağlamda, TDY 2007’nin süneklik düzeyi yüksek sistem tanımlaması için
öngördüğü 0.04 radyan göreli kat ötelemesi açısını sağlayacak şekilde kiriş ve
kolon boyutlarına göre alın levhası boyutlarının alması gereken değerleri hem
sayısal, hem de deneysel olarak belirlenmeye çalışılmıştır. ANSYS programı
yardımıyla çok sayıda model için sayısal analiz gerçekleştirilerek elde edilen
sonuçlar ile, deneylerden elde edilen sonuçlar karşılaştırılarak
değerlendirilmiştir. Malzeme özellikleri, eleman boyutları, moment değişimleri,
burkulma tipi, tekrarlı yükleme sayısı etkisi gibi dönme kapasitesine etkiyen
ana faktörler analizlerde ve deneylerde dikkate alınmıştır.
2. LİTERATÜR ÖZETİ
Çelik yapıların yatay yük altındaki davranışı, sahip oldukları malzeme
özelliklerine, kesit geometrilerine ve birleşim detaylarına bağlıdır. Bu durumda
birleşimin dönme kapasitesinin belirlenmesinde, kiriş kolon birleşim şekli ile
kullanılan yapı elemanlarının malzeme ve kesit özellikleri önem arz etmektedir.
Oluşturulan kiriş-kolon birleşim noktalarında gevrek kırılmaların olmaması ve
düğüm noktalarının sistem sünekliğine paralel bir davranış sergilemesi istenir.
Birleşimdeki bu sünek davranış, yapı elemanının düğüm noktasındaki dönme
kapasitesini etkileyen en önemli etkenlerden birisidir. Özellikle yakın
zamanlarda meydana gelen 1994 Northridge ve 1995 Kobe depremleri
sonrasında, hasar gören çelik yapılar üzerinde gerçekleştirilen araştırmalarda,
en önemli hasar nedenleri arasında kolon-kiriş birleşim noktalarında ortaya
çıkan gevrek kırılmaların olduğu tespit edilmiştir. Bu nedenle, depremden sonra
özellikle birleşimlerin, yapıların sismik performansına etkilerinin araştırıldığı
çok sayıda deneysel ve analitik çalışma yapılmıştır.
(Design Guide 3 - 2009) Kutu kesitli profiller kullanılarak tasarlanan ilk
“Vierendeel" makas sistemlerindeki düğüm noktalarında, düğüm noktasına
birleştirilen profillerin boyut oranlarına ve birleşim şekillerine bağlı kalınarak
birleşimler rijit ya da yarı rijit olarak nitelendirilmektedir. “Vierendeel” tipi
düğüm noktaları, eksenel ve kesme kuvvetine ek olarak eğilme momentini de
karşılayabilmektedir. Bu kullanımın aksine üçgen geometride olan “Warren
5
veya Pratt” makas sistemlerindeki düğüm noktaları, bir mafsal özelliğinde olup
sadece eksenel yük taşıyacak şekilde dizayn edilmektedir. Rijit ve yarı rijit
birleşimleri temsil eden “Vierendeel” tipi (Şekil2.1) için araştırmacılar moment-
dönme ilişkisi ve dayanımı hakkında birçok araştırma yapmıştır.
a) Güçlendirilmemiş kaynaklı birleşim detayı
b) Berkitme levhalı birleşim detayı c) Başlık levhalı birleşim detayı
d) Muska elemanlı birleşim detayı e) Kesik piramit birleşim detayı
Şekil 2.1. Dikdörtgen kesitli kutu profil (RHS) Vierendeel tipi düğüm noktaları
Düzlem eğilme durumu Şekil 2.1'de verilen detayları da kapsayan kare ve
dikdörtgen kutu kesitli birleşim için Duff (1963), Redwood (1965), Cute (1968),
Mehrotra ve Redwood (1970), Lazar ve Fang (1971), Wardenier (1972),
Mehrotra ve Govil (1972), Staplesand Harrison, Brockenbough (1972), Koro
6
(1977), Korol ve Mansour (1979), Kanatani (1980), Korol (1982), Korol ve
Mirza (1982), Mang (1983), Davies ve Panjeh Shahi (1984), Szlendak ve Brodka
(1985, 1986a, 1986b), Szlendak (1986,1991), Kanatani (1986), ve Yeomans ve
Giddings (1988) çalışmışlardır.
Araştırmacılar moment etkisine maruz kutu kesitli profillerin kaynaklı
birleşimleri, birleşimi meydana getiren profiller arasındaki β (b1/b0)
katsayısının durumuna göre rijit ve yarı rijit olarak değerlendirmişlerdir. β
katsayısı 1.0 olduğunda birleşim tam rijit, katsayı 1.0 den küçük olduğu her
durum için ise birleşim yarı rijit kabul edilmiştir. Ancak düğüm noktasına Şekil
2.1.b, c, d ve e'de tanımlanan detaylara göre eklenecek olan rijitleştirme
plakaları ile, β<1 iken birleşimin rijit bir davranış göstermesinin sağlandığı
belirtilmektedir. Fakat kutu kesitli profiller kullanılarak dizayn edilen bir
birleşim sisteminde, birleşimin dağılan kuvvetler altında kutu kesitli profillerin
membran davranışı nedeniyle rijitliğini arttırmak için düğüm noktasına eklenen
rijitleştirme plakalarında ve profillerde mekanizma durumlarını ve lokal
burkulmaları da beraberinde getirdiği belirtilmiştir. Kutu kesitli birleşimler için
tanımlanan lokal burkulma durumları Euro Code 2003 Kısım 1-8'de ve CIDECT
Bölüm 3'de tanımlanmıştır. Euro Code ve CIDECT'de tanımlanan deformasyon
durumları Şekil 2.2'de gösterilmiştir. Şekilde oluşan deformasyonlar dairesel
profil için eksenel yük ve eğilme etkisi altında iki kısımda ele alınmış ve
karşılaştırılmalı olarak bir şekil üzerinde sunulmuştur.
EKSNEL KUVVET ALTINDA MOMENT ETKİSİ ALTINDA
a) Kolon üst başlığında burkulma hali b)Kolon üst başlığında burkulma hali
7
c) Kolon gövdesinde lokal burkulma hali (Şişme şekliyle deformasyon durumu)
d) Kolon gövdesinde lokal burkulma hali (Şişme şekliyle deformasyon durumu)
e) Kolon panel bölgesi deformasyon hali f) Kolon panel bölgesi deformasyon hali
g) Kolon üst başlığında yırtılmaya bağlı kopma hali
h) Kolon üst başlığında yırtılmaya bağlı kopma hali
g) Kiriş/Çapraz elemanda kopma hali k) Kiriş/Çapraz elemanda kopma hali
l) Çapraz elemanda lokal burkulma hali m) Kirişte lokal burkulma hali
Şekil 2.2. Euro Code ve CIDECT 'de tanımlanan deformasyon durumları
Zhao (2000), çalışmada kaynaklı birleşimi sağlanan kutu kesitli T tipi düğüm
noktası için, deformasyon limiti ve nihai gerilme değerleri tanımlanmıştır.
Gövde burkulması ve başlık mekanizma durumları araştırılmıştır. Kolon
başlığında meydana gelen deformasyon değerinin, T birleşimi için nihai taşıma
8
kapasitesi olarak tanımlanabileceği belirtilmiştir. Kaynaklı birleşimi sağlanmış
kutu kesitli profillerin T birleşimi için deformasyon limiti çapraz/dikme
genişliğinin kolon genişliğine oranı olarak tanımlanan β katsayısına bağlı olduğu
belirtilmiştir. Birleşimde, 0,6≤β ≤0,8 ve 2γ≤15 (γ; kolon genişliğinin kolon cidar
kalınlığına oranı) aralığında kolon başlığında meydana gelen deformasyon için
limit değer 3% bo olarak tanımlanmıştır. 0,3≤ β <0,6 aralığında 2γ>15 için ise
limit deformasyon değeri 1% bo olarak verilmiştir (Şekil 2.3).
Şekil 2.3. Zhao (2000) birleşim kesit görünüm.
Yapılan deneysel çalışma için göçme modu üç farklı şekilde tanımlanmıştır.
Bunlar, kolon başlık burkulması, gövde burkulması ve çapraz/dikme lokal
burkulma durumlarıdır. Bunlardan başlık ve gövdede burkulma durumları bu
çalışmanın konusu olarak sunulmuştur. Benzer yapılan çalışmalarda da birleşim
için maksimum yük durumunun, gövde burkulmasına bağlı olduğu, başlık
burkulmasının, kolon başlığında meydana gelen membran etkisinde kuvvet
dağılımını ve malzemenin akma dayanımı kontrolünde şekil aldığı
vurgulanmıştır.
Yapılan deneysel çalışmada β katsayısı 0,3 - 1,0 aralığında, 2γ ise 10,4 - 50
aralığında olan numuneler üzerinde yükleme yapılmıştır. Yükleme altında
birleşimde meydana gelen gövde ve başlık burkulmasına göre sonuçlar ayrı
tablolar halinde verilmiştir. Verilen tablolar incelendiğinde iki tip burkulma
durumunu birbirinden ayıran temel etkenin β katsayısı olduğu açıkça
görülmektedir. Katsayı 0,8’den büyük olduğunda burkulma gövdede, küçük
9
olduğunda ise burkulma kolon başlığında meydana gelmiştir. Deneysel
sonuçlardan elde edilen verilere göre birleşim, nihai dayanımı ve servis durumu
olarak tanımlandırılmıştır. Bu tanımlamalar için geçerlilik aralıkları
belirtilmiştir. Buna göre;
• 0,6< β <0,8 - 2γ<15 nihai dayanım; kolon başlığında meydana gelen
deformasyon değeri için limit değer %3 b0, yük durumu Pult=P%3b0
• 0,3< β <0,6 - 2γ>15 servis durumu; deformasyon limiti %1 b0, yük
durumu Pult=P%1b0
Çalışmada bu sınır durumları dahilinde gövde burkulması ve başlık burkulması
durumları için deneysel sonuçlardan elde edilen kapasite değerleri ile
CIDECT'de tanımlı amprik formüllerden elde edilen sonuçlar karşılaştırmalı
olarak verilmiştir.
Mashiri, ve Zhao (2004), çalışmalarında dairesel kesitli çapraz/dikme
elemanın dikdörtgen kesitli kutu profil kolona kaynaklı olarak T tipi birleşim
şekliyle bağlanmıştır. Birleşimde kullanılan profiller ince cidarlı olarak seçilmiş
olup cidar kalınlıkları 4mm.'ye eşit ve küçük olarak alınmıştır. Yapılan testlerde
kolon yüzüne kaynaklı olarak bağlanan çapraz/dikme elemanın düzlem içi
eğilme etkisi altında, maksimum kuvvet altında kolon başlığında burkulma
oluştuğu vurgulanmıştır. Bu noktada kutu profiller için CIDECT ve Euro Code
3'de eğilme durumu için dizayn formülünün olmadığı ayrıca belirtilmiştir.
Yayında bu tipte birleşimi gerçekleştirilen bir düğüm noktası nihai kapasite
değeri için deplasman sınırı belirlenmesinde kolonun deforme olmuş şekli için
oluşturulmuş akma çizgisi modeli kullanılmıştır (Şekil 2.4). Çalışmada elde
edilen akma çizgisi teorisi ile tasarlanan sayısal model için plastik analiz
yapılmıştır. Bu şekilde sayısal modelden elde edilen nihai gerilme değeri ile,
deneysel sonuçtan elde edilen değer arasındaki paralellik gösterilmiştir.
10
Şekil 2.4. Mashiri, ve Zhao (2004) kolon başlığında meydana gelen plastik şekil değiştirmeye ait akma çizgisi modeli
Deneysel model için oluşturulan parametrelerde profil boyutları üzerinden
gidilmiştir. Buna göre dairesel kesitli profil çapının kutu profilin genişliğine
oranı β (0,4-0,34-0,64), dairesel kesit cidar kalınlığının kare kesit profil cidar
kalınlığına oranı τ (0,77-0,87-0,97), kare kesitli kutu profilin genişliğinin, cidar
kalınlığına oranı 2γ (25-33) alınmıştır. Deneysel analizde düzlemsel eğilme
altında meydana gelen göçme modları, β=0,64 için kolon başlığında burkulma
şekliyle meydana gelmiştir. Büyük deplasman koşulu altında kaynakta meydana
gelen yırtılma ise kolon üzerindeki kaynak topuğunda çekme bölgesinde
oluşmuştur. Bu koşullar altında testlerde yatay yük altındaki plastik şekil
değiştirmeler, kolon başlığında meydana gelen şekil değiştirmeler üzerinden
değerlendirmişlerdir. Kolon başlığında 1% b0 ve 3% b0 (b0; kolon genişliği) için
tespit edilen moment değerini, maksimum moment ve ilk yırtılmanın oluştuğu
andaki moment değerlerinin oranlarına göre düğüm noktası için yükleme
sonrası servis durumları değerlendirmeye tutulmuştur.
Wen - Da Wang, Lin - HaiHon, Brain Uy (2007), çalışmalarında dairesel kesite
sahip kolon ile I kesite sahip kiriş birleşimini, sabit eksenel yük altında
çevrimsel olarak etkiyen yatay kuvvet için test etmişlerdir. Birleşim güçlü kolon
zayıf kiriş ve zayıf kolon güçlü kiriş olmak üzere iki farklı durumda kombine
edilmiştir. Bu kapsamda sekiz adet deney yapılmış olup bu deneylerden beş
tanesi güçlü kolon zayıf kiriş birleşimdir. Bu birleşimi meydana getirebilmek
için kolon, Şekil 2.5.b'de görüldüğü gibi levha eleman kullanılarak oluşturulan
11
bir ring içerisine alınarak güçlendirilmiştir. Ring eleman kullanılarak
gerçekleştirilen güçlendirme yöntemi sekiz deneysel numunenin tamamında
uygulanmıştır. Ayrıca daire profil olan kolon, beton dolgu ile güçlendirilmiş olup
beton dolgulu olan numuneler beş adet olup sadece güçlü kolon zayıf kiriş
tasarımını temsi eden örneklerde kullanılmıştır. Zayıf kiriş güçlü kolonu temsil
eden numunelerde I kesit profil Şekil 2.5.c'de görüldüğü gibi başlık levhasından
kesilerek zayıflatılmıştır.
a) kiriş kesiti b) normal birleşim
c) zayıflatılmış kiriş
Şekil 2.5. Deneysel model normal ve zayıflatılmış kiriş kesit görünümü
Çalışmada bütün deneyler aynı yükleme düzeneği kullanılarak test edilmiş olup
yükleme düzeneği ve profillere ait ölçüler Şekil2.6'da gösterilmiştir. Deneyde,
yatay yük tersinir artımsal uygulanmıştır. Artımsal uygulanan yatay yüke ek
olarak, kolona farklı sabitliklerde eksenel kuvvet etkitilmiştir. Bu durum aynı
tipteki birleşimler için farklı yük kombinasyonlarının oluşumunu sağlamış ve
sonuçlar kendi içlerinde karşılaştırılmıştır. Yapılan deneysel analiz sonucunda
güçlü kolon zayıf kiriş kuramının uygulandığı beş numunede de zayıflatılmış
kirişin yatay yük altında enerji dağılımı ve gerilme dağılımı açısından yüksek
sismik performans sergilediği tespit edilmiştir. Gerçek yapı davranışında
yapının nihai yükünün hesabında ve yapı davranışında anahtar rol oynayan
birleşimlerde kullanılan zayıflatılmış kirişin, plastik mafsalın oluşum sırası ve
yerinin tespitinde etkin rol oynadığı gözlenmiştir.
