T.C. SELÇUK ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ

Transkript

1 T.C. SELÇUK ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ ÇELĠK YAPILARDA KULLANILAN KOLON TABAN LEVHALARININ ANALĠTĠK OLARAK ĠNCELENMESĠ Pinar Salahaldin Hussein HUSSEIN YÜKSEK LĠSANS TEZĠ ĠnĢaat Mühendisliği Anabilim Dalı Aralık-2015 KONYA Her Hakkı Saklıdır

2

3

4 ÖZET YÜKSEK LĠSANS TEZĠ ÇELĠK YAPILARDA KULLANILAN KOLON TABAN LEVHALARININ ANALĠTĠK OLARAK ĠNCELENMESĠ Pinar Salahaldin Hussein HUSSEIN Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü ĠnĢaat Mühendisliği Anabilim Dalı DanıĢman: Yrd. Doç. Dr. Günnur YAVUZ 2015, 185 Sayfa Jüri Yrd. Doç. Dr. Günnur YAVUZ Doç.Dr. Hicran AÇIKEL Doç.Dr. Ali KÖKEN Bu çalışmada, çelik yapılarda taşıyıcı sistem davranışını önemli oranda etkileyecek olan çelik kolon ayağı-temel birleşim bölgesinde kullanılan taban levhalarının tipleri hakkında detaylı bir açıklama yapılmış, bu konu hakkında mevcut LRFD ve ASD yöntemlerinde kolon taban levhasının hesabı için önerilen hesap esasları incelenmiştir. Tek katlı bir sanayi yapısı ve 6 katlı bir binanın SAP2000 ʼde iki boyutlu analizi yapılarak temele gelen yükler belirlenmiş ve bu yüklere göre açıkta kolon taban levha boyutlarının tasarımı gerçekleştirilmiştir. Ayrıca, belirlenmiş olan yapı temeli ve kolon taban levhası birleşim detayları için ASDIP-steel programı kullanılarak kolon-taban levha bağlantısında hesap kontrolü yapılmıştır. RFEM 5.05 programı kullanılarak beş farklı tipte kolon taban levha birleşimi için sonlu eleman yöntemiyle analiz yapılmış ve elde edilen sonuçlar değerlendirilmiştir. Buna göre en iyi davranış rijitleştirilmiş kolon taban levha birleşiminde, en zayıf davranış ise taban levha kalınlığının azaltılmış olduğu tipte elde edilmiştir. Ayrıca, kolon ayağı uygulamalarında yapılan hatalar ile ilgili örnekler verilmiştir. Anahtar Kelimeler: ASD, Çelik kolon-taban levha bağlantısı, LRFD, sonlu eleman analizi, taban levha tasarımı. iv

5 ABSTRACT MS THESIS ANALYTICAL INVESTIGATION OF COLUMN BASE PLATES USED IN STEEL STRUCTURES Pinar Salahaldin Hussein HUSSEIN THE GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCE OF SELÇUK UNIVERSITY THE DEGREE OF MASTER OF SCIENCE OF PHILOSOPHY IN CIVIL ENGINEERING Advisor: Asst.Prof.Dr. Günnur YAVUZ 2015, 185 Pages Jury Asst.Prof.Dr.Günnur YAVUZ Assoc.Prof.Dr. Hicran AÇIKEL Assoc.Prof.Dr. Ali KÖKEN In this study, steel column base plate that can be influence the total behavior of steel building types was studied. The base plate design procedure according to LRFD and ASD methods were studied, one story industrial building and 6-stories building two dimensional analysis was done in SAP2000 program and the support reactions that obtained from analysis results was used to evaluate the exposed column base plate dimensions. The base plate dimensions and column base plate connection details were controlled in ASDIP-steel program. In RFEM 5.05 program finite element analysis for five different column base plate connection types was done and results were evaluted. From results, the best bahaviour was obtained in stiffened column base plate connection, the undesired bahaviour was obtained when base plate thickness was least from that used in other column base plate connections. Examples were given for the mistake which done in practice in column base plate connections. Keywords: ASD, base plate design, finite element analysis, LRFD, steel column base plate connection. v

6 ÖNSÖZ Bu tez çalışması, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı Yüksek Lisans programında yapılmıştır. Çalışmada detaylı bir şekilde çelik kolon taban levha ve sınıflandırılması ile ilgili bilgi verilmiştir ve LRFD ve ASD ye göre tasarım esasları anlatılmıştır. Tek katlı bir çelik sanayi yapısı ve 6-katlı çelik binanın SAP2000 ʼde iki boyutlu analizi yapılarak temele gelen yükler ve bu yüklere göre açıkta kolon taban levha boyutları belirlenmiştir. yapı temeli ve kolon taban levhası birleşim detayları için ASDIP-steel programı kullanılarak hesap kontrolü yapılmıştır. RFEM 5.05 programı ile kolon taban levha birleşim tiplerinde sonlu eleman yöntemiyle analiz yapılmış ve sonuçlar değerlendirilmiştir. Ayracı kolon ayağı uygulamalarında yapılann hatalar ile ilgili örnekler verilmiştir. Bu tez çalışmasının yapılmasında ilgi ve desteğini esirgemeyen, aileme ve arkadaşlarıma ayrıca bilgi ve tecrübelerinden yararlandığım sayın hocam Yrd. Doç. Dr. Günnur YAVUZ a teşekkürlerimi sunarım. Pinar Salahaldin Hussein HUSSEIN KONYA-2015 vi

7 ĠÇĠNDEKĠLER ÖZET... iv ABSTRACT... v ÖNSÖZ... vi ĠÇĠNDEKĠLER... vii SĠMGELER VE KISALTMALAR... ix ġekġller... xii ÇĠZELGELER... xvi 1. GĠRĠġ KAYNAK ARAġTIRMASI KOLON AYAKLARI Kolon Levhalarının Tipleri Açıkta kolon taban levhaları Gömülü kolon taban levhaları Açıkta Kolon Taban Levhalarının Sınıflandırılması Taban levhası davranışına göre sınıflandırma Sınır koşullarının elde edilme miktarına göre sınıflandırma Çelik göçme moduna göre sınıflandırma Beton göçme moduna göre sınıflandırma Enerji tüketme kapasitesine göre sınıflandırma Çerçeve tipine göre sınıflandırma Gömülü Kolon Taban Levhalarının Sınıflandırılması Gömme uzunluğuna göre sınıflandırma Çerçevede kolonun konumuna göre sınıflandırıma Göçme mekanizmalarının göre sınıflandırma Sünekliğe göre sınıflandırma Ankraj Bulonu Tipleri KOLON TABAN LEVHASI TASARIM YÖNTEMLERĠ LRFD ve ASD Yöntemlerine göre Kolon Taban Levhası Tasarımı Merkezi eksenel basınç yükleri durumu Eksenel çekme yükleri durumu Moment etkisi altındaki taban levhaları Kesme tasarımı SAP 2000 PROGRAMINDA ÇELĠK SANAYĠ YAPISI VE ÇELĠK BĠNA ANALĠZĠ Çelik Sanayi Yapısı Altı Katlı Çelik Bina vii

8 6. MOMENT ETKĠSĠNDEKĠ KOLON TABAN LEVHASININ LRFD VE ASD YÖNTEMLERĠNE GÖRE BOYUTLANDIRILMASI Sanayi Yapısında Kolon Taban Levhası Boyut Hesabı Ankraj bulon tasarımı (LRFD'ye göre) Binada Kolon Taban Levhası Boyut Hesabı Ankraj bulon tasarımı (LRFD'ye göre) Binada Kolonların Kutu veya Boru Kesitli Olması Durumunda ASDIP-STEEL PROGRAMINDA ANALĠZ Sanayi Yapısı Kolon Taban Levhasında Hesap Kontrolü LRFD yöntemine göre hesap ASD yöntemine göre hesap Binada Hesap Kontrolü LRFD yöntemine göre hesap ASD yöntemine göre hesap KOLON TABAN LEVHASININ SONLU ELEMAN YÖNTEMĠ ĠLE ANALĠZĠ Sanayi Yapısında Kolon-Taban Levhası Birleşiminde Analiz I profili kolon- taban levha bağlantısında analiz I profili kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz I kesitli kolon kullanarak rijitleştirilmiş kolon taban levha bağlantısında analiz Kutu kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Boru kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Altı Katlı Bina Kolon-Taban Levhası Birleşiminde Analiz I profil kullanarak kolon-taban levha bağlantısında analiz I profili kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz I kesitli kolon kullanarak rijitleştirilmiş kolon taban levha bağlantısında analiz Kutu kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Boru kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz KOLON TABAN LEVHA BĠRLEġĠMĠ UYGULAMALARINDA GÖZLENEN HATALAR SONUÇLAR VE ÖNERĠLER Sonuçlar Öneriler KAYNAKLAR ÖZGEÇMĠġ viii

