kutu kİrİŞ - boru kolon kurt aĞzi bİrleŞİmlerİnİn …tez.sdu.edu.tr/tezler/tf02466.pdfra...

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

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.


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







4.2. 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 4.13. 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 4.19. DD-M4 nolu numune deney öncesi genel görünüm ................................ 52
















iv















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 4.58. 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.4. DA-M4 Analizi gerilme dağılımları .................................................................101





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


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


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.


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.


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 4.12'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.


c) Alın levhası gerilme dağılımı d) Kolon gerilme dağılımı


47





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.



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.


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


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.


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.








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.


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.



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


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


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.


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




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



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


c)Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi




takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite %50

azalmıştır.


60


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.


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.






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.


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.


63


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.


c) Srn 9-25 yük şekil değiştirme eğrisi


64

DD-M6 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde kolon üzerinde meydana



takip eden döngülerde birleşim yük almaya devam etmiş olup kapasite % 60

azalmıştır.




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.




66



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.


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.



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





Şekil 4.40’da numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini


azalmıştır.


69



4.41'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Kapasite eğrisinde

deneysel ve sayısal sonuç arasında, elastik sınır dahilinde mükemmel uyum

görülmektedir.


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






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.



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.




DD-M8 nolu numuneye eklenen alın levhası sayesinde, kolon üzerinde meydana


Şekil 4.46’da numuneye ait kapasite eğrisi görülmektedir. Mekanizma halini


azalmıştır.

73




4.47'de deneysel analizle karşılaştırmalı olarak sunulmuştur.


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.




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.


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.



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


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.


81

c) DA-M8 gerilme dağılımı genel görünüm


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.


82



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.


c) DA-M8 kolon üstü gerilme dağılımı


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


96



97

d) DA- M2 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm



98



99




100



101




102


c) DA- M5 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm

103

d) DA- M5 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm



104


c) DA- M6 Sayısal analiz deformasyon altında genel görünüm

105

d) DA- M6 Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm



106


c) DA- M7Sayısal analiz deformasyon altında önden görünüm

107




108



109



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

kutu kİrİŞ - boru kolon kurt aĞzi bİrleŞİmlerİnİn …tez.sdu.edu.tr/tezler/tf02466.pdfra...

Documents