12
a) deney düzeneği genel görünüm b) deney düzeneği kolon kiriş boyutları
Şekil 2.6. Deney düzeneği genel görünüm ve numune boyutları
Güçlü kolon zayıf kiriş ilkesi için kullanılan beton dolgunun dairesel profilin
eksenel yük kapasitesinde artış sağlaması, birleşimin yatay yük taşıma
kabiliyetini pozitif yönde etkilemiştir. Çalışmadaki bütün deneysel numunelerde
kullanılan kolon etrafındaki ring elemanın boyutları üzerinde yapılan değişimin
(ring elemanın genişliği) düğüm noktası üzerindeki etkisi ise oluşan plastik
mafsalların sırasının, yerinin ve göçme modlarının belirlenmesi şeklinde
olmuştur. Ring elemanın genişliğindeki artış, kiriş üzerinde oluşan mekanizmayı
kiriş üzerine ötelemiştir (Şekil 2.7.b). Zayıflatılmış kiriş ile birlikte kolonda
kullanılan ring eleman, numunelerde sismik performansı olumlu yönde
etkilemiştir. Ancak ring elemanın genişliğinin kısa tutulduğu numunelerde
birleşimde zayıflatılmış kiriş kullanıldığı durumda dahi gerilme dağılımı
düzensizleşmiş ve düğüm noktasındaki göçme, kırılma ya da yırtılma şekliyle
meydana gelmiştir (Şekil 2.7.c-d).
13
Şekil 2.7. Numunelerin deney sonrası görünümleri, kiriş ve kolonda oluşan mekanizma durumları
P. W. Marshall, A. A. Toprac (1999), çalışmalarında dairesel kesitli profiller
kullanılan çerçeve sistemler için düğüm noktası tasarım kriterlerini belirlemek
için dairesel kesitli profilleri, kesit, eleman ve düğüm noktası bazında
değerlendirmişlerdir. Bu amaçla profillerin sahip olduğu çap, cidar kalınlığı,
genişlik ve derinlik gibi boyutsal parametreler arasında oran yakalamaya
çalışılmışlardır. Profil boyutları kullanılarak elde edilen bu orantısal sınırlar ile
profillerin deformasyon şekilleri ve oluşturulan düğüm noktalarının nihai
taşıma kapasiteleri belirlenmeye çalışılmıştır. Öncelikle dairesel profiller
üzerinde kesit bazında gerilme dağılımı ve gerilme dağılımına bağlı şekil
değiştirme durumları incelenmiştir. Şekil 2.8'de gösterildiği üzere üniform
olarak uygulanan çizgisel yük altında profil üzerindeki reaksiyonlar ifade
edilmiştir. Çizgisel yük altındaki gerilme dağılımları ve buna bağlı kesit taşıma
kapasitesi değerleri arasındaki yaklaşım, profilin sahip olduğu çap ve cidar
kalınlığı arasındaki oran dikkate alınarak tanımlanmaya çalışılmıştır.
14
Şekil 2.8. Dairesel çizgisel yükleme hali, ve kesit görünümü
Profillerin kesit bazındaki davranışının değerlendirilmesini takiben durum
birleşim olarak ele alınmıştır. Bu noktada da T tipi birleşim üzerinde
çalışılmıştır.
Birleşimlerde kaynak kullanılarak bağlantı sağlanmış birleşim eksenel basınç ve
eksenel çekme kuvveti altında test edilmiş olup nihai taşıma kapasitesi deneysel
olarak saptanmıştır. Çalışmada birleşime giren profillerin çapları arasındaki
orantısal yaklaşım katsayısı β kullanılarak nihai taşıma kapasitesi belirlenmeye
çalışılmıştır. Ayrıca cidar kalınlığı ile çap arasındaki orantısal yaklaşıma göre
eksenel etkiyen yüklemenin dairesel kolon panel bölgesindeki deformasyon
halini başlatacak kesme kuvveti değerleri için sınırlar da tanımlanmaya
çalışılmıştır. Uygulanan eksenel kuvvet altında ortaya çıkan deformasyon
durumu Şekil 2.9'da tanımlanmıştır. Şekil 2.9'da tanımlanan durumlar
uygulanan yük altında oluşan gerilme dağılımına bağlı deformasyon ve göçme
hallerini (kiriş elemanda kopma, kolon üst başlığında yırtılma) temsil
etmektedir.
Şekil 2.9. Eksenel yükleme hali için kesitte oluşan gerilme dağılımı ve deformasyon durumu
15
Gerilme dağılımına bağlı deformasyon durumları için profilde meydana gelen
akma, kırılma ve göçmenin β katsayısı ve etkiyen kesme kuvveti arasındaki
bağıntı tanımlanarak birleşimlerin rijitlikleri sınıflandırılmıştır. Çalışma ayrıca
etkiyen kuvvetlerin eksantrisitesi de dikkate alınarak genişletilmiştir.
Eksantrisiteyi kapsama dahil edebilmek için birleşimi sağlanan profillerin
yerleşim şekilleri kullanılmıştır. Uygulanan eksantirisiteye bağlı kolon üst
başlığına kiriş ya da çapraz elemandan gelen kuvvetlerin başlıkta oluşturduğu
deformasyonun akma çizgisini belirlediği, buna bağlı olarak da düğüm noktası
üzerinde oluşan lokal deformasyonların yerini ve sırasını etkilediği tespit
edilmiştir (Şekil 2.10).
Şekil 2.10. Sayısal analiz sonucu nihai kesme kuvveti ile beklenen kesme kuvveti değerinin karşılaştırılması
G. Davies, P Crockett (1995), çalışmalarında, dairesel kesitli profillerde sonlu
elemanlar metodu teknikleri kullanılmış ve en uygun modelleme tekniği üzerine
yaklaşımlar gösterilmiştir. Bu amaçla T - DT birleşimleri statik artımsal
uygulanan ve üç yönde etkiyen eksenel kuvvet altında analiz edilmiştir. Şekil
2.11'de, çalışmada kullanılan birleşim tipleri gösterilmiş olup kiriş çapının kolon
çapına oranı olan β katsayısı sabit tutulmuş ve modelleme teknikleri
kıyaslanmıştır.
16
Şekil 2.11. Çalışmada kullanılan birleşim tipleri kesit görünümleri
Şekil 2.12.a'da kullanılan sayısal modellerin boyutları ve yükleme yönleri
gösterilmiş olup bütün sayısal modellerde aynı boyutlar kullanılmıştır.
Çalışmada kullanılan sonlu elemanlar modelleme teknikleri özellikle birleşimi
sağlayan kaynaklar üzerine yoğunlaştırılmıştır. Birleşimi sağlayan kaynak
dikişleri solid (katı eleman) ve shell (moment aktarabilen eleman) sayısal
modelleri kullanılarak temsil ettirilmiş ve farklı yükler altında her iki durum
için de analiz yapılmıştır. Shell, solid ve direkt (kiriş, kolon üzerine aracısız
bağlanmış) bağlanan birleşimler için elde edilen sonuçlar bir düzlem üzerinde
kıyaslanmıştır. Şekil 2.12.c'de solid modelleme, Şekil 2.12.d'de ise shell
modelleme tekniğine ait kesit gösterilmiştir.
a) Sayısal model boyutları b) Sonlu elemanlar sayısal modeli
17
c) Kaynak dikişinde "Solid eleman" kullanımı d) Kaynak dikişinde "Shell eleman" kullanımı
Şekil 2.12. Çalışmada kullanılan sayısal model boyutları ve detay görünümleri
Şekil 2.13'de çalışmada üç modelleme tekniği için (shell, solid, direkt) elde
edilen analiz sonuçları gösterilmiştir. Buna göre solid ve shell modeller aynı
doğrultuda sonuçlar verirken aracısız sağlanan bağlantıda birleşimin aldığı
nihai yük daha küçük değerler almış ve elde edilen yük değerlerine bağlı eğri
diğer iki modelden ayrışmıştır. Çalışmada elde edilen sonuçlara dayandırılarak
shell ve solid modelleme tekniğinin kaynakların davranışını yeterince temsil
ettiği ve iki modelin de birbirine yakın sonuçlar verdiği ifade edilmiştir. Bunun
yanında aracısız gerçekleştirilen bağlantıda yani kirişin direkt kolon üst
başlığına bağlandığı modelleme tekniğinde elde edilen gerilme değerlerinin
kolon üst başlığında ya da kiriş uç noktalarında yoğunlaşması sebebiyle
deformasyonun sınırlı bir alanda karşılandığı tespit edilmiştir. Bu sebeple
düğüm noktası dayanımı kolon üst başlığında oluşan lokal deformasyonun
başlamasıyla nihai değerine ulaşmıştır. Diğer bir ifade ile kaynak ve kirişin sahip
olduğu mekanik özellikler düğüm noktası kapasitesine dahil ettirilememiştir.
18
Şekil 2.13. Kaynak dikişi için kullanılan solid ve shell modelleme tekniklerinin sonuçlarının karşılaştırılması
M.M.K. Lee, A. Llewelyn- Parry (1999), yayınlarında, deniz yapılarında
sıklıkla kullanılan dairesel kesitli profillerde eğilme ve eksenel etkiyen yükler
altında kolon ve kirişlerde meydana gelen deformasyonların önüne geçmek için
bir güçlendirme yöntemi üzerine yaptıkları çalışmalarını sunmuşlardır.
Dairesel kesitte kullanılan diğer güçlendirme tekniklerinden farklı olarak profili
içten saran bir ring eleman ile takviye etmeye çalışmışlar ve bu yöntemle elde
etkileri birleşimi eksenel yükleme altında analiz etmişlerdir. Şekil 2.14'de
kullanılan ring elemanın yerleşim şekli gösterilmiştir. Daire kesit içeriden üç
sıra halinde çevrelenmiş, iki sıra düz levha, ortadaki sırada ise T tipi ring eleman
kullanılmıştır.
a) Güçlendirilmiş birleşim kesit görünümü
b) düzlem tipi rijitleştirme elemanı
c) T tipi rijitleştirme levhası
Şekil 2.14. İç eksende ring eleman kullanılarak rijitleştirilen düğüm noktası detayları
Çalışma, sayısal olarak yapılmış, analiz edilen modeller, sonlu elemanlar
yöntemi kullanılarak çözümlenmiştir. Analizlerde yükleme deplasman kontrollü
19
olarak yapılmış olup, sonuçlar farklı β değerleri için kullanılan ring elemanın
performansı üzerine yoğunlaşmıştır. Analizlerden elde edilen sonuçlara göre
düğüm noktasına iç eksende eklenen rijitleştirme levhaları, birleşimde lokal
burkulmaya sebep olacak olan gerilme yığılmalarını kendi üzerinde toplamış, ve
birleşimin rijitliğini belirgin bir şekilde arttırdığı tespit edilmiştir. Bu kapsamda
kolon üzerine birleşimi sağlanan kiriş/çapraz elemana etki alanı içerisine
konumlandırılacak rijitleştirme levhalarının, düğüm noktası sismik
performansını olumlu yönde etkilediği görülmüştür (Şekil 2.15).
Şekil 2.15. Rijitleştirilmiş bölgedeki plastik şekil değiştirme
3. MATERYAL VE YÖNTEM
3.1. Materyal
3.1.1. Deneysel ve sayısal modeller
Çalışmada analiz edilen deneysel modeller, kaynaklı olarak birleştirilen dairesel
kolon ile dikdörtgen kesitli kirişin çevrimsel etkiyen yatay yük altındaki
davranışını incelemek için oluşturulmuştur. Bütün numunelerde kolon ve kiriş
boyutları sabit olup, kolonda Ø219,1 mm çap, 5 mm et kalınlığına sahip dairesel
kesitli profil, kirişte ise 150*200*4 mm ebatlarında dikdörtgen kesitli kutu
profil kullanılmıştır. Şekil 3.1’de deney düzeneğinin genel görünümü verilmiştir.
20
Şekil 3.1. Deney düzeneği genel görünümü Deneysel ve sayısal analizlerde kolon-kiriş kesit özellikleri sabit tutulmakla
birlikte elemanların yatay ve düşey ölçüleri de bir kıyas düzlemi oluşturabilmek
için değiştirilmemiştir. Şekil 3.2’de gösterildiği üzere kolon (yatay eleman) 1960
mm, kiriş (düşey eleman) 980 mm olarak ölçeklendirilmiştir.
Şekil 3.2. Deney düzeneği boyutları
Çalışmada birleşime eklenecek olan alın levhası (rijitleştirme levhası) ile, eğilme
etkisi altında kolon üzerinde oluşması muhtemel lokal deformasyonların
önlenmesi başta olmak üzere, düğüm noktası rijitliğinin ve kapasitesinin
arttırılması amaçlanmıştır. Kolon üzerinde meydana gelebilecek olan
21
deformasyonların önlenmesinde kullanılan alın levhası cidar kalınlığı, kiriş cidar
kalınlığının iki katı olan 8 mm olarak alınmış ve bu değer sabit tutulmuştur.
Düğüm noktası rijitliği ve kapasitesi üzerinde alın levhasının etkisini görebilmek
amacıyla Şekil 3.3’de gösterilen boyutsal parametreler üzerinde değişiklikler
yapılmıştır. Buna göre Va boyu 50 mm den başlayarak 25 mm'lik artışlar ile 75
mm ve 100 mm olarak üç değer kullanılarak, Vb boyu ise 300 mm, 350 mm ve
400 mm olarak üç noktada sabitlenmiştir. Ancak dairesel kesitli kolonlarda
kullanılacak olan rijitleştirme levhaları için CIDECT'de yer alan hüküm gereği Hb
boyu dairesel kolonun çevresinin ½ sini sağlayacak şekilde ölçeklendirilmiş
(344 mm) olup buna göre şekil alan Ha boyu 97 mm değerinde sabitlenmiştir.
Buna göre alın levhasız bir numune (şahit numune), alın levhalı olarak da üç
numune oluşturulmuştur. Ayrıca alın levhası kullanılarak güçlendirilen
birleşimler, alın levhası Va boyuna paralel olarak boyutlandırılan berkitme
levhaları ile de kombine edilip çalışmada kullanılan numune sayısı sekize
çıkartılmıştır. Çizelge 3.1'de çalışmada kullanılan modeller ve her birine ait
parametre değişimleri ifade edilmiştir.
a) Kesit görünüm b) Üstten görünüm c) Birleşim genel görünüm
Şekil 3.3. Dairesel kesitli kolon-dikdörtgen kesitli kiriş birleşimi alın levhası
Yukarıda ifade edilen paremetrelere göre oluşturulan sekiz numuneye ait
isimlendirmeler ve parametrik değişimler Çizelge 3.1'de ifade edilmiştir.
22
Çizelge 3.1. Dairesel kesitli kolon-dikdörtgen kesitli kiriş birleşimi numune
isimleri.
Sıra Deney
No
ALIN LEVHASI BOYUTLARI Berkitme
Levhası Ha Va Hb Vb ta
1 DD-M1 ALIN LEVHASI YOK YOK
2 DD-M2 97 50 344 300 8 YOK
3 DD-M3 97 75 344 350 8 YOK
4 DD-M4 97 100 344 400 8 YOK
5 DD-M5 97 75 344 350 8 75*75*5
6 DD-M6 97 75 344 350 8 75*225*5
7 DD-M7 97 100 344 400 8 100*100*5
8 DD-M8 97 100 344 400 8 100*300*5
Birleşimde uygulanacak olan kaynak kalınlığı için, birleşime giren kaynak ve
profil emniyet gerilmesi değerlerine göre oluşturulan aşağıdaki (3.1) denklemi
ile kaynak kalınlığı üst sınırı a=7 mm olarak hesaplanmıştır.
�����ş�1400 = 0,7��� �� ���� �� ��1100 (3.1)
Üst sınır için yapılan hesaplamaya göre kaynak dikişi kalınlığı 6mm olarak kabul
edilmiş ve deneysel ve sayısal analizler bu kaynak kalınlığı kullanılarak
yapılmıştır.
Not: Denklemde kullanılan σkiriş=1400kg/cm2(St37) ve σkaynak=1100kg/cm2
gerilme değerleri TS 648’den alınmıştır.