9 SĠMGELER VE KISALTMALAR SĠMGELER A 1 A 1 A 2 A c A N A nc A No A nco A brg A brg A b A vo A vco A v A vc A ts A se A A o B B b f c 1 C a C b1 d d o da D D E e e crit e h f c F y f p f p1 f uta F u : Taban levhası alanı : Kesme pabuçun gömülü alanı (iskele üzerindeki harç ile teması halindeki kısmı içermez) (kesme tasarımı) : Beton blok kısmının maksimum alanı : Kesme transferini mukavemet eden beton kesit alanı : Bir ankraj grubu için beton kopma koni alanı : Bir ankraj grubu için beton kopma koni alanı (ASDIP-steel) : Tek ankraj için beton kopma koni alanı : Tek ankraj için beton kopma koni alanı (ASDIP-steel) : Ankraj çubuğunun veya somunun net taşıma alanı (çekme tasarımı, ASDIPsteel) : Betona karşı taban levhası ve/veya kolon arasındaki temas alanı ( kesme tasarımı) : Nominal bulon alanı : Tek bir ankrajın tam kesme koni alanı : Tek bir ankrajın tam kesme koni alanı (ASDIP-steel) : Tek bir ankraj veya bir grup ankraj için toplam kopma kesme alanı : Tek bir ankraj veya bir grup ankraj için toplam kopma kesme alanı (ASDIPsteel) : Çekme gerilme alanı : Etkili kesit alanı, dişli çubuklar için çekme gerilmesi alanı olarak tanımlanır : Enkesit alanı : Etkin yer ivmesi katsayısı : Taban levha genişliği : Kutu kolon genişliği : Kolon başlık genişliği : Yük yönünde kenar mesafesi : Ankraj merkezinden beton blok kenarına kadar tek yönde mesafe : Küçük olan (a) Donatı merkezinden yandaki beton yüzüne kadar mesafe veya (b) Donatılar arasındaki mesafenin yarısı. : Genel kolon derinliği : Bulon çapı : Ankraj bulonun dıştan çapı : Büyük çap : Ölü Yük : Deprem yükü : Eksantrisite : Kritik eksantrisite : Kanca uzantısı : Beton basınç dayanımı : Taban levhanın veya bulon akma dayanımı : Levha ve beton arasındaki taşıma gerilmesi : Kritik kesite taşıma gerilmesi : Ankraj çeliğinin belirtilen çekme dayanımı : Düğüm, bağlama ve taşıma alanına etki eden faktörlü yük ix

10 F p : Taşıma dayanımı G : Sabit yük H : Kutu kolon uzunluğu h ef : Gömme derinliği l : Gömme derinliği L d : Deforme olmuş çubuk, tel veya düz veya deforme olmuş donatı telin ʼde çekmede geiştirilmiş uzunluk L dh : Deforme olmuş çubuk, tel veya düz veya deforme olmuş donatı telin ʼde çekmede geiştirilmiş uzunluk, kritik noktadan kanca sonunun dışına kadar ölçülmektedir (kancalı kullanılması durumu) L : Hareketli yük L : Taban levha uzunluğu (ASDIP-steel) M r : Drake ve Elkin varsayımına göre eksantrik etki eden M u momenti M u : Faktörlü Eğilme Momenti M a : Eğilme momenti (ASD yöntemi) Mb : Taşıma nedeniyle moment Mt : Çekme nedeniyle moment n : Bir in te diş sayısı n : Kolon gövde veya kolon başlığından akma çizgi teorisi konsol mesafesi n : Hareketli yük katılım katsayısı (DBYBHY) N : Taban levha uzunluğu N p : Çekip çıkarma dayanımı N cbg : Bir ankraj grubu için beton kopma dayanımı (ASDIP-steel) N n : Nominal çekme kuvveti N sa : Çelik dayanımı N rg : Donatı dayanımı N sbg : Bir ankraj grubu için yan yüzde beton kopması N u : Toplam çekme kuvveti N ui : Tek bir bulona gelen çekme kuvveti N cb : Tek bir ankraj için çekmede beton koparma dayanımı Nb : Kırılan betonda tek bir ankraj için çekmede beton koparma dayanımı N p : Kırılan betonda tek bir ankraj için çekmede çekip çıkarma dayanımı N pn : Tek bir ankraj için çekmede nominal çekip çıkarma dayanımı P u : Faktörlü Eksenel basınç Kuvvet (LRFD yöntemi) P a : Eksnel basınç Kuvvet (ASD yöntemi) Pp : Taban levha altında nominal beton dayanımı P r : Drake ve Elkin varsayımna göre P u eksenel kuvveti P ubrg : Kesme Kamasının taşıma kapasitesinin sınırı q Y : Elde edilen taşıma kuvveti q max : Maksimum taşıma kuvveti R : Taşıyıcı sistem davranış katsayısı S : Kar yükü S a : Bulonlar arasında merkezden merkeze mesafe T u : Çekme kuvveti T : Drake ve Elkin varsayımna göre eksantrik T u çekme kuvveti T A, T B : Spektrum karakteristik periyotları t min : Gerekli taban levha kalınlığı tp (gerekli) : Minimum levha kalınlığı t f : Kolon başlık kalınlığı : Yatay deplasman U x x

11 V u V a V n V V i V sa V rg Vb V cbg V cpg W W Y φ Ω : Faktörlü kesme kuvveti : Kesme kuvveti (ASD yöntemi) : Nominal kesme dayanımı : Toplam kesme kuvveti : Tek bir bulona gelen kesme kuvveti : Çelik dayanımı : Donatı dayanımı : Kırılan betonda tek bir ankraj için kesmede beton koparma dayanımı : Bir ankraj gurubu için kesmede nominal beton koparma dayanımı : Bir ankraj gurubu için kesmede nominal Beton Kaldıraç dayanımı : Rüzgar yükü : Taban levha genişliği (ASDIP-steel) : Taşıma uzunluğu : Dayanım azaltma katsayısı : Çelik taban levha ve beton arasındaki sürtünme katsayısı : Emniyet Katsayısı KISALTMALAR ACI Amerikan Beton Enstitüsü (American Concrete Institute) AISC Amerikan Çelik Yapı Enstitüsü (American Institute of Steel Construction) ANSI Amerikan Ulusal Standart Enstitüsü (American National Standards İnstitute) ASD Emniyet Gerilme Tasarımı (Allowable Stress Design) ASME Makina Mühendislerin Amerikan Topluluğu (American Society of Mechanical Engineers) ASTM Test ve Malzeme için American Topluluğu (American Society For Testing and Materials) AASHTO Amerikan Devlet Otoyolları ve Resmi Taşımacılık Birliği (American Association of State Highway and Transportation Officials) CCD Beton Kapasite Tasarımı (Concrete Capacity Design) DBYBHY Deprem Bölgelerinde Yapılacak Binalar Hakkında Yönetmelik EN Avrupa Standardı (European Standard) FEA Sonlu Eleman Analizi (Finite Element Analysis) LRFD Yük ve Dayanım Katsayısı Tasarımı (Load and Resistance Factor Design) TS Türk Standartı xi

12 ġekġller ġekil 3.1 Tipik bir kolon taban detayları (Stark 2008)...9 ġekil 3.2 Çelik kolon ayağı (çelik kolon taban levhası-beton blok birleşimi) uygulaması (Murray 2013)...11 ġekil 3.3 Açıkta taban levhalı kolon...12 ġekil 3.4 Açıkta taban levha bağlantısında yük dayanım mekanizması...13 ġekil 3.5 Kolon tabanlarının gömülü taban levhalar ile bağlantı tipleri...14 ġekil 3.6. Gömülü kolon taban levha bağlantısında yük dayanım mekanizması...14 ġekil 3.7 Açıkta kolon taban levhasında davranış türleri (Astaneh ve ark 1992)...15 ġekil 3.8 Başlangıç ve göçme aşamalarında taban levha bağlantısını üç tipi için kuvvet dağılımı (Grauvilardell ve ark 2005)...20 ġekil 3.9 Ankraj bulonu tipleri, a) yerinde döküm başlıklı ankraj bulonları, b) kancalı bulonlar, c) konik uçlu ankraj bulonları, d)sürtünmeyle yük aktaran ankraj bulonları e)harçla yük aktaran ankraj bulonları, f)enine kirişlere yük aktaran ankraj bulonları (Moore ve ark 2003)...26 ġekil 4.1 (a) Eksenel basınç yükü altında taban levhası ; (b) taban levha boyutları...28 ġekil 4.2 Çekme kuvveti etkisinden dolayı ulaşan tam kopma konisi...32 ġekil 4.3 Çekme etkisinde temel bloğu kenarı civarında oluşan kopma konisi...32 ġekil 4.4 İnce döşeme(beton blok)olması durumunda ankraj grubu için kopma konisi.33 ġekil 4.5 Ankraj çubuğunu geliştirmek için çelik takviye kullanımı...33 ġekil 5.1. Sanayi yapısına etki eden yük dağılımları (a) Zati ve kar yükü, (b) rüzgar yükü...38 ġekil 5.2. Normal kat planı...41 ġekil 5.3. Aks 4 ʼdün (a) iki boyutlu (b) binanın üç boyutlu gösterimi...41 ġekil 6.1. Sanayi yapısında kullanılan kolon taban levha boyutları ve eğilme çizgileri ġekil 6.2. Çok katlı binada kullanılan kolon taban levha boyutları ve eğilme çizgileri..47 ġekil 6.3. Taban levhasında kolon eğilme çizgisi boyutları; (a) kutu kesitli kolon, (b) boru kesitli kolon (Murray 2013)...50 ġekil 6.4. Kutu kesitli kolon olması durumunda taban levha boyutları...50 ġekil 7.1. Çekme yükleri etkisinde ankraj bulonlarında göçme modları (ACI )...52 ġekil 7.2. Kesme yükleri etkisinde ankraj bulonlarında göçme modları (ACI )...53 ġekil 7.3. ASDIP programında çelik sanayi yapısının temel boyutlarının şematik gösterimi ġekil 7.4. Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı...59 ġekil 7.5. Çekme etkisindeki alan...59 ġekil 7.6. Kesme etkisindeki alan...59 ġekil 7.7. Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı...65 ġekil 7.8. Çekme etkisindeki alan...65 ġekil 7.9. Kesme etkisindeki alan...65 ġekil ASDIP programında çelik binanın temel boyutlarının şematik gösterimleri...66 ġekil Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı...71 ġekil Çekme etkisindeki alan...72 ġekil Kesme etkisindeki alan...72 ġekil Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı...77 ġekil Çekme etkisindeki alan...78 xii

13 ġekil Kesme etkisindeki alan...78 ġekil 8.1. Maksimum Von Mises gerilmesi...81 ġekil 8.2. Maksimum Rankine gerilmesi...82 ġekil 8.3. Maksimum Tresca gerilmesi...83 ġekil 8.4. Maksimum Bach gerilmesi...84 ġekil 8.5. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn)...85 ġekil 8.6. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)...85 ġekil 8.7. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn)...86 ġekil 8.8. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)...86 ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları...87 ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi...89 ġekil Maksimum Rankine gerilmesi...90 ġekil Maksimum Tresca gerilmesi...91 ġekil Maksimum Bach gerilmesi...92 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn)...93 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)...93 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn)...94 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)...94 ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları...95 ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi...97 ġekil Maksimum Rankine gerilmesi...98 ġekil Maksimum Tresca gerilmesi...99 ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) xiii