3.1.2. Deneysel modellerin mesnet ve yükleme sistemi
Deneysel modeller moment kuvveti aktarmayacak şekilde sabit mesnet
kullanılarak analiz edilmiştir. Bu amaçla kolon ve kiriş elemanlar uç
noktalarında kullanılan mesnet plakaları aracılığı ile üç yönde deplasmanı
yapamayacak, ancak tek yönde dönebilecek şekilde sabitlenmiştir. Bu amaçla
kullanılan mesnet plakası 300*300 mm boyutlarında ve 15 mm et
23
kalınlığındadır. Kolon-reaksiyon duvarı bağlantısı mafsallı olarak
gerçekleştirilmiş olup bağlantı detayı Şekil 3.4'de gösterilmiştir.
a) Önden görünüş b) Üstten görünüş
c) Genel görünüş
Şekil 3.4. Mesnet parçaları genel görünüş
Deneysel modellere yük aktarımında kullanılan yükleme kolunun reaksiyon
duvarı ve numune ile olan bağlantıları da mafsallı dizayn edilmiştir. Bu sayede
yükleme düzeneğindeki moment aktarmayan mesnetler, numuneye uygulanan
kuvvetin numuneye dik yük aktarımını sürekli kılmaktadır. Deneysel analizlerde
yükleme manuel pompa ile statik artımsal ve tersinir olarak etkitilmiştir (Şekil
3.5).
Şekil 3.5. Yükleme düzeneği ve piston genel görünümü
24
3.1.3. Deneysel modellerde veri toplama sistemleri
Deneysel analizlerde veri toplama aşaması, yük, deplasman ve gerinim pulu
okuması şekliyle yapılmıştır. Yük okuması, hidrolik sistem ile reaksiyon duvarı
arasına yerleştirilen yük hücresi aracılığı ile sağlanmıştır.
Sistemin yük deplasman eğrisinin çizilebilmesi, birleşim bölgesi moment dönme
ilişkisinin değerlendirilebilmesi için sistemde çeşitli yerlere deplasman ölçerler
yerleştirilmiştir. Şekil 3.6’da gösterildiği üzere, deneysel numunenin tepe
noktası deplasmanını tespit etmek için D4, kirişte olası mekanizma durumlarını
tespit edebilmek için kiriş boyunun ½'sinde D3, panel bölgesindeki
deformasyonları tespit edebilmek için D2-D6, mesnet plakalarındaki dönemleri
saptayabilmek için D1-D7, son olarak da kolon kiriş düğüm noktasındaki
çökmeyi tespit edebilmek için D5 no'lu deplasman ölçerler yerleştirilmiştir.
Şekil 3.6. Deplasman ölçer yerleşim planı
Sistemde meydana gelen lokal burkulmaların ve gerilme değerlerinin tespit
edilmesi için Şekil 3.7’de gösterilen yerleşim planı ile gerinim pulları
yerleştirilmiştir. Gerinim pullarının yerleşiminde eğilme etkisine maruz
birleşimde kolon üst başlığı, gövdesi, panel bölgesi ve kirişte oluşması
25
muhtemel lokal burkulmaları tespit edebilecek noktalara gerinim pulları
konumlandırılmıştır.
a) Üst görünüş b) Genel görünüm
c) Yan görünüş
Şekil 3.7. Gerinim pulu yerleşim planı
Şekil 3.8'de deneysel modellere ait genel görünümler verilmiştir. Şekil 3.8.a’da
DD-M4 no'lu numunenin yükleme anına ait bir görünüm verilmiştir. Şekil
3.8.b’de numunelerde kullanılan gerinim pullarının yerleşimi gösterilmiştir.
Şekil 3.8.c'de ise yükleme kolu, reaksiyon duvarı ve numune bağlantı şekli
görülmektedir.
26
a) Deneysel model genel görünüm
b) Gerinim pulu yerleşim şekli c) Piston genel görünümü
Şekil 3.8. Deneysel model genel görünüm
3.2. Sayısal Modeller
Deneysel çalışmada kullanılan her numune için bir sayısal model oluşturulmuş
olup ANSYS Workbench V14.0 sonlu eleman analiz programı kullanarak analiz
edilmiştir.
3.2.1. ANSYS Workbench V14 sayısal modelleme yöntemi
Modeller ANSYS Workbench V14 sonlu eleman analiz programı kullanarak
modellenmiştir. ANSYS Workbench programı teknik özelliği itibari ile nonlineer
analizi, hem geometrik nonlineerite hem de malzeme nonlineeritesi olarak
27
yapabilmektedir. Bu yüzden numuneyi meydana getiren tüm elemanlar (profil,
kaynak, mesnet levhaları) nonlineer malzeme özellikleri olarak programa
tanıtılmıştır. Modeldeki kolon, kiriş, yükleme kolu elemanları ve mesnet
levhaları shell eleman, alın levhası ve kaynaklar ise solid eleman olarak
modellenmiştir. Şekil 3.9’da sayısal modelden genel görünüm verilmektedir.
a) Sayısal model genel görünüm
b) Sayısal model önden görünüm
Şekil 3.9. ANSYS programı sayısal model görünümleri ANSYS gibi sonlu elemanlar yöntemini kullanarak analiz yapan programlarda
analizlerde verimli sonuç alınabilmesi için modelleme evresinde, elemanlar
mümkün olan en uygun sayıda sonlu elemanlara bölünmek (mesh) zorundadır.
Bu işlem yapılmadığı takdirde yük aktarımı süreksiz olur ve kesin sonuçtan
uzaklaşılır. Bölme işlemi eğer çok sık yapılırsa sonuç değişimi olmayacağı gibi
28
eleman sayısı ve düğüm sayısı artacağı için çözüm süresi uzayacaktır. Bunun
için uygun aralıkta bir meshleme işlemi yapılması gerekmektedir. Yapılan
çalışmada ANSYS programında modeller için uygun mesh aralığı 20000-22000
arasında yakalanmış ve analizler bu aralıkta yapılmıştır. Bu duruma göre
oluşturulan modellere ait detaylar Şekil 3.10'da verilmiştir.
a) Düğüm noktası sonlu eleman modeli
b) Berkitme levhalı model genel görünümü
Şekil 3.10. ANSYS programı sayısal model meshleme görünümleri
ANSYS programında shell ve solid model tanımlaması bir arada yapılmıştır.
Kullanılan elemanların geometrik kesitlerinin de uygun olması sebebi ile shell
29
eleman modellemede geniş yer bulurken, kaynak dikişleri sahip olduğu
geometri sebebi ile solid olarak modellenmiştir.
Numunelerde mesnetlerin reaksiyon duvarı bağlantılarında Z ekseni etrafında
dönme serbestliği bulunan, fakat diğer yönlerde sınırlandırılmış olan sabit
mesnet tanımlanmıştır. Bu durum ANSYS programında “remote displacement“
komutu kullanılarak oluşturulmuştur (Şekil 3.11).
Şekil 3.11. Mesnet tanımlaması
Modeldeki birleşimler olan kolon-kaynak-alın levhası birleşimlerinde iki yüzeyi
birbirine yapıştırarak, o birleşim bölgesinin rijit davranmasını sağlayan
”bonded” komutu ile birleşimlerin birbirine bağlantısı sağlanmıştır. Sayısal
olarak tanımlanan modelin nonlineer burkulma analizini yapabilmek için
numunede algoritma öncelikle “lineer buckling” (liner burkulma) üzerinden
başlanmış en uygun burkulma modu tanımlanmıştır. Tanımlanan burkulma
modu başlangıç şartı kabul edilerek şekil değiştirmiş hal üzerinde nonlineer
malzeme etkileri ve modelin büyük deplasman sınır şartları da göz önüne
alınarak “nonlineer buckling” (lineer olmayan burkulma durumu) sayısal analizi
yapılmıştır. Ayrıca sayısal analizde gerçek yükleme koşullarını yansıtabilmek
amacıyla, deneysel analizde kullanılan yükleme kolu sayısal modele bire bir
tanıtılmıştır (Şekil 3.12).
30
Şekil 3.12. Yükleme kolu ve yük etkime şeklinin sayısal modeli
3.3. Çelik Malzeme Özellikleri
Deney numunelerinde kullanılan yapısal çeliğin mukavemet özelliklerini
tanımlayabilmek için profillerden standartlara uygun ölçülerde alınan
numuneler üzerinde çekme deneyi yapılmıştır. Numuneler Şekil 3.13’de
gösterildiği şekilde ve ölçülerdedir. Numune ölçülerinin çıkartılmasında TS EN
ISO-6892-1 “Metalik Malzemelerin Çekme Deneyi” standardındaki esaslar
kullanılmıştır.
Şekil 3.13. Çelik malzeme deney numunesi
31
Şekil 3.14'de kolon ve kirişlerden standarda uygun olarak kesilen numunelerin
çekme deneyi öncesi ve sonrasına ait görünümleri ve deney numenlerinden
alınan örneklerin çekme deneyi sonrası elde edilen idealleştirilmiş gerilme şekil
değiştirme diyagramı verilmiştir. Çekme deneyi sonucu elde edilen akma ve
kopma değerleri sayısal analizde de kullanılmıştır.
a) Deney öncesi numuneler b) Deney sonrası numuneler
c) Şekil değiştirme, gerilme diyagramı
Şekil 3.14. Çekme deneyi gerilme şekil değiştirme diyagramı
3.4. Yöntem
Daire kesitli kutu kolon ile dikdörtgen kesitli kiriş kullanılarak dizayn edilen
eğilme etkisine maruz bir düğüm noktasında, kolon, kiriş ve çapraz elemanlarda
32
kutu profilin sahip olduğu kesit özelliklerine bağlı olarak lokal deformasyonlar
meydana gelmektedir. Yapı elemanları üzerinde meydana gelen bu
deformasyonlar birleşimin davranışında etkin rol oynamaktadır. Eğilme etkisine
maruz birleşimlerde meydana gelen bu deformasyonların kolon ya da kiriş
üzerinde oluşması ve oluşma sırası, birleşimin rijit ya da yarı rijit olarak
değerlendirilmesinde belirleyici olmaktadır. Bu noktada kutu kesitli profiller
kullanılarak dizayn edilen birleşimlerde rijitliğin tanımlamasında belirleyici
yapı elemanı ise kolon olup literatürde özellikle kolon üzerinde meydana gelen
lokal burkulma etkilerinin birleşim davranışı üzerinde etkin rol oynadığı
vurgulanmıştır. Bu tanımlamaya, CIDECT ve Euro Code 3 Part 8’de kapsamlı
olarak yer verilmiştir. Bu yönetmeliklerde bu tip birleşimler için rijit ya da yarı
rijit tanımlaması için kriterler belirlenmiş, belirlenen rijitlik aralığında da kolon
ve kiriş boyutları kullanılarak hesaplanan bazı katsayılara göre ampirik
formüller geliştirilmiştir. Bu formüller kullanılarak birleşimin nihai taşıma
kapasiteleri belirlenmeye çalışılmıştır. Şekil 3.15'de, çalışmada kullanılan
düğüm noktasını, CIDECT ve Euro Code'da temsil eden birleşim gösterilmiştir.
Şekil 3.15. Birleşim şekli ve birleşimde kullanılan boyutsal parametreler
Belirtilen yönetmeliklerde yer alan katsayılar kiriş genişliğinin kolon çapına
oranı olan β, kolon cidar kalınlığının kolon çapına oranı olan γ orantısal
katsayılarıdır. Bu katsayılar baz alınarak birleşimlerin rijitlik tanımlamaları
yapılmıştır. Rijitlik durumlarının belirlenmesinde temel rol oynayan etken, β
katsayısının bulunduğu aralıktır. Genel ifade ile β=1.0 iken birleşim rijit bir
33
davranış sergilemektedir. β<0,9 olduğunda ise şekil değiştirme sadece kolon
üzerinde sınırlı kalmakta olup, birleşimin yarı rijit bir davranış sergilediği
vurgulanmıştır. Bu tanımlamalar ışığı altında birleşimlerin nihai moment
kapasitelerinin hesaplanması için de ampirik formüller verilmiştir. Aşağıda şekil
değiştirme durumu için kullanılması önerilen formülasyonlar görülmektedir.
a) Şekil değiştirmenin kolon üst başlığında olduğu durum
���∗ = 4.85�����
���.��� !(�#)
%&'() (3.2)
*+ =!,-
!./� =
0)
12, � ≤ 0.68, 5 = 907 (3.3)
b) Kesme kuvvetine bağlı panel bölgesi göçme hali (Punching Shear Check)
� ≤ �� − 2�� (3.4)
���∗ = 0.58������
� :;<��()
= %&'> () (3.5)
Yapılan bu çalışmada CIDECT’de ifade edilen β değerine göre yarı rijit kabul
edilen kolan ve kiriş (β=0,68) birleşiminin, düğüm noktasına eklenecek olan
rijitleştirme levhaları ile rijit bir davranış sergilemesi hedeflenmiştir. Bu amaçla
birleşime alın levhası ve berkitme levhaları eklenmiştir. Rijitleştirme levhaları
ile desteklenen düğüm noktasında β katsayısı hesabında kiriş genişliğinin kolon
çapına oranı yerine alın levhası genişliğinin (Ha) kolon çapına oranı dikkate
alınmış ve βa olarak isimlendirilmiştir. γ katsayısının hesabında ise alın levhası
cidar kalınlığı ile kolon cidar kalınlığının toplamının kolon çapına oranı alınmış
ve γa olarak isimlendirilmiştir. Bu şekilde oluşturulan deneysel ve sayısal
modellerden elde edilen sonuçlar CIDECT‘de tanımlanan ampirik formüllerden
elde edilen sonuçlar ile karşılaştırılmalı olarak değerlendirilmiş ve rijitleştirme
levhaları ile desteklenen düğüm noktalarında rijitlik tanımlaması yapılmaya
çalışılmıştır. Çalışmada kullanılan modeller için hesaplanan β ve γ katsayıları
Çizelge 3.3'de gösterilmiştir. Çalışmada elde edilen tüm sayısal ve deneysel
34
sonuçlar çizelgede tanımlanan katsayılara göre değerlendirilmiş olup şekil
değiştirme durumları dikkate alınarak CIDECT’e göre hesaplanan eşik değerler
için rijitlik tanımlaması yapılmaya çalışılmıştır. Bu sayede düğüm noktasına
eklenen alın levhasının davranışa etkisi değerlendirilmiştir.
Çizelge 3.2. Çalışmada kullanılan modellerin boyutsal değişkenleri
Sıra Deney
No
ORANTISAL KATSAYI
(Alın Levhasız)
ORANTISAL KATSAYI
(Alın Levhalı)
β
(b1/b0)
γ
(b0/2t0)
β a
(Ha/b0)
γa
(b0/t[0+a])
1 DD-M1 0,6846189 21,91 - -
2 DD-M2 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
3 DD-M3 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
4 DD-M4 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
5 DD-M5 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
6 DD-M6 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
7 DD-M7 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
8 DD-M8 0,6846189 21,91 1,570059 8,43
4. ARAŞTIRMA BULGULARI VE TARTIŞMA
Tez kapsamında yapılan analizler deneysel ve sayısal olarak yapılmış olup her
deneysel numune sayısal olarak da değerlendirilmiştir. Bölüm kapsamında
sunulan grafiklerde ve tablolarda her deney ve sayısal analiz modelleri ayrı ayrı
sunulmuş olup karşılaştırmalı olarak verilmiştir. Grafiklerde ve tablolarda
kullanılan modellere ait parametreler ve isimler Çizelge 4.1, 4.2 ve 4.3'de
gösterilmiştir.