14 ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi ġekil Maksimum Rankine gerilmesi ġekil Maksimum Tresca gerilmesi ġekil Maksimum Bach gerilmesi ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn) xiv

15 ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları ġekil 9.1. Beton blok üzerine direk yerleştirilmiş bir kolon taban levhası ve uzun bulonlar ġekil 9.2. taban levhasının simetrik olarak yerleştirilmemiş ġekil 9.3. Bulonlar çok uzun ġekil 9.4. Kolon taban levhası uygulamasında sadece bir doğrultuda kolon kesitinin dışında taban levhası bulunmakta ġekil 9.5. Temeldeki betonun iyi olmaması ve taban levhasında kalkma ġekil 9.6. Donatının korozyona uğramasından dolayı hasar görmüş bir temel beton bloğu ġekil 9.7. Taban levhası yerleşimindean sonra yerinde bırakılmış çelik destek ġekil 9.8. Taban levha ve temel arasında harç tabakasının yer almaması ġekil 9.9. Taban levhası temel bağlantısında levhaya kaynaklanmış dört adet küçük levha ġekil Levhaya değişik elemanlar kaynaklanmış ġekil Taban levhasında ankraj bulonun levha dış kenarına yetersiz mesafede yerleştirilmesi ġekil Mevcut bir taban levhası üzerine kolon taban levha birleşimi ġekil Bulonla uzun ve değişik levhalarla bağlanmış kolon taban levhası ġekil Uzun ankraj bulonu ġekil Kısa ankraj bulonu ġekil Kaldırım seviyesinin altında kolon taban levha birleşimi xv

16 ÇĠZELGELER Çizelge 4.1 Sadece eksenel basınç yüklerine maruz kolon taban levhalarının genel tasarım yöntemi...28 Çizelge 4.2 Çekme kuvveti etkisinde beton ankraj sınır durumları...31 Çizelge 4.3 Küçük ve büyük moment etkisindeki taban levhalarının genel tasarım yöntemi...34 Çizelge 5.1. Analizde dikkate alınan yük durumları Çizelge 5.2. Maksimum değerlerin elde edildiği yük kombinasyonları...39 Çizelge 5.3. Bina boyuna etki eden rüzgar ve deprem yükleri...40 Çizelge 5.4. Analizde dikkate alınan yük durumları...42 Çizelge 5.5. Maksimum değerlerin elde edildiği yük kombinasyonları...42 Çizelge 6.1. Sanayi yapısı kolon ayağında eksantrisite değerlerinin karşılaştırılması...44 Çizelge 6.2. Sanayi yapısı kolon ayağında ankraj bulonu için T u çekme kuvveti değerlerinin belirlenmesi...44 Çizelge 6.3. Sanayi yapısında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi...45 Çizelge 6.4. Çok katlı bina kolon ayağında eksantrisite değerlerinin karşılaştırılması...47 Çizelge 6.5. Levha ve beton arasındaki harç tabakasının taşıma gerilmesi hesabı...48 Çizelge 6.6. Çok katlı bina kolon ayağında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi...48 Çizelge 6.7. Kutu kesitli kolon olması durumunda taban levhası tasarımının kontrolü...50 Çizelge 6.8. Kutu kesitli kolon olması durumunda gerekli taban levhası kalınlığı...51 Çizelge 7.1. ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap özeti...54 Çizelge 7.2. Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi...55 Çizelge 7.3. Moment etkisinde kolon taban levhası analizi...55 Çizelge 7.4. Ankraj Tasarımı...56 Çizelge 7.5. Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5)...56 Çizelge 7.6 Kesme analizi (ACI D.5)...57 Çizelge 7.7. Çekme -kesme etkileşimi...58 Çizelge 7.8. ASDIP-steel programında ASD yöntemine göre hesap özeti...60 Çizelge 7.9. Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi...61 Çizelge Moment etkisinde kolon taban levhası analizi...61 Çizelge Ankraj Tasarımı...62 Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5)...62 Çizelge Kesme analizi (ACI D.5)...63 Çizelge Çekme -kesme etkileşimi...64 Çizelge ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap özeti...67 Çizelge Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi...68 Çizelge Moment etkisinde kolon taban levhası analizi...68 Çizelge Ankraj Tasarımı...68 Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5)...69 Çizelge 7.20 Kesme analizi (ACI D.5)...70 Çizelge Çekme -kesme etkileşimi...71 Çizelge ASDIP-steel programında ASD yöntemine göre hesap özeti...73 Çizelge Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi...74 Çizelge Moment etkisinde kolon taban levhası analizi...74 Çizelge Ankraj Tasarımı...74 xvi

17 Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5)...75 Çizelge Kesme analizi (ACI D.5)...76 Çizelge Çekme -kesme etkileşimi...77 Çizelge 8.1. Sanayi yapısında kullanılan kolon taban levha tiplerinin karşılaştırılması Çizelge 8.2. Binada kullanılan kolon taban levha tiplerinin karşılaştırılması Çizelge 8.3. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =100kN) Çizelge 8.4. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =200kN) Çizelge 8.5. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =300kN) Çizelge 8.6. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =400kN) xvii

18 1 1. GĠRĠġ Çelik yapılarda, en önemli birleşim bölgesi elemanlarından biri olan kolon taban levhaları, yapının genel davranışını etkileyecek olan elemanlardır. Bu birleşim bölgelerindeki taban levhalarının yük etkisi altındaki davranışı karmaşık bir yapıya sahiptir. Çelik kolon ayağı-temel birleşim bölgesi analizindeki en önemli problemler ise çelik ve beton gibi iki farklı malzemenin birlikte kullanılması, bu malzemeler arasındaki etkileşim, eksenel yük, kesme kuvveti ve momentin varlığıdır. Kolon taban levha davranışının incelenmesi ile ilgili çok sayıda parametre bulunduğundan, bu bağlantıların analizi her zaman karmaşıklık göstermektedir (Shafieifar ve Khonsari 2012). Çelik ve beton arasındaki etkileşimdeki karmaşıklığa ek olarak, taban levhası üzerinde kullanılan ve levhanın rijitliğini artırmak için sisteme eklenen ek birleşenlerin varlığı, sistemin çalışmasını çok daha karmaşık hale getirmektedir. Geçmişte bilgisayar olanakları ve analiz için sayısal yöntemlerin yeterli olmaması nedeniyle, deneysel modellerin test edilmesi bağlantıların davranışının belirlenmesinde kullanılan en iyi ve gerçekçi yöntem olmuştur. Bu tür deneylerin sonuçları gerçeğe yakın olmakla birlikte, böyle bir uygulama hem zaman alıcı hem de yüksek maliyetli olmaktadır. Ayrıca farklı geometrilere ve boyutlara sahip bağlantıların davranışını anlamak için, bu deneyler, birkaç kez tekrarlanmalıdır. Bundan dolayı, bilgisayar simülasyonları kullanılarak farklı tipteki çelik kolon taban levhalarının, göçme modları, oluşturulan sistemin avantaj ve dezavantajları ile genel davranışın belirlenmesinde büyük kolaylık ve tasarruf sağlanabilmektedir. Kolon taban levhalarının deneysel ve analitik modelleri arasındaki bağlantıyı belirlemek için yapılmış olan çalışmalar bulunmaktadır. Bu araştırmaların çoğunda, berkitmesiz basit taban levhaları incelenmiş ve sonuçlar arasındaki bağlantı yeterli bulunmuştur (Stamatopoulos ve Ermopoulos 2011, Shafieifar ve Khonsari 2012). Bir çelik kolon tabanı temel olarak; çelik kolon, taban levhası ve ankraj çubuklarından oluşmaktadır. Kolon ayakları genellikle berkitmesiz taban levhaları ile tasarlanmakta, fakat birleşim bölgelerinde yüksek eğilme momentlerinin aktarımının gerektiği durumlarda ise berkitmeli taban levhaları ile teşkil edilmektedir. Kolon tabanı, bir beton bloğa veya bir çelik profil ile mesnetlendirilmektedir (Moore ve ark 2003). Kolon-taban levhası birleşimleri çelik yapılarda kritik bölgelerdir, çünkü bu bölgede eksenel kuvvetler, kesme kuvvetleri ve momentler temele aktarılmaktadır. Laboratuvar deneyleri, kolon taban levha bağlantılarının çeşitli göçme modlarına sahip

19 2 olduğunu göstermiştir (Astaneh-Asl ve Bergsma 1993, Burda ve Itani 1999, Fahmy ve ark 1999). Bu göçme modları; kaynakta çatlak oluşumu, taban levhasında akma, ankraj bulonu kopması ve beton ezilmesi olarak belirlenmiştir (DeWolf ve Sarisley 1980). Grauvilardell ve ark (2005), taşıyıcı sistemde örneğin çelik çaprazlı çelik çerçevelerde taban levhalarında aşırı kesme kuvveti-moment oranı ile karşılaşılabileceğini ve böylece bağlantı bölgesindeki göçmeye kesme etkisinin hakim olacağını göstermiştir (Gomez ve ark 2009). Yatay yük etkisi altındaki çelik kolon ayaklarında kullanılan açıkta taban levhaları, eğilme momenti ve kesme kuvveti etkisi altında meydana gelen dönme etkisiyle deforme olmaktadır. Bu bölgelerdeki birleşimlerin davranışı yatay yük etkisi altındaki yapının genel davranışında büyük öneme sahiptir. Yapılan araştırmalar göstermiştir ki, kolon ve temel elemanları arasındaki bağlantılar çoğu durumda yarı-rijit bir davranış göstermekte ve tüm taşıyıcı sistem davranışını çok önemli bir şekilde etkilemektedir (Grauvilardell ve ark 2005, Hamizi ve Hannachi 2007, Melenciuc ve ark 2011, Stamatopoulos ve Ermopoulos 2011). Son zamanlarda, özellikle çelik taşıyıcı sistemler için önemli olan birleşim bölgeleri hakkında yapılan çalışmalar da önem kazanmaktadır. Çelik yapılardaki en önemli birleşim bölgelerinden biri de çelik kolon-taban levhası birleşimleridir. Taban levhaları üst yapıdan gelen yükleri temele aktarmak için kullanıldığından çok önemli ve kritik elemanlardır. Bu çalışma, bu konuyla ilgili fazla araştırma olmadığı gözönünde bulundurularak, konunun önemine dikkat çekmek ve yönetmeliklerdeki farklı hesap esaslarını incelemek için yapılmıştır. Bu çalışmada, çelik yapılarda taşıyıcı sistem davranışını önemli oranda etkileyecek olan çelik kolon ayağı-temel birleşim bölgesinde kullanılan taban levhalarının tipleri hakkında detaylı bilgi verilmekte, bu konu hakkındaki mevcut AISC (Amerikan Çelik Yapı Enstitüsü) yönetmeliklerindeki "LRFD(Load and Resistance Factor Design - Yük ve Dayanım Katsayısı Tasarımı)" ve "ASD(Allowable Stress Design - Emniyet Gerilmesi Tasarımı)" kolon taban levhasının hesabı için önerilen hesap esasları incelenmiştir. LRFD yöntemi faktörlü yükleri, ASD yöntemi ise servis yükleri kullanarak hesap yapan bir yöntemdir. Ayrıca, SAP2000 programında tek katlı bir çelik sanayi yapısı ile 6-katlı bir binanın iki boyutlu analizi yapılarak temele gelen etkiler belirlenmiş ve bu etkilere göre "Yük ve Dayanım Katsayısı Tasarımı (LRFD)" ve Emniyet Gerilmesi Tasarımı (ASD) yöntemleri için mevcut hesap esaslarına göre açıkta kolon taban levha boyutları belirlenmiştir. Yapı temeli ve kolon taban levhası birleşim

20 3 detayları için ASDIP-steel programı kullanarak LRFD ve ASD yöntemlerine göre hesap kontrolü yapılmıştır. ASDIP-steel programında eksenel yük ve moment etkisinde hesaplanan taban levha boyutlarının yeterliliği belirlendikten sonra ankraj bulonları da çekme ve kesme durumları dikkate alınarak kontrol edilmiştir. Daha sonra, RFEM 5.05 programı kullanılarak incelenen sanayi yapısı ve 6 katlı bina için kolon taban levha birleşiminde sonlu eleman analizi gerçekleştirilmiştir. Kolon-taban levhası bağlantıları, kolon kesiti farklı profil türlerine göre I, kutu ve boru profil olmak üzere 3 farklı tipte seçilerek, levha kalınlığı değiştirilerek ve ek rijitleştirici levha eklenerek 5 farklı tip model için sonlu eleman yöntemi ile analiz edilmiş ve elde edilen sonuçlar değerlendirilmiştir. Ayrıca, mevcut çelik kolon ayağı uygulamalarında yapılan hatalar hakkında örnekler verilmiştir.

21 4 2. KAYNAK ARAġTIRMASI Adany (2000), taban levhalı bulonlu çelik yapı birleşimleriyle ilgili deneysel bir çalışma gerçekleştirmiştir. Deneyler, Portekiz'deki Superior Técnico Enstitüsü (IST) enstitüsü İnşaat Mühendisliği laboratuvarında yapılmıştır. Adany (2000), çalışmasının esas amacının taban levhası kullanılan çelik yapı birleşimlerinin çevrimsel yükler etkisi altındaki davranışının belirlenmesi olduğunu belirtmektedir. Bu çalışmada dört göçme modu, taban levhada, bulonda veya levha ve bulonda göçme olarak tanımlanmış ve beş farklı numune kullanılarak bu birleşimlerin çevrimsel yük altındaki davranışı incelenmiştir. Numunelerin dört adedinde HEA200 kesitli kolon ve elle sıkıştırılmış bulon, birinde ise kaynaklı yapım profili kullanılmıştır. Ayrıca bir numunede de öngermeli bulonla bağlantı yapılmıştır. Gresnigt ve ark (2008), Delft Teknoloji Üniversitesi Stevin Laboratuvarı'nda, kesme ve çekme kuvveti kombinasyonlarına maruz kalan taban levhaları üzerinde deneysel ve teorik bir araştırma gerçekleştirmiştir. Test sonuçlarını değerlendirmek ve yük deformasyon davranışını tanımlamak için geliştirilen analitik model sunulmuştur. Sonuçlar, kesme dayanımını belirlemek için kolondaki çekme kuvvetinin etkisinin ihmal edilebilmesini, kesme mukavemetinin harç tabakasının kalınlığından bağımsız olduğunu, deformasyonların ise harç tabakasının kalınlığına büyük ölçüde bağlı olduğunu ve tasarımda kesme dayanımı yanında kullanılabilirlik sınır durumu ve taşıma gücü sınır durumunda deformasyonların da kontrol edilmesi gerektiğini göstermiştir. Lee ve ark (2008a), tarafından, zayıf eksen etrafında eğilme davranışı gösteren açıkta kolon-taban levha bağlantılarının tasarımında kullanılan Drake ve Elkins yönteminin değerlendirilmesi ve büyük kolon deplasmanları altında bağlantı elemanlarında (kolon, taban levha ve ankraj bulonu) relatif dayanım oranlarının bağlantı davranışına etkisini incelemek amacıyla parametrik bir çalışma yapılmıştır. Bu çalışmada, bağlantının önemli birleşim arayüzlerindeki kuvvet aktarımını gösteren bir sonlu eleman analizi (FEA) modeli geliştirilmiş ve farklı taban levha kalınlığına, ankraj bulon boyutuna ve harç basınç dayanımına sahip toplamda 43 adet üç boyutlu sonlu eleman ağı oluşturulmuş ve analiz edilmiştir. Sonlu eleman analizleri, bu yöntemin bağlantı elemanlarının tasarımında kullanılması durumunda özellikle bağlantılarda nihai durumda istenilen davranışın elde edilmediğini göstermiştir.

22 5 Lee ve ark (2008b), kolonun zayıf ekseni yönünde yükleme altında dört adet açıkta kolon taban levha birleşimini (ikisi 6 adet bulonlu birleşim ve ikisi 4 adet bulonlu birleşim) test edilmiştir. Bu deneysel çalışmada, büyük kolon yanal deplasmanları altında her deney numunesine ait genel çevrimsel performans ve önemli birleşim elemanlarının davranışı incelenmiştir. Ayrıca, değişik sayıda ankraj bulonu kullanımının, taban levhası ve ankraj bulonları arasında rölatif dayanım farklılığının ve farklı dolgu metali ve kaynak detaylarının, birleşimin çevrimsel sünekliğine etkisi incelenmiştir. Dört deney numunesinden sadece birine önemli bir dayanım azalması olmadan hedeflenen tüm yükleme geçmişi uygulanabilmiş ve kolonun alt ucunda plastik mafsal oluşmuştur. Diğer üç numune ise birleşimde sınırlı bir süneklik göstermiştir. Deneysel çalışma boyunca, deney numunelerinin tasarımında kullanılan Drake ve Elkins tasarım yöntemi değerlendirilmiştir. Wald ve ark (2008), bileşen yönteminin çelik kolon taban levha üzerindeki uygulamasını incelemişlerdir. Eksenel yük etkisi altındaki kolon taban levhasında mukavemet momenti ve berkitme levhalarını belirlemek için analitik bir model sunmuşlardır. Analitik model test sonuçları ile kontrol edilmiştir. Ayrıca, taban levha kalınlığı ve ankraj bulonu uzunluğu ile ilgili de bir çalışma yapılmıştır. Bu çalışmada, önerilen modelin taban levhası dayanımı ve berkitme levhasının belirlenmesi için kullanılabileceği ve yapılan tahminin başarısının bileşenlerin doğru olarak modellemesine bağlı olduğu sonucu elde edilmiştir. Gomez ve ark (2009), yaptıkları deneysel çalışmada, AISC (Amerikan Çelik Yapı Enstitüsü) Çelik Tasarım Kılavuzunda yer alan açıkta kolon taban levhalarının üç tip kesme aktarım mekanizmasını incelemişlerdir. Bu kesme aktarım mekanizmaları; 1- yüzey sürtünmesi, 2- ankraj bulonuyla taşıma ve 3-kesme kamasıyla taşımadır. Bu çalışmada, yedi adet büyük ölçekli taban levha deneyi gerçekleştirilmiştir. Bulardan üç adedi taban levhası ve harç arayüzü arasındaki yüzey sürtünmesini incelemektedir. İki adet deneyde ankraj çubuğunun taşıma kapasitesi incelenmiştir (her deneyde değişik çap kullanılmıştır) ve iki deneyde de kesme kaması taşıma kapasitesi incelenmiştir (her deney için farklı kesme kaması gömülme uzunluğu kullanılmıştır). Yükleme durumları; eksenel basınç, eksenel çekme ve monoton / çevrimsel kesme kuvvetini içine almaktadır. Taban levha bağlantısı deneylei yardımcı yan deneyler ile uygulanmaya konulmuştur. Bu deneylerde ankraj çubuğu, beton ve harç özellikleri belirlenmiştir. Bu çalışma sonucunda, açıkta kolon taban levhalarında kesme aktarımı ile ilgili olan değişik göçme modları için dayanım kapasitesinin belirlenmesi için kurallar ve