Çizelge 4.1. İmalatta kullanılan kaynak dikişleri mekanik özellikleri
Akma Gerilmesi (kg/mm2)
Kopma Gerilmesi (kg/mm2)
Uzama (%)
Elastisite Modülü
(kg/mm2)
46 59 28 21000
35
Çizelge 4.2. Deneysel ve sayısal modellerin birleşim türlerine göre isimleri
Sıra DENEY
NO
Kolon
Boyutları
Kiriş
Boyutları
Alın Levhası
Boyutları
Berkitme
Levhası
ANSYS
NO
1 DD-M1 219,1-5 150*200*4 YOK YOK DA-M1
2 DD-M2 219,1-5 150*200*4 300*344*8 YOK DA-M2
3 DD-M3 219,1-5 150*200*4 350*344*8 YOK DA-M3
4 DD-M4 219,1-5 150*200*4 400*344*8 YOK DA-M4
5 DD-M5 219,1-5 150*200*4 350*344*8 75*75*5 DA-M5
6 DD-M6 219,1-5 150*200*4 350*344*8 75*225*5 DA-M6
7 DD-M7 219,1-5 150*200*4 400*344*8 100*100*5 DA-M7
8 DD-M8 219,1-5 150*200*4 400*344*8 100*300*5 DA-M8
Çizelge 4.3. Kolon-kiriş, alın levhası - kolon arası kaynak alanları ve taşıma kapasiteleri
Kaynak
Alanı
(cm2)
Mukavemet
Momenti (cm3)
Maks.
Moment
(kg.cm)
Maks.
Kesme
Kuvveti
(kg)
DD-M1 44,88 301,57 331736 2591
DD-M2 44,88 301,57 331736 2591
78,84 848 933511 7293
DD-M3 44,88 301,57 331736 2591
84,84 1020 1122768 8771
DD-M4 44,88 301,57 331736 2591
90,84 1202 1323037 10336
DD-M5 78 444 488400 3815
DD-M6 78 444 488400 3815
DD-M7 90 550 605000 4726
DD-M8 90 550 605000 4726
36
4.1. Deneysel ve Sayısal Modellerin Değerlendirilmesi
4.1.1. DD-M1, DA-M1 (Şahit num.) Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Alın levhasız şahit numune konumunda olan DD-M1 modeli, D219.1-5 mm
dairesel kesitli kolon ve 150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kiriş kullanılarak
imal edilmiştir. Profiller gaz altı kaynak yöntemi kullanılarak birleştirişmiş olup
kaynak kalınlığı 6 mm olarak uygulanmıştır. Şekil 4.1’de numunenin deney
öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.1. DD-M1 nolu numunenin deney öncesi görünümü
Dairesel kesitli kolon – dikdörtgen kesitli kiriş kullanılarak alın levhasız olarak
hazırlanan DD-M1 nolu numune için yapılan deneysel analizde, dairesel kolonun
sahip olduğu kesit özelliklerinin, eğilme etkisi altında oluşan deformasyonların
sönümlenmesinde etkin rol oynadığı tespit edilmiştir. Bu durumda deneysel
analizde tersinir etkiyen statik artımsal yük altında, alın levhası kullanılmadan
direkt olarak kolon yüzüne bağlantısı sağlanan kiriş üzerinde herhangi bir
deformasyon meydana gelmezken, kolon üzerinde lokal deformasyonlar
oluşmuştur. Ancak tersinir etkiyen yük altında daire formuna sahip olan
kolonun her yönde eşit atalet değerlerine sahip olması hali, deformasyonların
da aynı paralellikte olmasını sağlamıştır. Bu durum kolon üzerinde meydana
gelen şekil değiştirmelerin tersinir etkilerde birbirini sönümlemesine sebep
37
olmuştur. Diğer bir ifade ile kolon – kiriş birleşim noktasında kolon yüzünde
plastik şekil değiştirmeler oluşmasına karşın, her döngü sonucunda kolon kesit
olarak ilk konumuna yakın bir forma gelmeyi başarmıştır. Bu sebeple kolon üst
başlığında meydana gelen şekil değiştirmelerin düğüm noktası kapasite kaybına
etkisi minimum düzeyde kalmıştır. Ancak bu durum düğüm noktasının
rijitliğinin korunmasına, güçlü kolon, zayıf kiriş prensibinin sağlanmasına
katkıda bulunmamıştır.
a) Kolon üst başlık lokal deformasyon b) Basınç bölgesi lokal deformasyon
Şekil 4.2. Kolon üst başlığı deforme olmuş hal görünümü Şekil 4.2.a ve b'de eğilme etkisi altında kolon üzerinde meydana gelen şekil
değiştirmeler gösterilmiştir. Bu resimde gösterilen deformasyonların, kiriş köşe
noktalarında yoğunlaşmakta olduğu ve döngü sayısı arttıkça da kalıcı
deformasyon miktarının yükseldiği tespit edilmiştir. Bu sebeple kolon, riitliğini
kaybetmeye devam etmiş, yük kolon üzerinde meydana gelen deformasyonlar
ile sönümlenmiş ve kiriş üzerinde herhangi bir deformasyon oluşmamıştır.
Deneysel analizde kolon ve kiriş üzerinde meydana gelen şekil değiştirmeleri
sayısal olarak tespit edebilmek için, birleşimde gerekli görülen noktalara
gerinim pulu yerleştirilmiştir. Şekil 4.3'de gerinim pullarından elde edilen yük-
şekil değiştirme eğrileri gösterilmiştir. Bu şekilden de anlaşılacağı üzere kiriş
üzerinde meydana gelen şekil değiştirmeler elastik sınır dahilinde kalmış olup
38
birleşim kapasitesini etkileyecek bir deformasyon tespit edilmemiştir (Şekil
4.3.d). Kolon üzerine yerleştirilen pullardan elde edilen şekil değiştirme eğrileri
incelendiğinde ise (Şekil 4.3.a,b,c) tersinir yükler altında kolon üzerinde
meydana gelen şekil değiştirmelerin elastik sınırı aştığı, ancak her döngüde
yaklaşık aynı eğimde formunu korumaya çalıştığı görülmektedir. Gerinim
pullarından elde edilen bu sonuçlar eğilme etkisi altında olan bir düğüm
noktasında, dairesel kesitli bir kolonun, davranışa sağladığı katkıyı gösterir
niteliktedir.
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 3-17 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi d) Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.3. DD-M1 nolu numuneye ait gerinim pulu yük şekil değiştirme eğrilerinin karşılaştırılması
Bu tip bir düğüm noktasında birleşimin, rijit bir davranış sergilemesi
durumunda şekil değiştirmenin kiriş üzerinde meydana geleceği
öngörülmektedir. Bu durum bizim numunelerimiz için ele alındığında ise,
kapasite değerinin kiriş plastikleşme momentine göre şekil alacağı ve 7250
kg.'lık bir yatay kuvvete ihtiyaç duyulacağı hesaplanmıştır. Ancak deneysel
analiz sonucunda elde edilen kapasite eğrisi incelendiğinde (Şekil 4.4), kolon üst
başlığında meydana gelen deformasyonların, düğüm noktası nihai kapasitesini
39
belirlediği ve kapasite değerinin beklenenin altında kaldığı tespit edilmiştir.
Tersinir yükler altında kolon üzerinde meydana gelen lokal deformasyonların
düğüm noktası kapasite değerini aşağıya çekmesine karşın, dairesel formun
davranışına bağlı olarak elde edilen kapasite değerinin tersinir döngülerde fazla
değişmediği ve birleşimin sağlıklı bir şekilde yük aktarabildiği saptanmıştır.
Ancak bu tespit yapılırken kirişte eksenel yükün olmadığı dikkate alınmalıdır.
Şekil 4.4. DD-M1 nolu deneysel model yük deplasman eğrisi
DD-M1 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi Şekil
4.5'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Grafikte görüldüğü
üzere yük deplasman eğrisinin hem eğimi, hem de kapasite değeri birbirini
doğrular niteliktedir.
40
Şekil 4.5. DD-M1 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
Deneysel olarak analiz edilen modeller, aynı şartlar altında, ANSYS sonlu
elemanlar programı kullanılarak da değerlendirilmiştir. Sayısal analiz
kapsamında bütün modeller, deneysel analizde olduğu gibi tersinir döngü
altında analiz edilmiş, deforme olmuş hal ve her döngüde maksimum gerilme
dağılımları elde edilmiştir. Bu kısımda deneysel model DD-M1 için yapılan
sayısal analiz sonuçları değerlendirilmiştir. Şekil 4.6.a’da DD-M1 deforme olmuş
durum için genel bir görünüm verilmiştir. Analizden elde edilen veriler,
deneysel davranış ile bire bir paralellik göstermektedir. Eğilme etkisine maruz
kiriş sebebiyetiyle kolon üzerinde, kiriş köşe noktalarından başlayarak gerilme
yığılmaları tespit edilmiş, elde edilen sonuçların da deneysel analizde kullanılan
gerinim pulları ile yaklaşık aynı sınırlar dahilinde kaldığı görülmüştür. Bu
durum da, yapılan sayısal analizin doğrulunu teyit eder niteliktedir. Şekil 4.6'da
görüldüğü üzere kolon üzerindeki deformasyon, basınç bölgesinde dışa doğru
kesiti genişleten yönde seyrederken, çekme bölgesinde kesiti daraltmaya
çalışmaktadır. Dairesel kesitte atalet momentinin her yönde eşit dağılımı, oluşan
bu deformasyonların ters yönde ancak eşit büyüklüklerde seyretmesini
sağlamıştır. Alın levhasız şahit numune niteliğinde olan DD-M1 modelinde, kiriş
altında, kolon üstünde meydana gelen gerilme dağılımını gösteren Şekil 4.6.c,
gerilmelerin kiriş köşe noktalarında yoğunlaştığını, bu durumun da içi boş olan
bu tip yapı elemanlarında deformasyonların daha kolay meydana gelmesine
41
sebep olduğunu göstermektedir. Burada olduğu gibi deforme olan yapı elemanı,
birleşimde kolon konumunda ise birleşim taşıma kapasitesi kesitin sahip olduğu
mukavemet özelliklerine göre değil, oluşan lokal deformasyonlara göre şekil
aldığı görülür.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.6. DD-M1 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.1.2. DD-M2, DA-M2 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M2 modeli, eğilme etkisi
altında kolon üzerinde meydana gelen lokal burkulmaları ve buna bağlı oluşan
kapasite kaybını önlemek için hazırlanmıştır. Bu amaçla 344*300*8 mm
boyutlarında alın levhası kolon-kiriş birleşimine eklenmiştir. Birleşimde
D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon ve 150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kiriş
42
kullanılmış olup 6 mm kaynak dikişi ile imal edilmiştir. Şekil 4.7’de numunenin
deney öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.7. DD-M2 nolu numune deney öncesi genel görünüm
DD-M2 nolu numunede kullanılan alın levhası Va=50 mm, Vb=300 mm iken
Ha=97 mm, Hb=344 mm, cidar kalınlığı ta=8 mm dir. Dairesel kesite sahip olan
bu numunede kullanacak alın levhası boyutu belirlenirken H mesafesi için
CIDECT’de yer alan "rijitleştirme levhası genişliği için belirtilen levha, kolon
çevresinin yarısını karşılayabilecek genişlikte olacaktır" hükmü uygulanmıştır.
V boyu için kullanılan parametreler ise 25 mm'lik artışlar halinde yapılarak 3 tip
alın levhası tasarlanmıştır. DD-M2 nolu numune en kısa V mesafesine sahip
numune durumundadır.
Numune için yapılan deneysel analizde, birleşime eklenen alın levhası ile kolon
üzerinde lokal deformasyonların önüne geçildiği görülmüştür. Bu sayede kolon,
rijit bir birleşim için gerekli dayanımı sergilemiş, güçlü kolon zayıf kiriş
tasarımına uygun olarak da kirişte mekanizma oluşmuştur. Düğüm noktası
mekanizmaya bağlı kapasite kaybına uğramış ancak, birleşimdeki profiller, alın
levhası ve kaynak üzerinde herhangi bir yırtılma oluşmamıştır. Bu sayede
birleşim bütünlüğü bozulmamış ve birleşim kiriş taşıma kapasitesine göre
dayanım sergilemiştir. Şekil 4.8'de eğilme etkisi altında birleşimde meydana
gelen deformasyonlar görülmektedir. Şekil4.8'de verilen kirişin, oluşan
43
mekanizma durumlarına ait resimleri incelendiğinde, kesitin basınç bölgesinden
başlayarak kısa kenar boyunca çökme, uzun kenar boyunca da dışa doğru şişme
şekliyle deforme olduğu görülmektedir. Kısa kenar boyunca meydana gelen
deformasyon, basınç kuvveti altında oluşan gerilme yığılmasına bağlı iken, kiriş
uzun kenar boyunca meydana gelen deformasyon ise kısa kenar boyunca oluşan
çökmenin bir yansıması durumundadır. Diğer bir ifade ile, uzun kenar boyunca
şişme şekliyle meydana gelen deformasyon gerilmeye bağlı bir deformasyon
değildir. Bu durum kutu kesitli profilin tipik bir özelliğidir. Şekil 4.8.d‘de, oluşan
mafsalın alın levhası üzerinden mesafesi gösterilmiştir. DD-M2 nolu numunede
mafsal merkezi, düğüm noktasından 30 mm uzaklıktadır.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.8. DD-M2 numunesinde oluşan mekanizma durumu Eğilme etkisine maruz birleşimde kiriş üzerinde mekanizma durumu tespit
edilmesine karşın, gözlemsel yapılan incelemede kolon üzerinde herhangi bir
deformasyona rastlanmadığına değinmiştik. Ancak deneysel analizde
yerleştirilen gerinim pulları ile yapılan okumalarda kolon üzerinde elastik ötesi
44
deformasyon değerleri tespit edilmiştir (Şekil 4.9.a-b). Ancak meydana gelen bu
deformasyonlar, birleşime eklenen alın levhası sayesinde düğüm noktasından
uzakta, alın levhası bitiminde sınırlı bir alanda oluşmuştur. Bu sebeple düğüm
noktası kapasitesi bu deformasyondan etkilenmemiş, birleşim rijitliğini
korumuştur. Şekil 4.9.c kiriş üzerindeki mekanizma durumunu teyit etmektedir.
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 9- 25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.9. DD-M2 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri DD-M2 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde, kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar davranışı etkilemeyecek düzeyde tutulmuş ve
birleşim rijit bir davranış sergilemiştir. Bu durumda da düğüm noktası
kapasitesini, kolon üzerinde meydana gelen şekil değiştirmeler değil, kiriş
plastikleşme momenti belirlemiştir. Şekil 4.10’da gösterilen kapasite eğrisi bu
durumu teyit eder niteliktedir. Kapasite eğrisi incelendiğinde, mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş, ancak kirişte oluşan
mafsal kapasiteyi %50 oranında azaltmıştır.
45
Şekil 4.10. DD-M2 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi DD-M2 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi, şekil
4.11'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Kapasite eğrileri,
nihai değer bakımından eşit sonuç verirken, deneysel analiz, sayısal analize göre
daha dik bir eğim takip etmiştir.