23 6 denklemlerin elde edilmiştir. Burada gerçekleştirilen deneyler kesme etkileri üzerine yapılmış olsa da genelde eğilme ve kesme davranışı elde edilmiştir. Melenciuc ve ark (2011), açıkta çelik kolon taban levhalarının çevrimsel yükleme altındaki davranışıyla ilgili bir çalışma gerçekleştirmişlerdir. Kolon taban levha birleşimlerinin denenmesi için, özel tasarlanmış olan ANCO sarsma tablası kullanılmıştır. Çelik kolon deneyleri, eksenel yük uygulanmadan (kolonun kendi ağırlığı hariç), yanal doğrultuda yatay yük etkisi altında gerçekleştirilmiştir. Deney sonunda, birleşim kolonda plastik mafsalın oluşumu ile göçmüştür. Elde edilen sonuçlara göre, birleşim bölgesindeki davranışı taban levhası kalınlığının önemli oranda etkilediği görülmüştür. Shafieifar ve Khonsari (2012), rijitlik derecesi yüksek olan, yaygın olarak kullanılan yarı-rijit taban levha sistemlerinin davranışını sonlu eleman analizi (FEA) yöntemiyle incelemiştir. Beton ve çelik arasındaki etkileşim, temas gerilmelerinin dağılımı, ilgili elemanların davranışları, bu elemanların dayanım ve bununla bağlantılı olarak bağlantı rijitliğindeki etkisini araştırmışlardır. Oluşturulan sonlu eleman modelleri farklı araştırmacılar tarafından denenmiş ve bu testlerden alınan bazı sonlu eleman modeli (FEA) örnekleri arasında karşılaştırmalar yapılmıştır. Bu çalışmada beş numune kullanılmış olup bu numunler yarı rijit ve rijit olarak değişmektedir. Numunelerin rijitliğini artırmak için her modelde taban levhasına ek levha veya kutu kesitli levha eklenmiştir. İlk modelde, taban levhasındaki aşırı eğilme nedeniyle göçme meydana gelmiş, ikinci modelde uç ankrajlı bulonlardaki büyük deformasyonlar göçmeye neden olmuştur. Üçüncü modelde, berkitmeli levhanın hızla deformasyonu bağlantının daha fazla dayanmamasına neden olmuştur. Bundan dolayı, bu bağlantının rijit olarak kabul edilemeyeceği sonucuna varılmıştır. Dördüncü modelde, kutu kesitin gövdesindeki büyük deformasyonlar göçmeye neden olmuştur. Beşinci modelde ise kutu başlığı en önemli elemandır. Bu çalışmadan elde edilen sonuçlara göre yüksek rijitliğe sahip sistemelde ankraj bulonlarının etkisi çok önemli olmaktadır. Model 2 yüksek, model 3 düşük rijitliğe sahiptir. Model 4 ve 5 betonda daha iyi gerilme dağılımı gösterdiğinden daha az hasar görmektedir. Latour ve ark (2012), bu çalışmada, bir araştırma programı çerçevesinde bileşen yaklaşımına dayanan bir mekanik model kullanarak taban levha birleşimlerinin çevrimsel dönme modelini oluşturmayı amaçlamışlardır. Göçmeye kadar taban levha birleşiminin monotonik davranışının tahmin edilmesi için bileşen yaklaşımının doğruluğunun değerlendirmesi yapılmıştır. Özellikle, taban levha birleşimlerinin rijitlik,

24 7 dayanım ve tüm moment rotasyon eğrisinin Eurocode 3'te verilen bileşen metoduyla tahminindeki doğruluk, Salerno Üniversitesi'nde gerçekleştirilen deneylerin sonuçları ile değerlendirilmiştir. Deney numuneleri, öncelikle kolon eksenel yükünün farklı değerleri için elastik sınırda denenmiş ve ardından göçmeye kadar yüklenmiştir. Bileşen yönteminden elde edilen tahmin sonuçları, taban levha birleşimlerinin davranışını etkileyen geometrik ve mekanik parametrelerin aralığını genişletmek için Latour ve ark.(2012) tarafından yapılan deneyler ile teknik literatürden toplanan mevcut deney sonuçları kullanılarak karşılaştırılmıştır. Horová ve ark (2012), yaptıkları çalışmada, eksenel yük ve eğilme momenti etkisi altındaki taban levhası ve ankraj bulonlarından teşkil edilmiş olan CHS (dairesel içi boş kesit) ve RHS (dikdörtgen iç boş kesit) kolon tabanlarının analitik tahmin modelini oluşturmuşlardır. Bu analitik model, Eurocode EN (2005)'te yer alan bileşen yöntemine dayanan eksenel kuvvet, eğilme momenti mukavemeti ve dönme rijitliğinin belirlenmesini sağlayan veren bir modeldir. Analitik model iki bileşenden oluşmaktadır, eğilmede taban levhası ve çekmede ankraj bulonu. Bunlar boşluklu taban levhalarının değerlendirilmesi için de uygundur. Çekme bölgesindeki T-bölgesinin akma çizgisi teorisiyle analitik olarak türetilmiş ve sonlu eleman simülasyonuyla kontrol edilmiştir. Bu model, mukavemet ve rijitlik tahminlerini doğrulamak için yayınlanmış deneysel sonuçlarla karşılaştırılmıştır. Bu karşılaştırma moment-dönme eğrisinin tahminini doğruluğunu göstermiştir. Sonuç olarak, bileşen yöntemine dayalı olark geliştirilen analitik modelin dayanım ve rijitliğin tahminini yeterli doğrulukla yapabildiği ve bundan dolayı tasarım için kullanılabileceği düşünülmektedir. RoĢca ve ark (2013), bu çalışmada, taban levhası altındaki betonun ve taban levhasının birlikte çalışmasını incelemişlerdir. Basınç etkisinde beton dayanımı, beton temel malzemesine, harç tabakasının davranışına ve karmaşık duruma sahip taban levha beton temas alanına bağlıdır. Bu bileşenlerdeki dayanımı belirlemek için çeşitli modeller sunulmuş ve deneyler ile doğrulanmıştır. Ayrıca, modelleme sırasında literatürdeki çeşitli varsayımlar benimsemiştir. Sonuç olarak, taban levhası ile ilgili literatürdeki çalışmalar ve farklı yönetmelik tasarım yöntemleri incelenmiş, taban levhası altındaki basınç taşıma alanı için her modelde farklı varsayımlar kullanıldığı ve basınçta beton dayanımının taban levha kalınlığına, çelik ve beton sınıfına bağlı olduğu gösterilmiştir. Borzouie ve ark (2014), yaptıkları çalışmada, ard germeli ankraj bulonu ile temele bağlanan ve bağlanmayan taban levha bağlantılarının çevrimsel davranışları ile

25 8 ilgili deney sonuçlarını sunmuşlardır. Bu çalışmanın amacı, mevcut tasarım yöntemleri ile düşük hasar oluşumuna göre tasarlanan bu tip bağlantılarda meydana gelecek hasarların belirlenmesi ve değerlendirilmesidir. Taban levha birleşiminin hasar yapabilirliğini karakterize etmek için, her kolon tabanı belirli bir asal elastik ötesi deformasyon moduna göre tasarlanmıştır. Bu modlar, ankraj bulonunda akma meydana gelmesi, kolonun akması veya kolon ve taban levhasında akma meydana gelmesidir. Bu çalışma ile, incelenen birleşimlerde oluşan hasarların, kaynak ve ankraj bulonunda meydana gelen gevrek göçmeler nedeniyle "küçük hasar" olarak kategorize edilmesinin mümkün olmadığı gösterilmiştir. Ayrıca, taban levhasına sonradan germe uygulanması tabanın dönme rijitliğini artırmakta ve düşük eksenel kuvvetli kolonların daha sünek olması ile sonuçlanmaktadır. Ankraj bulonlarının ard germesi, kolon taban levhası birleşiminin sismik performansını dönme rijitliği ve sünekliğin önemli ölçüde artışıyla yüksek oranda değiştirmektedir.

26 9 3. KOLON AYAKLARI Çelik kolon ayağı-temel bağlantı tipi seçimine bağlı olarak, kolonlara gelen yükler eksenel kuvvet, kesme kuvveti ve moment etkileri olabilmektedir. Çoğu kez geniş başlıklı profillerden teşkil edilen çelik kolonlar, bu kesit tesirlerini temele aktarmak durumundadır. Temeller, zemin düzeyinde veya daha alt düzeyde olduğundan genellikle münferit betonarme blok veya ızgara temel şeklinde olmaktadır. Eğer kolonda en etkili yük olarak sadece eksenel basınç kuvveti mevcut ise ve/veya temele taşınan moment nispeten küçük ise, kolunun temel bloğu ile birleşimi bir taban levhası ve ankraj bulonları ile yapılabilmektedir. Buna karşılık, eğer kolonda eksenel basınç yüküne ek olarak temele aktarılacak moment nispeten büyük ise, kolonun temel ile birleşimi bir taban levhası ve momentin çekme bileşenini aktaran ankraj bulonları ile daha güvenli olarak yapılabilmelidir (Keyder ve Wasti 2010). Şekil 3.1'de tipik bir çelik kolon-taban levhası bağlantı detayı görülmektedir (Stark 2008). ġekil 3.1. Tipik bir çelik kolon ayağı detayları (Stark 2008) Bir çelik kolon ayağına ait taban levhası kolona kaynaklanmış olan bir çelik saç tabakasıdır. Temel amacı kolon ve beton blok arasındaki temas yüzeyi alanını arttırmaktır. Böylece taban levhası üst yapıdan gelen basınç gerilmelerini daha geniş bir alana yayarak azaltmakta ve betondaki ezilmeyi engellemektedir. Bir diğer işlevi ise olası çekme etkisini ankraj bulonlarına aktarmaktır. Çelik kolon taban levhaları genellikle dikdörtgen olarak seçilmektedir. Dayanımla ilgili olarak, taban levhaları levhada plastik mafsal oluşturmak için gerekli kalınlıktan daha küçük eşit, veya daha büyük olup olmadığına göre sınıflandırılmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005). Rijit/kalın levhalar, güvenilir olmalarına karşılık ankraj bulonlarındaki kırılma veya büyük dönme etkisinden dolayı harçta ezilme meydana gelmesi ve kopma çizgisinden

27 10 dolayı göçmenin oluşumu gibi nedenlerde dolayı büyük olasılıkla sünek olmayan davranış gösterecektir (Grauvilardell ve ark 2005). Esnek/ince levhalar sünek davranış göstermekte, inelastiklik taban levhasının kendi içinde yoğunlaşmaktadır. Yarı-rijit levha durumunda, göçme ankraj bulonları kadar taban levhası nedeniyle de oluşmaktadır (Amaral 2014). Çelik kolon taban levhası ve beton blok arasındaki bağlantı sürtünmeyle kolondan kesme kuvvetlerinin beton bloğa geçişine imkan sağlayan harç tabakası ile sağlanmaktadır. Kalınlığı genellikle 0.1 (maksimum 0.2)levha genişliği olarak kabul edilmektedir (Horová 2010). Açıkta kolon taban levhalarının inşa sürecinde, harç tabakası en son uygulanacak bölümdür. Taban levhası ve beton blok arasındaki alan, daha sonra harç ile doldurulmak için boş bırakılır. Genellikle kalın taban levhası kullanılması durumunda bazen, harç yerleştirilirken sıkışan havanın çıkmasına izin vermek için taban levhasında delikler bırakılmaktadır (Correia 2013). Beton blok çelik kolonun temeli olup işlevi yükleri zemine aktarmaktır ve belirli zemin koşullarına göre boyutlandırılmaktadır (Amaral 2014). Şekil 3.2 'de bir çelik kolon taban levhası-beton blok birleşimi uygulaması görülmektedir.