Şekil 4.11. DD-M2 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
Şekil 4.12'de DD-M2 numunesi sayısal analizinden elde edilen gerilme
dağılımları ve deforme olmuş duruma ait görünümler verilmiştir. Sayısal
analizden elde edilen ve şekil değiştirmiş durum için verilen resimlerden de
46
görüldüğü üzere, kiriş üzerinde meydana gelen mekanizma, oluşum şekli ve
konumu itibariyle deneysel analiz ile aynı sonuçları vermiştir. Birleşime eklenen
alın levhasının, gerilme yığılmalarını kolon-kiriş birleşiminden, alın levhası
sınırına taşıdığı Şekil 4.12'de görülmektedir. Şekil 4.12.c ve d’de alın levhası ve
kolon üzerindeki dağılımlar incelendiğinde, alın levhasının kolon üzerindeki
dağılıma sağladığı katkı belirgin bir şekilde ortaya çıkmaktadır. Alın levhası
sayesinde kolon üzerindeki gerilmeler azaltılmış, oluşan gerilmeler de daha
geniş bir yüzeyde karşılanmıştır. Bu sayede kolon üzerindeki şekil
değiştirmeler, düğüm noktası rijitliğini etkilemeyecek sınırlar dahilinde
kalmıştır.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.12. DD-M2 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
47
4.1.3. DD-M3, DA-M3 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M3 modeli, eğilme etkisi
altında kolon üzerinde meydana gelen lokal burkulmaları ve buna bağlı oluşan
kapasite kaybını önlemek için hazırlanmıştır. Bu amaçla 344*350*8 mm
boyutlarında alın levhası kolon-kiriş birleşimine eklenmiş olup, birleşim
D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon, 150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kiriş
kullanılarak imal edilmiştir. Birleşimde 6 mm kaynak dikişi kullanılmıştır. Şekil
4.13'de numunenin deney öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.13. DD-M3 nolu numune deney öncesi genel görünüm DD-M3 nolu numunede kullanılan alın levhası Va=75 mm, Vb=350 mm iken
Ha=97 mm, Hb=344 mm, cidar kalınlığı ta=8 mm'dir. Numune için yapılan
deneysel analizde birleşime eklenen alın levhası ile kolon üzerinde lokal
deformasyonların önüne geçildiği görülmüştür. Bu sayede kolon, rijit bir
birleşim için gerekli dayanımı sergilemiş, güçlü kolon zayıf kiriş tasarımına
uygun olarak da kirişte mekanizma oluşmuştur. Düğüm noktası mekanizmaya
bağlı kapasite kaybına uğramış ancak, birleşim üzerinde profiller, alın levhası ve
kaynak üzerinde herhangi bir yırtılma oluşmamıştır. Bu sayede birleşim
bütünlüğü bozulmamış ve birleşim kiriş taşıma kapasitesine göre dayanım
sergilemiştir. Şekil 4.14'de eğilme etkisi altında birleşimde meydana gelen
deformasyonlar görülmektedir. Kirişte kısa kenar boyunca oluşan çökme
48
şekliyle meydana gelen deformasyon, basınç etkisine bağlı gerilme yığılmaları
sonucunda oluşmuştur. Uzun kenar boyunca oluşan deformasyon ise aynı DD-
M2'de olduğu gibi gerilmeye bağlı olmaksızın, kutu kesitli profilin davranışına
bağlı oluşmuştur. Ayrıca DD-M3 numunesinde alın levhası boyutunun (Va) bir
önceki numuneye göre 25 mm daha uzun olması, eğilme etkisi altında kirişte
oluşan mafsalın düğüm noktasından uzaklaşmasına katkı sağladığı Şekil
4.14.d'de görülmektedir. Bir önceki DD-M2 nolu numunede mafsal merkezi
kolon yüzünden 30 mm uzakta iken bu numunede uzaklık 40 mm'ye çıkmıştır.
Bu durum bu tip birleşimde eklenen alın levhasının birleşim güvenliğini
arttırdığını ispatlar durumdadır.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.14. DD-M3 numunesinde oluşan mekanizma durumu DD-M3 numunesinde kolon üzerinde görsel bir deformasyon tespit
edilmemesine rağmen yerleştirilen gerinim pulları ile yapılan okumalarda,
kolon üzerinde elastik ötesi deformasyon değerleri bu deneyde de tespit
edilmiştir (Şekil 4.15.a ve b). Ancak meydana gelen bu deformasyonlar,
birleşime eklenen alın levhası sayesinde düğüm noktasından uzakta, alın levhası
49
bitiminde sınırlı bir alanda oluşmuştur. Bu sebeple düğüm noktası kapasitesi bu
deformasyondan etkilenmemiş, birleşim rijitliğini korumuştur. Şekil 4.15.c'deki
değerler ise alın levhası üzerine yerleştirilen gerinim pulları için kaydedilmiştir.
Bu durum alın levhası üzerindeki deformasyonun elastik sınırlar dahilinde
kaldığını anlatmaktadır. Şekil 4.15.d'de ise kiriş üzerindeki mekanizma hali
görülmektedir.
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 5- 21 yük şekil değiştirme eğrisi d) Srn 9- 25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.15. DD-M3 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri DD-M3 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar DD-M2 numunesinde olduğu gibi önlenmiş ve
birleşim rijit bir davranış sergilemiştir. Bu durumda da düğüm noktası
kapasitesini kiriş plastikleşme momenti belirlemiştir. Şekil 4.16’da numuneye
ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini takip eden döngülerde
birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite % 50 azalmıştır.
50
Şekil 4.16. DD-M3 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi DD-M3 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi Şekil
4.17'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Elde edilen
sonuçlar, nihai taşıma kapasitesi bakımından örtüşürken, takip ettiği eğim
bakımından deneysel analizin daha rijit bir sonuç verdiği görülmektedir.
Şekil 4.17. DD-M3 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M3 nolu numune için yapılan deneysel analizler sonucunda elde edilen şekil
değiştirmiş hal ve gerilme dağılımları deneysel analizle örtüşmektedir.
Kullanılan alın levhası boyutlarında Va boyutunun bir önceki numuneye göre 25
51
mm daha uzun olmasının, kolon üzerinde oluşan gerilme dağılımını olumlu
yönde etkilediği Şekil 4.18’de görülmektedir. Alın levhası sınırında oluşan
gerilme değerleri hem sayısal hem de yayılım olarak azalmıştır. Bundaki temel
etken Va boyutunun uzaması ile levha sınırı düğüm noktasından uzaklaşmış,
oluşan reaksiyon kuvvetleri azalmıştır. Şekil 4.18.c ve d’de alın levhasının kolon
üzerinde oluşacak olan gerilme yığılmasını kendi üzerinde topladığı ve altında
kalan kolonu bu dağılımdan koruduğu görülmektedir.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.18. DD-M3 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.1.4. DD-M4, DA-M4 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M4 modeli, eğilme etkisi
altında kolon üzerinde meydana gelen lokal burkulmaları ve buna bağlı oluşan
kapasite kaybını önlemek için hazırlanmıştır. Bu amaçla 344*400*8 mm
boyutlarında alın levhası kolon-kiriş birleşimine eklenmiştir. DD-M4 nolu
numune D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon, 150*200*4 mm dikdörtgen kesitli
52
kiriş kullanılarak imal edilmiştir. Birleşimde 6 mm kaynak dikişi kullanılmıştır.
Şekil 4.19’da numunenin deney öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.19. DD-M4 nolu numune deney öncesi genel görünüm
DD-M4 nolu numunede kullanılan alın levhası Va=100 mm Vb=400 mm iken
Ha=97 mm, Hb=344 mm, cidar kalınlığı ta=8 mm dir. Numune için yapılan
deneysel analizde birleşime eklenen alın levhası ile kolon üzerinde lokal
deformasyonların önüne geçildiği görülmüştür. Bu sayede kolon, rijit bir
birleşim için gerekli dayanımı sergilemiş, güçlü kolon zayıf kiriş tasarımına
uygun olarak da kirişte mekanizma oluşmuştur. Düğüm noktası mekanizmaya
bağlı kapasite kaybına uğramış ancak birleşim üzerinde, profiller, alın levhası ve
kaynak üzerinde herhangi bir yırtılma oluşmamıştır. DD-M4 nolu numunede en
büyük alın levhası kullanılmış olup bu durum da davranıştaki, kirişte oluşan
deformasyonların daha belirgin olmasını sağlamıştır. Şekil 4.20'de eğilme etkisi
altında birleşimde meydana gelen deformasyonlar görülmektedir. Ayrıca DD-
M4 nolu numunede alın levhasının Va boyutu bir önceki numuneye göre 25 mm,
DD-M2 nolu numuneye göre 50 mm daha uzun olması, eğilme etkisi altında
kirişte oluşan mafsalın düğüm noktasından uzaklaşmasına katkı sağladığı Şekil
4.20.d’de görülmektedir. Bir önceki DD-M2 nolu numunede mafsal merkezi
kolon yüzünden 30 mm, DD-M3 nolu numune için 40 mm iken bu numunede
uzaklık 90 mm’ye çıkmıştır. Bu durum, bu tip birleşimde eklenen alın levhasının
53
birleşim güvenliğini arttırdığını ve güçlü kolon zayıf kiriş prensibini
desteklediğini göstermektedir.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.20. DD-M4 numunesinde oluşan mekanizma durumu DD-M4 numunesinde kolon üzerinde görsel bir deformasyon tespit
edilmemesine rağmen, yerleştirilen gerinim pulları ile yapılan okumalarda
kolon üzerinde elastik ötesi deformasyon değerleri bu numunede de tespit
edilmiştir. Ancak kullanılan alın levhasında Vb boyutunun artması ile alın levhası
sınırında oluşan gerilme değerleri düşmüş, bu sebeple kolon üst başlığında
tespit edilen şekil değiştirme değerleri azalmıştır (Şekil 4.21.a ve b). Şekil
4.21.c'de kiriş üzerindeki mekanizma hali görülmektedir.
54
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c)Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.21. DD-M4 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri
DD-M4 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar önlenmiş ve birleşim rijit bir davranış sergilemiştir.
Böylece düğüm noktası kapasitesini kiriş plastikleşme momenti belirlemiştir.
Şekil 4.22’de numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite değeri
bu numunede de % 50 azalmıştır.
Şekil 4.22. DD-M4 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi
55
DD-M4 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi, Şekil
4.23'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Bu numunede
sayısal ve deneysel analiz elastik bölgede üst üste otururken, nihai taşıma
kapasitesi bakımından deneysel analiz daha yüksek bir sonuç vermiştir.
Bundaki temel sebep, kirişte oluşan mekanizma halinin düğüm noktasından
uzaklaşması, buna bağlı olarak deney yükleme kolunun kısalması ve gerekli
plastikleşme momenti için daha yüksek yatay kuvvet uygulanması
zorunluluğudur. Ancak elastik bölgedeki uyum, kullanılan alın levhasının
boyutunun birleşim rijitliğini olumlu yönde etkilediğini, sayısal model ile
deneysel modelin ideal davranış sergilediğini göstermiştir.
Şekil 4.23. DD-M4 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M4 nolu numune için yapılan deneysel analizler sonucunda elde edilen şekil
değiştirmiş hal ve gerilme dağılımları, deneysel analizle örtüşmektedir.
Kullanılan alın levhası boyutlarında Va boyutunun bir önceki numuneye göre 25
mm, DD-M2 nolu numuneye göre ise 50 mm daha uzun olması, kolon üzerinde
oluşan gerilme dağılımını olumlu yönde etkilediği hatta belirgin bir şekilde
azalttığı Şekil 4.24’de görülmektedir. Alın levhası sınırında oluşan gerilme
değerleri hem sayısal hem de etkidiği alan bakımından belirgin bir fark
oluşturmuştur. Şekil 4.24.c ve d’de alın levhasının kolon üzerinde oluşacak olan
56
gerilme yığılmasını kendi üzerinde topladığı ve altında kalan kolonu bu
dağılımdan koruduğu hatta göz ardı edilebilecek düzeye getirdiği tespit
edilmiştir. DD-M4 nolu numunede kullanılan alın levhası boyutları itibari ile,
kolonun eğilme altındaki davranışını büyük ölçüde rahatlattığı ve bu sebeple
rijitliğini arttırdığı nettir. Rijitlikteki bu değişimin de kiriş üzerinde meydana
gelen deformasyonları belirginleştirdiği, deneysel analizde olduğu gibi sayısal
analizde de görülmüştür.
b) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.24. DD-M4 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.1.5. DD-M5, DA-M5 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M5 modeli, alın levhalı model
olan DD-M3 numunesine berkitme levhası eklenerek oluşturulmuştur. Buna
göre 344*350*8 mm boyutlarında alın levhası, D219.1-5 mm dairesel kesitli
kolon, 150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kirişe ilaveten 75*75*5 mm berkitme
57
levhaları kullanılmıştır. Birleşimdeki kaynak dikişi kalınlığı 6 mm'dir. Şekil
4.25’de numunenin deney öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.25. DD-M5 nolu numune deney öncesi genel görünüm Numune için yapılan deneysel analizde, birleşime alın levhasına ilaveten
eklenen berkitme levhaları ile oluşan mafsalın, düğüm noktasından kiriş üzerine
ötelenmesine katkı sağlanmıştır. Berkitme levhası kullanılmadan, sadece alın
levhalı DD-M3 numunesinde mafsalın merkezi kolon yüzünden 40 mm
mesafede iken bu durumda bu uzunluk 90 mm ye çıkmıştır. Şekil 4.26’da oluşan
mafsalın yeri ölçeklendirilerek gösterilmiştir. Bu sayede birleşime eklenen
berkitme levhası, birleşimin güçlü kolon zayıf kiriş kuralı için gerekli kapasite ve
rijitlik değerlerine ulaşmasına katkı sağlamıştır. Ayrıca berkitme levhası,
muadili model olan DD-M3 nolu numuneye göre daha rijit bir davranış
sergilerken, kapasite değeri kiriş plastikleşme momentine bağlı olması itibari ile
düğüm noktası kapasitesi çok değişmemiştir. Ayrıca numunede tersinir etkiyen
yükleme altında oluşan mafsal durumuna rağmen birleşim bütünlüğü
bozulmamıştır. Şekil 4.26'da eğilme etkisi altında birleşimde meydana gelen
deformasyonlar görülmektedir.
58
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.26. DD-M5 numunesinde oluşan mekanizma durumu DD-M5 numunesinde en dikkat çekici davranış gerinim pullarından alınan
okuma değeridir. Bu numunenin sadece alın levhalı versiyonu olan DD-M3
numunesinde kolon üzerinde deformasyonlar gözle görülmemesine karşın
gerinim pullarında şekil değiştirmeler tespit edilmişti. Yani sadece alın levhası
kullanılan durumda kolon üzerinde şekil değiştirmeler gerilme yığılmalarının
yoğunlaştığı kısımlarda birleşim davranışını etkilemese de meydana geldiği,
yerleştirilen gerinim pulları aracılığıyla tespit edilmişti. Ancak DD-M5 nolu
berkitmelerin de birleşime dahil edildiği bu numunede kolon üzerindeki şekil
değiştirmeler tamamıyla elastik sınır içerisinde kalmıştır (Şekil 4.27.a ve b).
Bundaki temel sebep, berkitme levhaları, gerilme yığılmalarını kiriş üzerinde
yoğunlaştırmış, bu sebeple kiriş kolondan daha önce deforme olmuştur. Şekil
4.27.c'de kiriş üzerindeki mekanizma hali görülmektedir.
59
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c)Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.27. DD-M5 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri DD-M5 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar önlenmiş ve birleşim rijit bir davranış sergilemiştir.
Şekil 4.28’de numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite %50
azalmıştır.
Şekil 4.28. DD-M5 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi
60
DD-M5 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonucunda elde edilen yük-deplasman eğrisi Şekil
4.29'da deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Numunede rijitlik
arttıkça ve deformasyon kiriş üzerinde yoğunlaştıkça sayısal analiz ve deneysel
analiz kapasite değerleri eşitlenmektedir.
Şekil 4.29. DD-M5 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M5 nolu numune için yapılan sayısal analizler sonucunda elde edilen şekil
değiştirmiş durum ve buna ait gerilme dağılımları Şekil 4.30’da gösterilmiştir.
DD-M5 numunesi birleşime eklenen berkitme levhası sebebi ile muadili olan
DD-M3 nolu numuneye göre sayısal modellemede kullanılan mesh eleman sayısı
bakımından ayrışmaktadır. Düğüm noktasına eklenen berkitme levhaları, kiriş
üzerinde etkidiği alan itibari ile gerilmelerin ve deformasyonların bölgesel
olmasına sebep olmaktadır. Bu sebeple ayrıntılı meshleme gerekmekte olup
mesh sayısı iki katına çıkartılmıştır. Analiz sonucunda kiriş üzerinde mekanizma
oluşmuştur. Ancak kullanılan berkitme levhaları kiriş üzerinde meydana gelen
şekil değiştirmeyi, sadece basınç etkisinde kısa kenar boyunca oluşan gerilme
yığılmalarına bağlı olmaktan çıkartıp, uzun kenar boyunca oluşan berkitme
levhasına bağlı oluşan gerilme yığılmalarını da devreye sokmuştur. Şekil 4.30.a
ve b’de görüldüğü üzere kiriş uzun kenarları berkitme sınırından başlayarak
61
eğilme etkisinde şişmeye zorlanmış, bu sebeple kesitte meydana gelen şekil
değiştirmede eklenen berkitme levhaları etkin rol oynamıştır. Bu durum kirişin
deformasyon yapabilme kabiliyetini artırmıştır. Şekil 4.30.c ve d'de berkitme
levhası ile birlikte kombine kullanılan alın levhasının kolon üzerinde meydana
gelen deformasyon ve gerilme dağılımına etkisi gösterilmektedir. Eklenen
berkitme levhaları, alın levhası ve kolon üzerinde gerilme değerlerini
yoğunlaştırırken, aynı zamanda kiriş üzerindeki deformasyonu
kolaylaştırmaktadır. Bu etki kirişi, kolondan daha önce şekil değiştirmeye
zorlamaktadır. Yine bu etki, oluşan deformasyonu da düğüm noktasından
uzaklaştırdığı için kolon üzerinde meydana gelen gerilmeler elastik sınırı
aşamamaktadır.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.30. DD-M5 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.1.6. DD-M6, DA-M6 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M6 modeli, alın levhalı model
olan DD-M3 numunesine ikinci tip berkitme levhası eklenmiş halidir. Aynı alın
62
levhası kullanılan diğer berkitmeli model DD-M5 den farkı berkitme levhasının
boyutlarıdır. Buna göre 344*350*8 mm boyutlarında alın levhasına ilaveten
75*225*5 mm boyutlarındaki berkitme levhası kolon-kiriş birleşimine
eklenmiştir. DD-M5 nolu numunede D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon,
150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kiriş kullanılmıştır. Birleşimdeki kaynak
dikişi kalınlığı 6 mm’dir. Şekil 4.31’de numunenin deney öncesi hali
görülmektedir.
Şekil 4.31. DD-M6 nolu numune deney öncesi genel görünüm
Numune için yapılan deneysel analizde alın levhasına ilaveten birleşime eklenen
berkitme levhalarının boyunun artması ile, oluşan mafsal düğüm noktasından
levha bitimine doğru kaymıştır. Şekil 4.32'de eğilme etkisi altında birleşimde
meydana gelen deformasyonlar görülmektedir.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
63
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.32. DD-M6 numunesinde oluşan mekanizma durumu
DD-M6 numunesinde ilk döngüde basınç bölgesinde yer alan gerinim pulu
sonuçları incelendiğinde (Şekil 4.33.a), berkitme boyunun kiriş ekseni boyunca
artması, alın levhası altındaki gerilmeyi arttırdığı için kolon deformasyona
zorlanmıştır. Bir önceki numune olan DD-M5 de eklenen berkitme levhaları
kolon üzerindeki gerilmeyi azaltıcı yönde etki yapmasına rağmen, kiriş
ekseninde berkitme levhasının boyunun uzatılması kolonda deformasyonu
tekrar tetiklemiştir. Şekil 4.33.c'de kiriş üzerindeki mekanizma hali
görülmektedir.
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.33. DD-M6 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri
64
DD-M6 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar önlenmiş ve birleşim rijit bir davranış sergilemiştir.
Şekil 4.34’de numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite % 60
azalmıştır.
Şekil 4.34. DD-M6 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi
Şekil 4.35. DD-M6 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M6 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi, Şekil
65
4.35'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Eğrilerin özellikle
elastik bölgede bir uyum içerisinde olduğu görülürken, deneysel numunenin
daha rijit davrandığı burada da görülmektedir.
DD-M6 nolu numune sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
için elde edilmiş sonuçlar şekil 4.36’da gösterilmiştir. Hem şekil değiştirmiş
durum hem de gerilme dağılımları, eğilme etkisi altında oluşan reaksiyonun
kiriş üzerinde yoğunlaştığını göstermektedir. Bu numuneyi kolon üzerindeki
şekil değiştirme ve gerilme dağılımı bakımından DD-M5’den ayıran temel fark
etkinin basınç bölgesinde yoğunlaşmasıdır. DD-M5’de eğilme etkisi altında
kolon üstü çekme ve basınç yönündeki gerilme dağılımı birbirini dengelerken,
bu numunede berkitme levhasının kiriş boyunca uzaması ile etkinin basınç
yönünde yoğunlaşmasına sebep olmuştur. Bu durum tersinir etkiyen yükler
altında kolonun kesit özelliklerinin düğüm noktası davranışına katkısını
engellemektedir.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.36. DD-M6 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
66
4.1.7. DD-M7, DA-M7 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M7 modeli, alın levhalı model
olan DD-M4 numunesine berkitme levhası eklenerek oluşturulmuştur. Buna
göre 344*400*8 mm boyutlarında alın levhasına ilaveten 100*100*5 mm
boyutlarındaki berkitme levhası kolon-kiriş birleşimine eklenmiştir. DD-M7
nolu numunede yine D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon ve 150*200*4 mm
dikdörtgen kesitli kiriş kullanılmıştır. Birleşimdeki kaynak dikişi kalınlığı 6
mm’dir. Şekil 4.37’de numunenin deney öncesi hali görülmektedir.
Şekil 4.37. DD-M7 nolu numune deney öncesi genel görünüm
Numune için yapılan deneysel analizde birleşime alın levhasına ilaveten eklenen
berkitme levhaları, oluşan mafsalın düğüm noktasından kiriş üzerine
ötelenmesine katkı sağlamıştır. Berkitme levhası kullanılmadan sadece alın
levhalı DD-M4 numunesinde mafsalın merkezi kolon yüzünden 90 mm
mesafede iken bu durumda bu uzunluk 110 mm ye çıkmıştır. Şekil 4.38’de
oluşan mafsalın yeri ölçeklendirilerek gösterilmiştir. Bu sayede birleşime
eklenen berkitme levhası, birleşimin güçlü kolon zayıf kiriş kuralı için gerekli
kapasite ve rijitlik değerlerine ulaşmasına katkı sağlamıştır. Ayrıca berkitme
levhası, muadili model olan DD-M4 nolu numuneye göre daha rijit bir davranış
sergilerken, kapasite değeri kiriş plastikleşme momenti ile eşdeğer olması
itibari ile düğüm noktası kapasitesi çok değişmemiştir. Numunenin tersinir
67
etkiyen yükleme altında birleşim bütünlüğü bozulmamıştır. Şekil 4.38'de eğilme
etkisi altında birleşimde meydana gelen deformasyonlar görülmektedir.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.38. DD-M7 numunesinde oluşan mekanizma durumu DD-M7 numunesinde aynı DD-M5 de olduğu gibi gerinim pullarından alınan
okuma değerleri, birleşimin davranışında berkitmenin rolünü göstermektedir.
Bu numunenin sadece alın levhalı versiyonu olan DD-M4 numunesinde kolon
üzerinde deformasyonlar gözle görülmemesine karşın, gerinim pullarında şekil
değiştirmeler tespit edilmişti. Kolon üzerinde meydana gelen şekil değiştirmeler
gerilme yığılmalarının yoğunlaştığı kısımlarda birleşim davranışını etkilemese
de meydana gelmişti. Ancak DD-M7 nolu berkitmelerin de birleşime dahil
edildiği bu numunede kolon üzerindeki şekil değiştirmeler tamamıyla elastik
sınır içerinde kalmıştır (Şekil 4.39.a ve b). Bundaki temel sebep, berkitme
levhalarının, gerilme yığılmalarını kiriş üzerinde yoğunlaştırması ve bu sebeple,
kirişin kolondan daha önce deforme olmasıdır. Şekil 4.39.c’de kiriş üzerindeki
mekanizma hali görülmektedir.
68
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.39. DD-M7 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri DD-M7 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar önlenmiş ve birleşim rijit bir davranış sergilemiştir.
Şekil 4.40’da numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite % 50
azalmıştır.
Şekil 4.40. DD-M7 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi
69
DD-M7 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi Şekil
4.41'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Kapasite eğrisinde
deneysel ve sayısal sonuç arasında, elastik sınır dahilinde mükemmel uyum
görülmektedir.
Şekil 4.41. DD-M7 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M7 için yapılan sayısal analizde aynı DD-M5’de olduğu gibi kiriş, uzun
kenarı boyunca berkitme sınırından başlayarak eğilme etkisinde şişmeye
zorlanmış, bu sebeple kesitte meydana gelen şekil değiştirmede birleşime
eklenen berkitme levhaları etkin rol oynamıştır. Şekil 4.42.c ve d’de berkitme
levhası ile birlikte kullanılan alın levhasının, kolon üzerinde meydana gelen
deformasyon ve gerilme dağılımına etkisi gösterilmektedir. Eklenen berkitme
levhaları alın levhası ve kolon üzerinde gerilme değerlerini yoğunlaştırırken,
aynı anda kiriş üzerinde deformasyonu kolaylaştırmaktadır. Bu etki kirişi
kolondan daha önce şekil değiştirmeye zorlamakta ve oluşan deformasyonu da
düğüm noktasından uzaklaştırdığı için kolon üzerinde meydana gelen
gerilmeler elastik sınırı aşamamaktadır. Şekilde kirişin uzun kenarı boyunca
koyu renkte görünen bölgede, kiriş gövdesinin şişmeye karşı zorlandığı
görülmektedir.
70
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.42. DD-M7 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.1.8. DD-M8, DA-M8 Analiz sonuçları ve değerlendirmesi
Dairesel kesitli kolon kullanılarak imal edilen DD-M8 modeli, alın levhalı model
olan DD-M4 numunesinin ikinci tip berkitme levhası eklenmiş halidir. Aynı alın
levhası kullanılan diğer berkitmeli model boyutları, DD-M7'den farkı berkitme
levhasının boyutlarıdır. Buna göre 344*400*8 mm boyutlarında alın levhasına
ilaveten 100*300*5 mm boyutlarındaki berkitme levhası kolon-kiriş birleşimine
eklenmiştir. DD-M8 nolu numunede D219.1-5 mm dairesel kesitli kolon,
150*200*4 mm dikdörtgen kesitli kiriş kullanılmıştır. Birleşimdeki kaynak
dikişi kalınlığı 6 mm’dir. Şekil 4.43’de numunenin deney öncesi hali
görülmektedir.
71
Şekil 4.43. DD-M8 nolu numune deney öncesi genel görünüm Numune için yapılan deneysel analizde birleşime alın levhasına ilaveten eklenen
berkitme levhalarının bitiminde oluşan mafsal, berkitme boyunun artması ile
düğüm noktasından levha bitimine doğru kaymıştır. Şekil 4.44'de eğilme etkisi
altında birleşimde meydana gelen deformasyonlar görülmektedir.
a) Kiriş mekanizma hali b) Mekanizmaya bağlı burkulma
c) Mekanizmaya bağlı burkulma d) Mafsal noktasının düğüm noktasına uzaklığı
Şekil 4.44. DD-M8 numunesinde oluşan mekanizma durumu
72
DD-M8 numunesinde ilk döngüde basınç bölgesinde yer alan gerinim pulu
sonuçları incelendiğinde (Şekil 4.45.a), berkitme boyunun kiriş ekseni boyunca
artması alın levhası altındaki gerilmeyi arttırdığı için kolon deformasyona
zorlanmıştır. Bir önceki numune olan DD-M8'de eklenen berkitme levhaları
kolon üzerindeki gerilmeyi azaltıcı yönde etki yapmasına rağmen, kiriş
ekseninde berkitme levhasının boyunun uzatılması kolonda deformasyonu
tekrar tetiklemiştir. Şekil 4.45.c'de kiriş üzerindeki mekanizma hali
görülmektedir.
a) Srn 1-19 yük şekil değiştirme eğrisi b) Srn 2-18 yük şekil değiştirme eğrisi
c) Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi
Şekil 4.45. DD-M8 nolu numune gerinim pulu yük-şekil değiştirme eğrileri
DD-M8 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde, kolon üzerinde meydana
gelen lokal deformasyonlar önlenmiş ve birleşim rijit bir davranış sergilemiştir.
Şekil 4.46’da numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini
takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite % 50
azalmıştır.
73
Şekil 4.46. DD-M8 nolu model deneysel analiz yük deplasman eğrisi
DD-M8 sayısal analizleri ANSYS programı ile yapılmış olup deneysel analizle
örtüşür niteliktedir. Analiz sonunda elde edilen yük-deplasman eğrisi Şekil
4.47'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur.
Şekil 4.47. DD-M8 nolu model sayısal ve deneysel analiz yük deplasman eğrisi karşılaştırması
DD-M8 modeli sayısal analizinden elde edilen veriler sonucunda, DD-M6
modelinde olduğu gibi kolon, üzerindeki deformasyon için gerekli gerilme
değerlerine ulaşmıştır. Ayrıca basınç bölgesindeki yoğunlaşma miktarı daha da
74
artmıştır. Çünkü çalışma kapsamında kiriş yerleşimine paralel yöndeki boyutsal
faktörü en büyük olan berkitme levhası (100*300*5 mm) bu modelde
kullanılmıştır. Şekil 4.48.c ve d’de bu durum açıkça görülmektedir. Şekle göre
eğilme etkisi altında çekme bölgesinde gerilme yok kabul edilebilecek kadar az
olup tamamı basınç bölgesindedir. Ancak berkitme levhasının kiriş gövdesini
şekil değiştirmeye zorlaması ile mekanizma, kiriş üzerinde meydana gelmiştir.
a) Deforme olmuş hal genel görünüm b) Deforme olmuş hal ön görünüm
c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı
Şekil 4.48. DD-M8 nolu model sayısal analiz deforme olmuş hal ve gerilme dağılımları
4.2. Sayısal Modellerin Karşılaştırılması
Çalışma kapsamında analiz edilen modeller, alın levhasız (şahit numune), alın
levhalı ve alın levhalı-berkitmeli olarak üç kısımda sınıflandırılabilir. Bu
sınıflandırmaya ek olarak alın levhalı berkitmeli numunelerde, kullanılan alın
levhası boyutlarına göre kendi içlerinde iki grupta değerlendirilebilir. Bu
bölümde, yapılan sayısal analizlere göre numuneler, oluşturuldukları boyutsal
parametrelere göre gruplandırılmış ve kendi içlerinde elde edilen sonuçlar
değerlendirilmiştir.
75
Şekil 4.49’da öncelikle birleşime eklenen alın levhasının, yapı elemanları
gerilme dağılımı üzerindeki etkisi incelenmiştir. Bu amaçla şekilde şahit
numune ve kullanılan üç tip alın levhası için elde edilen gerilme dağılımı
karşılaştırılmıştır. Eğilme etkisine maruz, alın levhasız olarak oluşturulan şahit
numunede kirişe etkiyen yatay kuvvet, birleşimde kolon üzerinde özellikle kiriş
köşe noktalarından başlayarak gerilme yığılmalarına sebep olmaktadır.
Birleşimde kolon üzerinde meydana gelen gerilmeler kolon üst başlığı için,
elastik sınırı aşmakta olup, kolon üzerinde deformasyonu tetiklemektedir.