28 ġekil 3.2. Çelik kolon ayağı (çelik kolon taban levhası-beton blok birleşimi) uygulaması (Murray 2013) 11

29 Kolon Levhalarının Tipleri Kolon taban levhaları genel olarak açıkta kolon taban levhaları ve gömülü kolon taban levhaları olmak üzere iki grupta sınıflandırılmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005) Açıkta kolon taban levhaları Bu grup taban levhaları esasen mafsallı bağlantı durumunu elde edebilmek için oluşturulmuştur. Kolonun uç kısmına ince bir çelik taban levhası köşe kaynak dikişleriyle birleştirilerek, eksenel basınç, eksenel çekme ve kesme kuvveti yapıdan temele aktarılmaktadır. Açıkta taban levhaları özellikle sanayi yapılarında yaygın olarak kullanılmaktadır. Çok eski uygulamalarda, çekme kuvvetini ve bazı durumlarında kesme etkisini karşılamak için gövde ve geniş başlıkla çevrili bölüm içerisinde iki adet ankraj çubuğu kullanılmıştır. Bu tip bağlantıların moment mukavemeti ihmal edilmektedir. Analitik ve deneysel çalışmalar bu varsayımın birçok durumda hatalı olduğunu göstermiştir (Galambos 1960, Picard ve Beaulieu 1985). Yapılan çalışmalara göre, deprem nedeniyle oluşan momentlerin aktarılması için detaylandırılmamış olan kolon taban levhaları, bu momentleri temele aktardığında teorik mafsallı bağlantılarda problem oluşmaktadır (Hitaka ve ark 2003). Şekil 3.3'te tipik bir açıkta kolon taban levhası görülmektedir. ġekil 3.3. Açıkta taban levhalı kolon

30 13 Açıkta kolon taban levha birleşimi, deprem etkisinin önemli olduğu ve olmadığı bölgelerdeki çelik yapılarda kullanılabilmektedir. Bu tip kolon taban levhalarında meydana gelen yük mukavemet mekanizması Şekil 3.4'te görülmektedir. Bu birleşim bölgesi; taban levhasına kaynaklanmış çelik kolon ile beton bloğa veya temele bulonla birleştirilmiş taban levhasından oluşmaktadır. Bu bağlantılarda, moment ve eksenel kuvvet, basınç bölgesinde beton temel bloğuyla, çekme bölgesinde ankraj bulonlarıyla karşılanmaktadır. Kesme kuvvetleri ise ankraj bulonlarında kesme ve taban levhası ile temel arasındaki sürtünme ile karşılanmaktadır. Açıkta kolon taban levhasının dönme rijitliği, taban levhasının kalınlığına ve boyutlarına, aynı zamanda ankraj bulonları tarafından karşılanan çekme kuvvetine bağlıdır (Kingsley 2005). Açıkta kolon taban levhası ile yarı ankastre uç koşulları elde edilmesine rağmen dönme rijitliğinin sınırlı olmasından dolayı genellikle mafsallı mesnet olarak modellenmektedir (Grauvilardell ve ark 2005). ġekil 3.4. Açıkta taban levha bağlantısında yük dayanım mekanizması Gömülü kolon taban levhaları Bu tip kolon taban levhaları, betonarme bir temele veya bir kiriş içine doğrudan gömülmüş kolonları içine almaktadır. Gömülü taban levhaları, genellikle ofis ve diğer ticari bina uygulamalarında kullanılmaktadır. Moment, eksenel kuvvet ve kesme kuvveti, kolon ve taban levhalarının dayanımı ile karşılanmaktadır. Mukavemet mekanizmasının içindeki taban levhalarının işlevi bağlantının eksenel dayanımının artışına yardımcı olmaktır. Ankraj çubuklarının sadece yüzeysel gömülü kolon levhaları kullanılması durumunda genel davranışa önemli bir etkisi olmaktadır. Şekil 3.5'te gömülü taban levhalarının bağlantı tipleri görülmektedir (Grauvilardell ve ark 2005).

31 14 ġekil 3.5. Kolon tabanlarının gömülü taban levhalar ile bağlantı tipleri Gömülü bağlantılar, temel üstündeki kolonun eğilme kapasitesinin tamamının kullanılması ile yeterli dayanım ve rijitliğe sahip bir kolon tabanında tam ankastre mesnet şartlarını elde etmek için tasarlanmaktadır. Çoğu durumda, bağlantı detayı açıkta taban levha bağlantılarına benzemektedir (beton temel içerisinde yerleştirilmiş taban levhaları hariç) (Kingsley 2005). Gömülü taban levhalarının yapımı, birkaç yapım tekniğinin koordinasyonunu gerektirdiğinden açıkta taban levha bağlantılarına göre inşaatı daha zaman alıcı ve pahalı olmaktadır. Grauvilardell ve ark (2004), tarafından tanımlanan gömülü kolon taban bağlantıların yük dayanım mekanizması Şekil 3.6 'da gösterilmiştir (Kingsley 2005). ġekil 3.6. Gömülü kolon taban levha bağlantısında yük dayanım mekanizması Kolon yükleri, taban levhası altında taşıma ve ankraj çubuğundaki çekme kuvveti yanında l e gömülme uzunluğu üzerinde beton temelin karşısındaki kolon yüzeyi

32 15 tarafından da karşılanmaktadır. Gömme uzunluğu 2D'ye eşit alınmaktadır, burada D eğilme düzlemindeki kolon kesit boyutudur (Grauvilardell ve ark 2005). Grauvilardell ve ark (2004), kolon gömme uzunluğu 2D veya daha fazla olan kolonların, yüzeysel gömülü (l e < 2D) kolonlardan daha büyük dönme rijitlik değerlerine sahip olmasının beklendiğini ve sünek bir davranış ile iyi bir enerji tüketimi göstereceği sonucuna varmıştır (Kingsley 2005). 3.2 Açıkta Kolon Taban Levhalarının Sınıflandırılması Açıkta kolon taban levhaları altı durum dikkate alınarak sınıflandırılmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005); Taban levhası davranıģına göre sınıflandırma Taban levhaları kabaca kalınlığı levhada plastik mafsal oluşumu için gerekenden daha küçük, eşit veya daha büyük olup olmadığına göre sınıflandırılmaktadır. Şekil 3.7'de kalın, orta kalınlıkta ve ince taban levhası kullanılması durumunda oluşabilecek deformasyonlar görülmektedir. ġekil 3.7 Açıkta kolon taban levhasında davranış türleri (Astaneh ve ark 1992) Rijit veya kalın levhalar Kalın taban levhalı kolon taban birleşimlerinin, bu üç sınıflandırma tipi içinde en kuvvetli ve en rijit olması beklenmektedir. Ancak, bu tip taban levhaları, ankraj

33 16 çubuklarının kopması, tasarımdaki en zayıf nokta olması veya büyük dönme açıları için (0.03 radyandan daha büyük) harcın ezilmesi ve parçalanmasından dolayı büyük olasılıkla sünek olmayan bir davranış gösterecektir. Ankraj çubuklarındaki çekme kuvvetleri (betondaki tekil basınç kuvveti kadar) levhanın kalınlığı ile artmaktadır. Bu nedenle, temel donatısı için tipik bir detaylandırma tavsiye edilmektedir. Ankraj çubuklarında sünek davranış elde edilebilmesi için bazı parametreler bulunmaktadır. "Akma oranı" olarak isimlendirilen bir parametre ankraj çubuklarının sünek davranış gösterecek şekilde tasarlanması için tanımlanmıştır (Sato 1987). Akraj bulonları çekme kuvvetine maruz kaldığında, ilk olarak bulonun dişli kısmında akma meydana gelmektedir. Bulonda dişli parçanın kırılmasından önce, düz yüzeyli gövde bölümünde akma oluşamıyorsa gevrek davranış meydana gelmektedir (Balut ve Moldovan 1997). Bu istenmeyen davranışı engellemek amacıyla, bulon malzemesinin akma dayanımı ve çekme dayanımı arasındaki kısım olarak tanımlanan "akma oranı" bir deney parametresi olarak kullanılmıştır (Grauvilardell ve ark 2005) Esnek veye ince levhalar İnce taban levhalı kolon taban bağlantıları, esnek, sünek davranış ile karakterize edilmektedir ki elastik olmama taban levhasının kendi içinde yoğunlaşmaktadır. Akma çizgileri profil başlıkları boyunca şekillenmekte ve taban levhası yeterince inceyse, taban levhasının köşelerinde 45 akma çizgileri oluşabilmektedir. Diğer kolon taban levhası bileşenleri (ankraj çubukları, beton temel bloğu) elastik kalmaktadır. Taban levhasının önemli elastik ötesi deformasyonundan dolayı, birleşim, üst yapı için yer hareketinden oluşan sismik tepkiyi azaltmaya yardımcı bir izolatör görevi görebilmektedir Yarı rijit veya orta kalınlıkta levhalar Bazı araştırmacılara göre, mevcut AISC yönetmelikleri (AISC-LRFD 1999, AISC-Seismic 2002) ve mevcut (DeWolf ve Ricker 1990) kılavuzuna göre tasarlanmış bir taban levhası orta kalınlıkta olacak ve yarı rijit davranış ve dayanım gösterecektir. Mevcut metotlara göre tasarlanmış taban levhalarının beklenenden daha rijit davranabileceği ve taban levhasında akmaya ulaşılamayacağı konusunda bazı endişeler bulunmaktadır (Lee ve Goel 2001). Çekme etkisindeki ankraj çubuklarının kırılmasının