Deformasyonun kolon üzerinden başlayarak meydana gelmesi, birleşim
rijitliğini etkilemiş, bu durumda da düğüm noktası kapasite eğrisi kolon
üzerinde oluşan şekil değiştirmeye göre nihai değerine ulaşmıştır. Bu sebeple
düğüm noktası güçlü kolon zayıf kiriş kuramını sağlamamış olup gerilmeler
Şekil 4.49.a’da olduğu gibi, kolon üzerinde sınırlı kalmıştır. Ancak alın levhası
kullanılan numunelerde kolon üzerinde oluşan gerilmeler, levha tarafından
karşılanmış olup, buna bağlı rijitlik kaybı önlenmiştir. Bu durumda da
gerilmeler kolon üzerinden kiriş üzerine kaymış ve kiriş üzerinde mekanizma
oluşmuştur. Şekil 4.49.b, c ve d’de alın levhası boyutları küçükten büyüğe doğru
sıralanmış, levha büyüdükçe, kolon üzerindeki gerilme değerleri azalmıştır.
a) DA-M1 gerilme dağılımı genel görünüm b) DA-M2 gerilme dağılımı genel görünüm
76
c) DA-M3 gerilme dağılımı genel görünüm d) DA-M4 gerilme dağılımı genel görünüm
Şekil 4.49. Şahit numune ile alın levhalı numunelerin gerilme dağılımları genel görünümü
Şekil 4.50’de alın levhası altı, kolon üstü gerilme dağılımları verilmiştir. Şekilden
de anlaşılacağı üzere birleşime eklenen alın levhası, kolon üzerindeki
gerilmeleri belirgin bir şekilde azaltmış, yoğunlaşmayı kiriş altından levha
sınırına doğru kaydırmıştır. Bu durum en belirgin haliyle şekil 4.50.d’de
gösterilmiştir.
a) DA-M1 kolon üstü gerilme dağılımı b) DA-M2 kolon üstü gerilme dağılımı
c) DA-M3 kolon üstü gerilme dağılımı d) DA-M4 kolon üstü gerilme dağılımı
Şekil 4.50. Şahit numune ve alın levhalı numuneler kolon gerilme dağılımları karşılaştırması
77
Şekil 4.51’de ise alın levhası üzerinde meydana gelen gerilmeler gösterilerek,
levha boyutunun, levha üzerinde meydana gelen gerilme dağılımına etkisi ifade
edilmeye çalışılmıştır. Buna göre levha boyunun artışı gerilmelerin geniş bir
bölgeye yayılmasına katkı sağlamış olup bu sayede, alın levhasından beklenen
şekil değiştirme talebi azaltılmıştır.
a) DA-M2 alın levhası gerilme dağılımı b) DA-M3 alın levhası gerilme dağılımı
c) DA-M4 alın levhası gerilme dağılımı
Şekil 4.51. Alın levhası boyutlarının levha üstü gerilme dağılımına yansıması
Şekil 4.52’de 350*344*8 mm ebatlarındaki alın levhası ve berkitme levhaları ile,
numunelerin analizi sonucundan elde edilen gerilme dağılımları bir arada
sunulmuştur. Berkitme levhalı ve berkitme levhasız numunelerin kullanıldığı
her iki durumda da kirişte mekanizma hali meydana gelmiştir. Ancak berkitme
levhası kullanımı ile kirişte oluşan mekanizma, sadece basınç gerilmesine bağlı
kalmamış ayrıca yine bu mekanizma oluşumuna berkitme levhasının kirişe
birleştiği noktada oluşan gerilme yığılması da etken olmuştur. Berkitme
levhasının kirişe bağlandığı noktadaki gerilme değerleri, kiriş uzun kenarını
şişme şeklinde deformasyona zorlamış ve kirişte mafsallaşmayı sağlamıştır.
78
Berkitme levhasının kiriş eksenine paralel yöndeki boyutunun artması, bu
oluşumu daha da hızlandırmıştır.
a) DA-M3 gerilme dağılımı genel görünüm b) DA-M5 gerilme dağılımı genel görünüm
c) DA-M6 gerilme dağılımı genel görünüm
Şekil 4.52. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü
Şekil 4.53’de alın levhası ile birlikte kullanılan berkitme levhasının, alın levhası
üzerindeki gerilme dağılımı üzerine etkisi gösterilmiştir. Berkitme levhası kiriş
köşe noktalarında yoğunlaşan gerilmelerin, öncelikle kiriş üzerinde
yoğunlaşmasını sağlamıştır. Levha üzerindeki dağılımı ise levha aralarına
yoğunlaşmıştır. Ayrıca gerilmeler, hem basınç hem de çekme bölgesinde kesit
üzerinde aynı düzlemde ters yönde konumlanmıştır. Bu durum dairesel kesitli
olan yapı elamanının deformasyonlarının kontrollü ve elastik sınır dahilinde
karşılanabilir düzeyde kalmasına katkı sağlamıştır. Ancak kiriş düzlemine
paralel yönde, berkitme levhası boyunun uzatıldığı DD-M6 nolu numune için
verilen gerilme dağılımı DD-M5 ile kıyaslandığında, boyutsal değişkenin kiriş
eksenince artırılması, etkinin kiriş üzerinde karşılanmasını kolaylaştırmıştır. Bu
79
sayede kolon üzerindeki çekme gerilmesi etkin bir şekilde azalmış ancak, basınç
gerilmesi orantısız bir şekilde artmıştır.
a) DA-M3 alın levhası gerilme dağılımı b) DA-M5 alın levhası gerilme dağılımı
c) DA-M6 alın levhası gerilme dağılımı
Şekil 4.53. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin alın levhası gerilme dağılımı
Şekil 4.54’de birleşimde alın levhası ile birlikte kullanılan berkitme levhasının
kolon üzerindeki gerilme dağılımına etkisi gösterilmeye çalışılmıştır. Şekildeki
gerilme değerleri incelendiğinde berkitme levhasının gerilmeleri, levha altından
levha sınırına ötelenmesini sağlamıştır. Bu durum düğüm noktasında kolonun
deformasyonunu zorlaştırmış ve birleşimin daha rijit davranmasını sağlamıştır.
Şekil 4.55’de 400*344*8 mm ebatlarındaki alın levhalı ve berkitme levhalı,
numunelerin analiz sonucunda elde edilen gerilme dağılımları bir arada
sunulmuştur. Berkitme levhalı ve berkitme levhasız numunelerin kullanıldığı
her iki durumda da kirişte mekanizma durumu oluşmuştur. Ancak bir önceki
alın levhalı (350*344*8 mm) numunede olduğu gibi, berkitme levhası
kullanılmasıyla kirişte oluşan mekanizma, sadece basınç gerilmesine bağlı
80
a) DA-M3 kolon üstü gerilme dağılımı b) DA-M5 kolon üstü gerilme dağılımı
c) DA-M6 kolon üstü gerilme dağılımı
Şekil 4.54. Berkitmesiz alın levhalı (350*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin kolon gerilme dağılımı
kalmamış, berkitme levhasının kirişe birleştiği noktada oluşan gerilme yığılması
da etken olmuştur. Bu durum şekillere, kiriş uzun kenarındaki gerilme
yoğunluğunun berkitme sınırından başlayarak artması olarak yansımıştır.
a) DA-M4 gerilme dağılımı genel görünüm b) DA-M7 gerilme dağılımı genel görünüm
81
c) DA-M8 gerilme dağılımı genel görünüm
Şekil 4.55. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü
Şekil 4.56’da alın levhası ile birlikte kullanılan berkitme levhasının, alın levhası
üzerindeki gerilme dağılımı üzerine etkisi gösterilmiştir. Berkitme levhası, kiriş
köşe noktalarında yoğunlaşan gerilmelerin kiriş üzerinde yoğunlaşmasını
sağlamış olup, alın levhası üzerinde oluşan dağılımı ise berkitme levhaları
arasına yoğunlaştırmıştır. Kiriş düzlemine paralel yönde, berkitme levhası
boyunun uzatıldığı DD-M8 nolu numune için verilen gerilme dağılımı DD-M7 ile
kıyaslandığında, boyutsal değişkenin kiriş eksenince artırılması, etkinin kiriş
üzerinde karşılanmasını kolaylaştırmıştır. Bu sayede kolon üzerindeki çekme
gerilmesi etkin bir şekilde azalmış ancak, basınç gerilmesi o oranda artmıştır.
a) DA-M4 alın levhası gerilme dağılımı b) DA-M7 alın levhası gerilme dağılımı
82
c) DA-M8 alın levhası gerilme dağılımı
Şekil 4.56. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü
Şekil 4.57’de birleşimde alın levhası ile birlikte kullanılan berkitme levhasının
kolon üzerindeki gerilme dağılımına etkisi gösterilmeye çalışılmıştır. Şekildeki
gerilme değerleri incelendiğinde berkitme levhası, gerilmelerin levha altından,
levha sınırına ötelenmesini sağlamıştır. Bu durum, düğüm noktasında kolonun
deformasyonunu zorlaştırmış ve birleşimin daha rijit davranmasını sağlamıştır.
a) DA-M4 kolon üstü gerilme dağılımı b) DA-M7 kolon üstü gerilme dağılımı
c) DA-M8 kolon üstü gerilme dağılımı
Şekil 4.57. Berkitmesiz alın levhalı (400*344*8 mm), berkitmeli alın levhalı modellerin gerilme dağılımları genel görünümü
83
4.3. Deneysel ve Sayısal Model Rijitlik Değerlerinin Karşılaştırması Deneysel ve sayısal analizi tamamlanan numuneler için elde edilen kapasite
eğrileri kullanılarak, düğüm noktası bir birim deplasman için gerekli rijitlikler
hesaplanmıştır. Rijitliklerin hesaplanmasında kapasite eğrilerinin elastik
bölgedeki eğimi kullanılmıştır. Aşağıdaki grafiklerde, şahit numune ile alın
levhası ve berkitme levhası eklenerek oluşturulan numunelerin rijitlik
değişimleri bir arada karşılaştırmalı olarak sunulmuştur.
Şekil 4.58’de birleşimin alın levhasız ve alın levhalı numuneler için sayısal ve
deneysel analiz sonucu hesaplanan rijitlik değerleri sunulmuştur. Buna göre,
düğüm noktası şahit numune açısından değerlendirildiğinde, alın levhasının
birleşim rijitliğini arttırdığı, hem sayısal hem de deneysel sonuçlar için açıkça
görülmektedir. Şekilde ayrıca alın levhası Va boyunun rijitlik üzerine etkisi de
verilmiş olup, buna göre levha boyu Va artışı ile rijitliğin paralel seyrettiği
düğüm noktasında, güçlü kolon zayıf kiriş kuramına daha da yaklaşıldığı
görülmektedir.
Şekil 4.58. Şahit numune ve alın levhalı numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması
Şekil 4.59'da 350*344*8 mm boyutlarına sahip alın levhası ile birlikte kullanılan
berkitme levhasının ve berkitme levhasının boyutsal değişiminin rijitlik üzerine
etkisi gösterilmiştir. Birleşimde, eklenen alın levhası ile birlikte rijitlikte % 50
oranında artış sağlanırken, berkitme levhaları ile rijitlikteki değişim % 100
artmıştır. Kiriş düzlemine paralel yönde berkitme levhası boyutu üzerindeki
84
artış, rijitliği daha da artırmış olup, şahit numuneye kıyasla, % 300 lük bir artış
sağlanmıştır.
Şekil 4.59. Alın levhalı (350*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması
Şekil 4.60'da 400*344*8 mm boyutlarına sahip alın levhası ile birlikte kullanılan
berkitme levhasının ve berkitme levhasının boyutsal değişiminin rijitlik üzerine
etkisi gösterilmiştir. Birleşim, eklenen alın levhası ile birlikte şahit numuneye
kıyasla rijitlikte % 100 oranında artış sağlanırken, berkitme levhaları ile
rijitlikteki değişim % 150 artmıştır. Berkitme levhası ile sağlanan artış, alın
levhalı model ile karşılaştırıldığında, % 25'lik bir artış yakalanmıştır. Bu durum
kiriş düzlemine paralel yönde berkitme levhası boyutu üzerindeki değişim ile
kombine düşünüldüğünde, rijitlik daha da artmıştır. Böylece şahit numuneye
kıyasla %350, alın levhalı numuneye kıyasla % 80 artış sağlanmıştır.
Şekil 4.60. Alın levhalı (400*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde rijitlik değerlerinin karşılaştırılması
85
5. SONUÇ VE ÖNERİLER
Malzeme olarak çelik, yüksek sönümleme kabiliyetini yapı elemanlarına ve yapı
davranışına aktarabildiği ölçüde deprem mühendisliği açısından avantajlı olan
bir konumda değerlendirilebilir. Çelik kullanılarak dizayn edilen bir yapısal
çerçeve sistemin, oluşturulduğu malzeme gibi sünek davranabilmesi ise ancak
sahip olduğu birleşimlerin de aynı sönümleme kabiliyetinde olduğu durumda
mümkündür. Son yıllarda sismik yüklere maruz kalan yapılarda, birleşimler
gerek yapı elemanı davranışı, gerekse birlikteliği sağlayan birleşim araçlarına
bağlı oluşan yapısal bozukluklar nedeniyle bu sünekliliğin istenildiği seviyede
oluşturulamadığı tespit edilmiştir. Bu sebeple araştırmacılar, malzeme
bakımından yüksek süneklik özelliğine sahip çeliğin süneklik özelliklerinin
sistem davranışına yansıtılabilmesi için birçok araştırma yapmışlar ve uygun
birleşim detayları üzerinde çalışmışlardır. Bu durum halen yürürlükte olan TDY
2007'de de yer almıştır. Yönetmelikte tanımlanan birleşim tipleri için süneklik,
bazı detaylar dahilinde tanımlanmıştır. Ancak yönetmelikte ifade edilen tüm
detaylar I profiller kullanılarak oluşturulmuş ve buna göre tasarlanmıştır.
Yönetmelikte tanımlanan düğüm noktası detaylarında gevrek kırılma, lokal
burkulma ve panel bölgesi ezilmesi gibi düğüm noktası davranışını etkileyecek
olan olumsuzluklar ek levhalar kullanılarak I profillerde önlenmeye çalışılmıştır.
Ancak bu çalışmanın da konusu olan kutu profiller ile yapılacak olan
birleşimlerde yönetmelikte tanımlanan detaylar ile kutu kesitli bir profilin
dizayn edilmesi mümkün değildir. Bu sebeple kutu kesitli profil kullanılan bir
birleşimin, kutu kesit özelliklerine bağlı olarak, panel bölgesi ezilmesini, kolon
üzerinde meydana gelecek lokal burkulma etkilerini ve gevrek kırılma gibi
plastik şekil değiştirmeleri karşılayabilip karşılayamayacağı belirsizdir. Bu
çalışmada kutu profil kullanılarak dizayn edilen daire kesitli kolon-dikdörtgen
kesitli kiriş bir birleşime eklenen alın levhası ve berkitme elemanları ile kolon
üzerinde meydana gelebilecek, buruşma ve burkulma gibi şekil değiştirmeler
önlenmeye çalışılmıştır.
Çalışmada deneysel ve sayısal analizler, alın levhasız (şahit numune), alın
levhalı ve alın levhalı berkitmeli olmak üzere üç ana başlık altında
86
gruplandırılmıştır. Eğilme etkisine maruz kalan bir birleşimde kolon üstünde
meydana gelen lokal burkulma etkilerini engelleyebilmek için alın levhası
kullanılırken, düğüm noktası dönme direnci arttırmak ve kiriş üzerinde
oluşacak olan plastik şekil değiştirmenin düğüm noktasından kiriş paralelinde
ötelenmesi için berkitme levhalarının kullanılması diğer bir kombinasyon
olarak değerlendirilmiştir. Alın levhasının birleşim üzerinde etkisini analiz
edebilmek için kolon ve kiriş boyutları sabit tutulup alın levhası boyutları
üzerinde değişiklikler yapılmıştır. Bu sayede birleşim nihai moment taşıma
kapasitesi, kullanılan alın levhasının da bağlandığı kiriş en kesit özelliklerine
göre değil, alın levhası genişliği ölçüsünde bir kiriş temsiline göre nihai değerler
hesaplanmaya çalışılmıştır. Kutu kesitli birleşimlerde T tipi düğüm noktası için
CIDECT’de tanımlanan β ve γ değerleri ve buna bağlı formülasyon, alın levhası
genişliği için yeniden revize edilmiş, elde edilen nihai değerler, deneysel ve
sayısal analiz sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Bu sayede birleşimde eklenen bir
alın levhasının, düğüm noktası davranışı üzerine sağladığı katkının literatürdeki
yeri belirlenmeye çalışılmıştır.
Çalışmada kolon için seçilen dairesel profil, sahip olduğu kesit özellklerine bağlı
olarak eğilme etkisi altında ortaya çıkması beklenen lokal deformasyonları
sönümleyebilecek durumdadır. Ancak alın levhasız dizayn edilen şahit numune
üzerinde yapılan analizlerde, eğilme etkisi altında kolon deforme olmuş,
beklenen güçlü kolon-zayıf kiriş davranışını sergileyememiştir. Eğilme etkisi
altındaki düğüm noktasında, kolon üzerindeki deformasyonları engellemek ve
kolon rijitliğini arttırmak için aynı birleşim üç farklı alın levhası ile tekrar test
edilmiştir. Şekil 5.1.a’da şahit numune ve alın levhalı numunulerin eğilme etkisi
altındaki yük deplasman eğrileri bir arada sunulmuştur. Bu grafik incelendinde,
birleşime eklenen alın levhalarının düğüm noktası kapasitesi üzerine katkısı
belirgin bir şekilde ortaya çıkmakta olup, üç model için de eğirlerde, kirişte
oluşan plastik mafsala bağlı akma çizgisi görülmektedir. Alın levhalı tüm
modellerde kolon üzerindeki deformasyon tümüyle engellenmiş ve buna bağlı
olarak da kolon yeterli rijitliği sağlamıştır. Bu durumda gerilme yığılmaları
kolon üzerinden kiriş üzerine kayarak, kiriş moment taşıma kapasitesine
ulaşmış ve mekanizma durumuna gelmiştir. Kullanılan alın levhalarında, cidar
87
kalınlığı ile genişliği sabit tutulurken, boyu üzerinde oynama yapılmıştır. Analiz
sonuçlarına göre levha boyundaki artış, düğüm noktası kapasitesi ile paralel
seyretmiş olup levha büyüdükçe kapasite de artmıştır. Yapılan analizde, ayırıca
alın levhasının boyutundaki artışın kiriş üzerinde oluşan plastik şekil
değiştirmenin yerini değiştirdiği görülmüştür. Levha boyu arttıkça oluşan
plastik mafsalın yeri, kiriş eksenince düğüm noktasından uzaklaşmış ve böylece
düğüm noktası güvenliği artmıştır.
Çalışma, kullanılan alın levhaları ile birlikte kombine olarak kullanılan berkitme
levhalarıyla genişletilerek, düğüm noktasına eklenen bu rijitleştirme
elemanlarının katkısı da incelenmeye çalışılmıştır. Şekil 5.1.b ve c’de şahit
numune ile birlikte, alın levhalı ve alın levhalı-berkitmeli numunelere ait
kapasite eğirileri bir arada sunulmuştur. Dairesel kesitli kolon ile birlikte
kullanılan alın levhasının birleşim davranışına sağladığı katkı berkitme levhalı
birleşimlerde daha da belirgin bir hal almıştır. Düğüm noktası dönme rijitliği ve
kapasitesi artmış olup kiriş üzerindeki şekil değiştirme berkitme levhası
sınırına kaymış birleşim güvenliği daha da artmıştır. Bu sayede düğüm noktası,
güçlü kolon-zayıf kiriş tasarımını sağlamıştır.
a) Şahit numune ile alın levhalı numunelerin yük deplasman eğrilerinin
karşılaştırılması
88
b) 350*344*8 mm alın levhası ile berkitme levhalarının bir arada kullanıldığı numunelerde yük-dep. eğrilerinin karşılaştırması
c) 400*344*8 mm alın levhası ile berkitme levhalarının bir arada kullanıldığı numunelerde yük-dep. eğrilerinin karşılaştırması
Şekil 5.1. Deneysel analiz sonucu elde edilen yük-deplasman eğrileri karşılaştırması
Şekil 5.2’de sayısal analizler için elde edilen moment-dönme eğrileri
karşılaştırmalı olarak gösterilmiştir. Grafik incelendiğinde alın levhalı ve alın
levhalı berkitmeli tüm numunelerin, 0,04 radyan dönme için yeterli dönme
kapasitesine sahip olduğu görülmekte olup, kiriş plastikleşme momenti değerini
elastik sınır dahilinde karşıladıkları tespit edilmiştir. Bu durum berkitmeli
numunelerde daha da belirgin bir hal alırken, berkitmeli numunelerde dönme
rijitliğindeki artışa bağlı olarak, plastikleşmenin, 0,04 radyan değerinden önce
gerçekleştiği görülmüştür. Bu durum alın levhasının tekil kullanımının düğüm
noktası dönme kapasitesi ve deplasman yapabilme kabiliyeti için daha avantajlı
bir konumda olduğunu göstermiştir.
a) Şahit ve alın levhalı sayısal numunelerin moment-dönme eğrilerinin
89
karşılaştırılması
b) 350*344*8 mm alın levhası ile berkitme levhalarının bir arada kullanıldığı numunelerde moment-dönme eğrilerinin karşılaştırması
c) 400*344*8 mm alın levhası ile berkitme levhalarının bir arada kullanıldığı numunelerde moment-dönme eğrilerinin karşılaştırması
Şekil 5.2. Sayısal modeller moment-dönme eğrilerinin karşılaştırılması
Şekil 5.3’de deneysel ve sayısal analiz sonucunda elde edilen kapasite eğrileri
kullanılarak her numune için elde edilen akma dayanımları bir arada
sunulmuştur. Grafikler incelendiğinde tüm numunelerde birleşime eklenen alın
levhasının, düğüm noktasına sağladığı katkı açıkça görülmektedir. Ayrıca,
çalışmada alın levhası boyutları kullanılarak nihai taşıma kapasitesi
bakımından, levha ile aynı boyutlardaki bir kiriş için temsil yeteneğini
değerlendirmek için hazırlanan bu grafiklerde levhaların CIDECT değerlerinin
tüm numunelerde sağlandığı görülmektedir.
a) Şahit numune ve alın levhalı numunelerde akma dayanımlarının
karşılaştırılması.
90
b) Alın levhalı (350*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde akma dayanımlarının karşılaştırılması
c) Alın levhalı (400*344*8 mm) berkitmesiz ve alın levhalı berkitmeli numunelerde akma dayanımlarının karşılaştırılması
Şekil 5.3. Deneysel ve sayısal analiz sonucunda elde edilen akma dayanımlarının kendi içlerinde ve CIDECT değerleri ile karşılaştırılması
Elde edilen sonuçlar ışığında, eğilme etkisine maruz dairesel kesitli kolon-
dikdörtgen kesitli kiriş için oluşturulan bir birleşimde, düğüm noktasına
eklenecek olan alın levhasının kolon üzerindeki lokal deformasyonları önlediği
ve birleşimin rijit bir davranış sergilemesini sağladığı görülmüştür. Buna göre
bu tip bir birleşimde alın levhası kullanılması durumunda, böyle bir birleşimin
yeterli rjitlikte bir düğüm noktası olarak kabul edilebileceği ve sismik tasarımda
kullanılacak bir çerçeve sistemin yüksek süneklikte kabul edilebileceği
söylenebilir.
91
KAYNAKLAR Başaran, B., 2012. Kutu Kesitli Kiriş-Kolonların Berkimesiz Alın Levhalı Kaynaklı Moment Aktaran Birleşimleri İçin Süneklik Detaylarının İncelenmesi. Süleyman Demirel Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 181s, Isparta. Berman, J.W., Bruneau, M., 2008. Tubular Links For Eccentrically Braced Frames; I: Finite Element Parametric Study. Journal Of Structural Engineering, 5 (May 2008). Çelik, D., 2013. Kutu Kesitli Kiriş-Kolon Birleşimlerinin Süneklik Detaylarının Belirlenmesi. Süleyman Demirel Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 224s, Isparta. Davies, G., Crockett, P., 1996. The Strength of Welded T-DT Joints In Rectangular and Circular Hollow Section Under Variable Axial Loads. Elsevier Science Ltd. 1996. Design Guide 3, 2009. For Rectangular Hollow Section (Rhs) Joints Under Predominantly Static Loading. Comité International Pour Le Développement Et L’étude De La Construction Tubulaire. Eurocode 3, 2003. Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints. European Committee For Standardization, Brussels. Feng, R., Young, B., 2011. Design Of Cold-Formed Stainless Steel Tubular T- And X-Joints. Journal Of Constructional Steel Research, 67, 421–436. Garlock, M.M., Ricles, J.M., Sause, R., 2005. Experimental Studies Of Full-Scale Post Tensioned Steel Connections. Journal Of Structural Engineering, March 2005, 438-448. Kim, T., Stojadinović, B., ASCE2, M., Whittaker, A.S., 2008. Seismic Performance Of Pre-Northridge Welded Steel Moment Connections To Built-Up Box Columns. Journal Of Structural Engineering, February 2008, 289-299. Koning, C.H.M. de, Wardenier, J., 1984. The Static Strength Of Welded Joints Between Structural Hollow Sections Or Between Structural Hollow Sections And H-Sections. Delft University Of Technology, Delft, Part 2: Joints Between Rectangular Hollow Sections, Stevin Report 6-84-19. Korol, R.M., El-Zanaty, M., Brady, F.J., 1977. Unequal Width Connections Of Square Hollow Sections In Vierendeel Trusses. Canadian Journal of Civil Engineering, 4, 190-201. Kumar, S.R.S., Rao, P., 2005. RHS Beam-To-Column Connection With Web Opening—Experimental Study And Finite Element Modeling. Journal Of Constructional Steel Research, 62, 739–746.
92
Lea J., Goldsworthy, H.M., Gad, E.F., 2011. Blind Bolted Moment Connection To Sides Of Hollow Section Columns. Journal Of Constructional Steel Research, 67, 1900–1911. Lee, C.H., ASCE1, M., Jung, J.H., Oh, M.H., Koo, E.S., 2005. Experimental Study Of Cyclic Seismic Behavior Of Steel Moment Connections Reinforced With Ribs. Journal Of Structural Engineering, January 2005, 108-118. Lee, M.M.K., 1999. Strength, Stress and Fracture Analyses of Offshore Tubular Joints Using Finite Elements. Journal Of Constructional Steel Research, 51 (1999), 265–286. Lee, M.M.K., Parry, A.L.,1999. Strength of Ring - Stiffened Tubular T-Joints In Offshore Structures - A Numerical Parametric Study. Journal Of Constructional Steel Research, 51 (1999), 421–430. Lee, M.M.K., Parry, A.L., 2004. Strength Prediction For Ring - Stiffened DT- Joints In Offshore Jacket Structures. Engineering Structures, 27 (2005), 421–430. Macdonald, K.A., Haagensen, P.J., 1999. Fatigue Design of Welded Aluminum Rectangular Hollow Section Joints. Engineering Failure Analysis, 6 (1999) 113-130. Mang, F., Bucak, Ö., Wolfmuller, F., 1983. The Development Of Recommendations For The Design Of Welded Joints Between Steel Structural Hollow Sections (T- And X-Type Joints). University of Karlsruhe, Germany, Final Report on ECSC Agreement 7210 SA/l 09 and CIDECT Program 5AD. Marshall, P.W., Toprac, A.A., 1974. Basis For Tubular Joint Design. Welding Research Supplement, May 1974, 192-201. Marshall, P.W., 1999. Welded Tubular Connections - CHS Trusses. CRC Press LLC, 1999, 192-201. Mashiri, F.R., Zhao, X. L., Grundy P., 2004. Stress Concentration Factors and Fatigue Behavior of Welded Thin - Walled CHS-SHS T-Joints Under In- Plane Bending. Engineering Structural 26, 2005, 1861-1875. Mashiri, F.R., Zhao, X. L., 2004. Plastic Mechanism Analysis Of Welded Thin- Walled T-Joints Made Up Of Circular Braces And Square Chords Under In- Plane Bending. Thin-Walled Structures, 42, 759–783. Mashiri, F.R., Zhao, X. L., 2009. Square Hollow Section (SHS) T-Joints With Concrete-Filled Chords Subjected To In-Plane Fatigue Loading In The Brace. Thin-Walled Structures, 48, 150–158.
93
Özer, E., 2007. Yapı Sistemlerinin Lineer Olmayan Analizi. Erişim Tarihi: 01.02.2012. http://web.itu.edu.tr/~orak/ders_notlari/ders_notlari.html. TDY 2007, 2007. Deprem Bölgelerinde Yapılacak Binalar Hakkında Yönetmelik. T. C. Bayındırlık ve İskan Bakanlığı, Ankara. TS EN ISO 6892-1, 2010. Metalik Malzemeler - Çekme Deneyi - Bölüm 1: Ortam Sıcaklığında Deney Metodu. Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. Uang, C.M., ASCE, M., Sato, A., Hong, J.K, Wood, K., 2010. Cyclic Testing And Modeling Of Cold-Formed Steel Special Bolted Moment Frame Connections. Journal Of Structural Engineering, AUGUST 2010, 953-960. Voth, A.P., Packer, J.A., 2012. Numerical Study and Design of Skewed X-type Branch Plate-to-Circular Hollow Section Connections. Journal Of Constructional Steel Research, 68 (2012), 1–10. Wardenier, J., 1982. Hollow Section Joints. Delft University Press, Delft. Wardenier, J., Vegte, G.J. van der, Liu, D.K., 2007a. Chord Stress Function For Rectangular Hollow Section X And T Joints. Proceedings 17th International Offshore And Polar Engineering Conference, Lisbon, Portugal, IV, 3363- 3370. Yu, Y., 1997. The Static Strength Of Uniplanar And Multiplanar Connections In Rectangular Hollow Sections. Delft University Press, Thesis Ph.D. Delft, The Netherlands. Zehir, A., 2012. Kutu Kesitli Kiriş-Kolonların Berkitilmiş Alın Levhalı Kaynaklı Moment Aktaran Birleşimleri İçin Süneklik Detaylarının İncelenmesi. Süleyman Demirel Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 72s, Isparta. Zhao, X. L., 2000. Deformation Limit And Ultimate Strength Of Welded T-Joints In Cold-Formed RHS Sections. Journal of Constructional Steel Research, 53, 149–165.
94
EK A. Dairesel sayısal modellerin ANSYS programı analizi gerilme dağılımları
a) DA- M1 Sayısal model genel görünümü
b) DA- M1 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
95
c) DA- M1 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
Şekil A.1. DA-M1 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M2 Sayısal model genel görünümü
96
b) DA- M2 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M2 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
97
d) DA- M2 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
Şekil A.2. DA-M2 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M3 Sayısal model genel görünümü
98
b) DA- M3 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M3 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
99
d) DA- M3 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
Şekil A.3. DA-M3 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M4 Sayısal model genel görünümü
100
b) DA- M4 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M4 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
101
d) DA- M4 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
Şekil A.4. DA-M4 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M5 Sayısal model genel görünümü
102
b) DA- M5 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M5 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
103
d) DA- M5 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
Şekil A.5. DA-M5 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M6 Sayısal model genel görünümü
104
b) DA- M6 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M6 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
105
d) DA- M6 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
Şekil A.6. DA-M6 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M7 Sayısal model genel görünümü
106
b) DA- M7 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M7Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
107
d) DA- M7 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
Şekil A.7. DA-M7 Analizi gerilme dağılımları
a) DA- M8 Sayısal model genel görünümü
108
b) DA- M8 Sayısal model meshlenmiş hal genel görünüm
c) DA- M8 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm
109
d) DA- M8 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm
Şekil A.8. DA-M8 Analizi gerilme dağılımları
110
ÖZGEÇMİŞ Adı Soyadı :Nurettin Alpay KIMILLI Doğum Yeri ve Yılı : Isparta, 1970 Medeni Hali : Evli Yabancı Dili : İngilizce E-posta : [email protected] Eğitim Durumu Lise : Isparta Anadolu Lisesi, 1988 Lisans :İ.T.Ü. İnşaat Müh. Fakültesi, İnşaat Müh. Bölümü, 1992 Yüksek Lisans : SDÜ, Fen Bilimleri Enstitüsü, İnşaat Mühendisliği Yapı Anabilim Dalı, 1995