34 17 da dikkate alınması gerekmektedir. Deneysel gözlemler göstermiştir ki az esnek taban levhaları, az eğilme deformasyonu ile harca hasar verebilmekte ve ankraj çubuklarının çekme kırılması ile sonuçlanabilmektedir (Astaneh ve ark 1992) Sınır koģullarının elde edilme miktarına göre sınıflandırma Mafsallı Basit bir birleşim olarak davranış gösteren açıkta taban levhaları mevcut değildir. Bazı araştırmacılar kısmi taban stabilitesinin modellenmesinin çerçeve analizinde önemine işaret etmişlerdir (Galambos 1960, Picard ve Beaulieu 1985, Picard ve ark 1987). Bu tip bağlantıların bilinen avantajları; çerçevenin burkulma dayanımının yüksek olması, temelin moment etkisine göre tasarlanabilmesi, taban levhasının yük aktarımı yapması ve bütün tasarım için daha ekonomik yapılar elde edilmesi şeklinde sonuçlanmasıdır. Yürütülen bazı çalışmalarda: (1) çoğunlukla mafsallı bağlantı olarak kabul edilen iki ankraj çubuklu birleşimlerin stabil bir kısmi sınırlı davranış gösterdiğini ispatlamak (Picard ve Beaulieu 1985) ve moment-rotasyon diyagramlarını elde etmek için (2) çerçeve analizinde kullanılması amacıyla bir formülasyon için deneyler yapılmıştır (Melchers 1992) Ankastre Rijit kolon taban levhaları ve ankastre bağlantılar yakından ilişkilidir. Rijit taban levha bağlantılı olarak tasarlanmış olan çerçevelerin ötelenmelerle tepki vereceğini ve teorik olarak ankastre mesnetli çerçevelerden elde edilen momentlere çok yakın değerler oluşacağını göstermek için parametrik çalışmalar yapılmıştır (Fahmy 1999). Kolon taban levhalarının basit konfigürasyonları için teorik çalışmalar yapılmıştır (Salmon ve ark 1957). Bununla birlikte bu analiz, yüksek başlangıç rijitliği davranışını göstermektedir, halbuki yapılmış olan deneysel çalışmalara göre bu bir üst sınır olarak dikkate alınmalıdır. Kolon taban bağlantısını rijit olarak sınıflandırmak için, Wald ve Jaspart (1998) bağlantının başlangıç rijitliği Sj,ini için sınır değerler önermiştir (Eurocode 3 Standartlarına göre hesaplanmıştır).

35 Kısmi sınırlama Sadece yerçekimi ve orta büyüklükte yanal yüklere (rüzgar yükü gibi) maruz yapılarda ankastre veya mafsallı şeklinde basit bir sınıflandırma yapılmasına izin veren kolon taban levha bağlantılarıyla karşılaşılabilmektedir. Şiddetli yük etkisi altında (deprem yükü gibi), kolon taban levhası inelastik çevrimlere maruz kalacak ve bir "yarırijit" birleşim olarak davranış gösterecektir (Astaneh ve ark 1992). Açıkta kolon taban levhalarıyla ilgili araştırmalarda, önemli yatay yüklerin etkisi altındaki çerçevelerde daha doğru bir davranışı temsil etmesi için açıkta taban levhasının yarı-rijit birleşim olarak modellenmesi gerektiği sonucuna varılmıştır Çelik göçme moduna göre sınıflandırma Zayıf kolon / kuvvetli birleģim Zayıf kolon/kuvvetli birleşim detayları, çelik kolonun tabanında plastik mafsal oluşumuyla karakterize edilmektedir. Birleşimdeki diğer elemanlar, elastik kalmakta veya akma başlangıcında olmaktadır. (Fahmy 1999, Adany ve ark 2000) tarafından gerçekleştirilmiş olan bazı deneylerde bu durum ortaya çıkmıştır. Deneyler, böyle bir davranış ile, akma sonrası deformasyonun yüksek dayanım ile maksimum değerlere ulaşacağını göstermiştir. Tüm bileşenler (taban levhası, ankraj çubukları ve kolon), akma gerilmesine ulaşmış olsa da, plastik mafsal sadece kolonda oluşmaktadır. Deneyler çoğunlukla kolon tabanında profil başlıklarındaki deformasyondan dolayı kaynakların erken kırılması ile tamamlanmıştır Kuvetli kolon / Zayıf birleģim Kuvvetli kolon/zayıf birleşim detaylarının performansı, potansiyel gevrek kırılma olması beklenen (betonun ezilmesi veya ankraj çubuğunun kırılması gibi) kolon taban birleşim bölgesindeki bir veya daha fazla bileşenin inelastik deformasyonu ile karakterize edilmiştir (DeWolf ve Sarisley 1980, Picard ve Beaulieu 1985, Thambiratnam ve Paramasivam 1986, Astaneh ve ark 1992, Jaspart ve Vandegans 1998, Burda ve Itani 1999). Küçük boyutlu numuneler bu göçme modunu içeren bir davranış göstermiştir. İki veya daha fazla akma çizgisi oluşumu ile, genelde birleşimde önemli

36 19 miktarda süneklik, başlangıç rijitliğinde daha büyük bir düşüş ve pik noktasından sonra belirgin bir düşme göstermektedir. Bu tip birleşimler, birleşim nonlineer davranış gösterdiğinde mafsallı duruma en çok benzeyen birleşimlerden biri olmaktadır Dengeli mekanizma Bu ara mekanizmada, zayıf kolon-kuvvetli birleşim ve kuvvetli kolon-zayıf birleşimdeki davranışın eş zamanlı olarak elde edilmesi hedeflenmektedir. Kolon ile birleşimdeki bir veya daha fazla sayıda elemanda (taban levhası veya ankraj çubukları gibi) hemen hemen aynı zamanda akma meydana gelmektedir. Bu nedenle, birleşimde sadece tek bir bileşen aşırı deformasyonlara maruz kalmamakta, birleşimdeki elemanların hepsi orta derecede inelastik davranış göstermektedir Beton göçme moduna göre sınıflandırma DüĢük eksenel yükler (Model 1) Düşük eksenel yükler için, betonun taşıma kapasitesine asla ulaşılamamaktadır. Göçme, ya ankraj bulonlarında akma meydana geldiğinde yada taban levhasında plastik mekanizma oluştuğunda meydana gelmektedir (Grauvilardell ve ark 2005) Orta büyüklükte eksenel yükler (Model 2) Orta büyüklükte eksenel yükler durumunda, davranış ankraj çubuğunun akması ve betonun taşıma gücüne ulaşması ile karakterize edilmektedir (Grauvilardell ve ark 2005) Yüksek eksenel yükler (Model 3) Yüksek eksenel yükler için kırılma modu, göçmede sadece betonun taşıma gücüne ulaşılması durumu ile tanımlanmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005).

37 20 ġekil 3.8 Başlangıç ve göçme aşamalarında taban levha bağlantısının üç tipi için iç kuvvet dağılımı (Grauvilardell ve ark 2005) Enerji tüketme kapasitesine göre sınıflandırma Enerji tüketmeyen mekanizmalar Enerji tüketimine göre sınıflandırma Fahmy (1999) tarafından yapılmıştır. Bu tip mekanizmalar önemli enerji tüketiminin sağlanamadığı kırılma mekanizmalarıdır. Gevrek davranış gözlemlendiği zaman oluşan bazı mekanizmalar şunlardır: (1) Kaynak çatlaması, (2) ankraj çubuklarının kırılması, (3) taban levhasının kırılması, (4) beton veya harçta ezilme. Biraz daha sünek olan mekanizmalar için, kolon başlığında aşırı yerel burkulma bu kategoriye dahil edilebilmektedir. Aşırı lokal burkulma oluşması durumunda stabil bir plastik mafsal oluşumu zordur. Bu da birleşimde beklenenden daha düşük bir dayanım kapasitesine neden olmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005) Enerji tüketen mekanizmalar Enerji tüketen mekanizmalar, stabil enerji tüketimini sağlayabilmektedir. Genelde, tipik göçme modu bir veya daha fazla bağlantı elemanının akmasını gerektirmektedir. Bu grupta meydana gelebilecek mekanizmalar şunlardır: (1) taban levhasında akma, (2) ankraj çubuğunda akma, (3) kolon tabanının plastikleşmesi (kolonda mafsal oluşumu) (Grauvilardell ve ark 2005).

38 Çerçeve tipine göre sınıflandırma Moment aktaran rijit çerçevelerdeki kolon tabanları Moment aktaran rijit bir çerçeve kolonu tabanının bir parçası olarak işlev gören taban levhası, eksenel kuvvet ve kesmeye ek olarak moment etkisine de maruz olacaktır. Literatürdeki çoğu araştırma bu tip birleşimler üzerinde gerçekleştirilmiştir. Çerçevede bina ağırlığı düşük ve yanal kuvvetler önemli olduğunda, bu yük kombinasyonu bu tip kolon tabanları için en zorlu yük kombinasyonu olabilmektedir Çaprazlı çerçevelerdeki kolon tabanları Çaprazlı çerçevelere bağlı kolon tabanları önceki araştırmalarda hemen hemen hiç ilgi görmemiştir. Önemli sayıda deney, sadece eksenel yüke maruz açıkta taban levhaları ile ilgili olarak gerçekleştirilmiştir (DeWolf 1978, Murray 1983, Wald ve ark 1994). Kesme mukavemeti ise yatay yük uygulanmasından dolayı moment oluştuğunda incelenmiştir (Sato 1987, Astaneh ve ark 1992, Fahmy 1999, Lee ve Goel 2001). Bununla birlikte, bu birleşimin kendine özgü doğası nedeniyle çaprazlı bir çerçevede açıkta taban levhalı bir kolon tabanı, guse levhasından etkilenecek ve buradan kuvvet aktarımı olacaktır ve bu durum deneysel olarak incelenmemiştir (Grauvilardell ve ark 2005). 3.3 Gömülü Kolon Taban Levhalarının Sınıflandırılması Gömülü kolon taban levhaları dört durum dikkate alınarak sınıflandırılmaktadır (Grauvilardell ve ark 2005); Gömme uzunluğuna göre sınıflandırma Derinden gömülü Derinden gömülü kolon taban levhalı birleşimlerde, temel veya sürekli temel kirişi içindeki kolon gömme uzunluğu, kolon tabanı davranışının ankastre olarak dikkate alınabilmesini garanti edecek kadar yeterli olmalıdır. Bu uzunluk ile ilgili olarak

39 22 farklı kolon tipleri için öneriler yapılmıştır. Çelik kutu kesitli kolonlar, gömme uzunluğu 2D ʼden daha az olmadığında ankastre olarak dikkate alınabilmektedir. Burada D eğilme düzleminde kolon kesitinin yanal boyutudur (Nakashima ve Igarashi 1986, Morino ve ark 2003). Gömme uzunluğu 1D ile 2D arasında değişen geniş başlıklı profiller için de öneriler verilmiştir (Pertold ve ark 2000a, 2000b) Yüzeysel gömülü Tam ankastre davranışı sağlamak için gömülü bir kolonun inşaasında bazı dezavantajlar olduğu belirlenmiştir. Bunların en önemlilerinden biri, geleneksel çelik yapı inşaasının bir avantajı olan temel beton dökümü tamamlandığında çelik elemanların yerleştirilmesine başlanması işleminin ortadan kalkmasıdır (Morino ve ark 2003). Bu nedenle, yüzeysel gömülme kavramı geliştirilmiştir. Temel betonu, hazırlanmış olan ankraj bulonları ile birlikte dökülmekte ve küçük bir kutu çelik kolonun yerleştirilmesi için bırakılmaktadır. Daha sonra, çelik kolon yerleştirilip bulonla temel bloğuna bağlanmakta ve boşluk harç ile doldurulmaktadır Çerçevede kolonun konumuna göre sınıflandırıma DıĢ kolonlar Bu sınıflandırma, yapının dış çevresinde yerleştirilmiş olan kolonlardaki gömülü taban levha birleşimlerinde ilave bir parametrenin etkisini vurgulamak amacıyla dahil edilmiştir. Bu ilave parametre, kolondan beton temel veya sürekli temel kirişinin dış kenarı veya yüzüne olan uç mesafedir. Araştırmalar, bu uç mesafenin bu tip kolonların davranışının analizinde dikkate alınması gerektiğini göstermiştir. Eğer bu uç mesafe küçükse veya düğümde dikkatli bir detaylandırma yapılmamışsa, taşınan kuvvetlerin etkisi altında kopma etkisinden dolayı beton çatlayabilmektedir. Kolon temelin dış yüzüne doğru eğildiğinde kolon tabanında ani güç azalmasını meydana gelmektedir. Buna ek olarak, dış kolonlar büyük olasılıkla çekip çıkarma kuvvetlerine maruz kalmaktadır, böyle bir durumda gevrek davranış özellikle istenmemektedir.

40 Ġç kolonlar Eğilme düzlemindeki iç kolonlarda gömülü taban levha birleşimleri çoğunlukla simetrik davranış göstermektedir (kesme ya da momentin işaretinden bağımsız). Bu simetrik davranış, moment ve kesme kuvvetinin iki işareti için eşit histeretik tepkiler (deformasyonlar veya dönmeler) elde edilmesi amacıyla kolonun iki kenarı üzerinde yeterli uzunluğa sahip beton temel (veya sürekli temel kirişi) olmasına bağlıdır. İç kolonlar üzerine yapılmış olan çalışmalarda genellikle sadece gömülü kolon davranışını etkileyen gömme uzunluğu, takviye yöntemi gibi genel parametreler analiz edilmiştir Göçme mekanizmalarının göre sınıflandırma Göçme mekanizmalarına göre bir sınıflandırmaya göre, gömülü kolon tabanı için istenen davranış, nihai durumda eğilmeden dolayı akmanın oluşması ve temel seviyesinde bir plastik mafsal oluşumudur. Diğer bir deyişle, gömülü kolon tabanının, çelik kolonunun tüm plastik momentini (artı bir eksenel kuvvet ve bileşik kesme) aktarabilmesi beklenmektedir. Bu davranış sonucunda tam rijitlik sağlayabilen bir kolon taban birleşimi elde edilmektedir (Pertold ve ark 2000a, 2000b) Derinden gömülü kolon taban levhaları Çelik kolon tabanında plastikleģme Gömme uzunluğunun kolon derinliği D'nin 2 katından büyük olması durumunda ve kolon tabanının eğilme dayanımının, kolonun plastik moment dayanımının 1.3 katından büyük olması durumunda çelik kolon tabanında plastikleşme oluşumu garanti edilebilmektedir (Hitaka ve ark 2003). Bununla birlikte, yeterli güçlendirmesi olmayan dış kolonlarda betonun çatlamasından dolayı bu göçme moduna ulaşılamayabilmektedir Yüzeysel gömülü kolon taban levhaları Çelik kolon tabanında plastikleģme Çelik kolon tabanında plastikleşme, sadece kalın gömülü taban levhaları ve büyük veya daha çok sayıda ankraj bulonu kullanıldığında meydana gelmektedir. Genel

41 24 olarak, kolondaki plastik mafsal oluşumu izole bir davranış olmayıp, eş zamanlı olarak betonda ağır çatlama ile birlikte oluşabilmektedir. Oysa, güçlü bir taban levhası-ankraj bulonu bağlantısı kullanıldığında, beton, taban levhasının bükülmesi veya ankraj çubuklarının uzamasından dolayı çatlamayacak ve beton, kolondan aktarılan tam plastik momente karşı koyacaktır (Nakashima 1996) Betonda çatlama Beton çatlaması, zayıf taban levhaları kullanıldığında veya ankraj çubukları olmadığında, tamamen gömülü taban levhaları durumu için (taban levhası ve somunların gömülü olması durumu) göçmeyi kontrol etmektedir. Taban levhasında çıkıntı (düzlemde taban levhası boyutları, kolon boyutlarından daha büyük) mevcut olduğunda, betonda çatlaklar oluştuğu ve bunun sonucunda bozulma ve göçme oluştuğu gözlenmiştir. Düşey donatının hareketi, çatlakların ilerlemesini önlemeye yardımcı olmamaktadır. Oysa, yatay donatı, betonun üstündeki çatlakları azaltmaya katkı sağlamaktadır (Nakashima 1996). Beton çatlamasının, kısa uç mesafeli (0.5D'den az) ve küçük gömülme uzunlukları (1.5D'den daha az) olan dış kolonların (asimetrik temelli veya sürekli temel kirişlerinin bitiminde) performansının artışıyla ortaya çıktığı bulunmuştur (Grauvilardell ve ark 2005) Ankraj bulonlarında akma- kaynaklarda çatlama Gömülü kolonun çevresindeki beton ezildiğinde, ankraj çubuklarının akması ve kaynakların çatlaması hasarın ilerlemesindeki bir sonraki adımı göstermektedir. Bu mekanizmalar, betonun göçmesiyle eş zamanlı olarak meydana gelebilmektedir ve hakim göçme modu, beton dayanım kapasitesi ve her mekanizmanın dayanımı arasındaki oranının bir fonksiyonu olmaktadır (Nakashima 1996). Çelik kolon ve taban levhası arasındaki birleşimin rijit olması nedeniyle, yüzeysel gömülü kolon taban birleşim deneylerinin açıkta taban levha tip olması durumunda, sadece ankraj bulonlarında akma (kaynaklarda çatlak yok) göçme modu olarak belirlenmiştir. Bu durum, her zaman beton ezilmesiyle birlikte olmaktadır (Morino ve ark 2003).

42 Sünekliğe göre sınıflandırma Gömülü levhalı kolon tabanlarının histeretik cevabında bildirilen ortak faktör, numunelerin gösterdiği sünek davranıştır. Derinden gömülü kolon taban levhalarında yapılan çevrimsel yükleme deneylerinde, tam histeresis döngülerinin elde edildiği sünek davranış çok sık görülen bir sonuç olmuştur. Yüzeysel gömülü taban levha davranışı, bileşenlerin bağlantısına bağlı olarak kesikli çevrimlerden tam çevrimlere değişecektir. Örneğin, taban levha-ankraj bulonu baskın olduğunda, kesikli davranış elde edilmektedir, halbuki gömülmenin katkısı baskın olduğunda tam çevrimler karakteristik cevap olmaktadır (Nakashima 1996). Benzer sonuçlar yüzeysel gömülü kolon açıkta taban levha türü içinde elde edilmektedir (Morino ve ark 2003) Ankraj Bulonu Tipleri Bir kolon tabanı denildiğinde; kolon, taban levhası ve bunların birleşimi anlaşılmaktadır. Ankraj bulonlarının esas amacı çekme kuvvetlerini temele aktarmaktır. Bu kuvvetler çekme kuvveti veya eğilme momentinin bir bileşeni olarak kolonun bir tarafında oluşan çekme kuvvetleridir. Şekil (3.9)ʼda farklı tiplerde ankraj bulonları görülmektedir. En çok kullanılan tipler ekonomik olmalarından dolayı yerinde döküm başlıklı ve kancalı ankraj bulonlarıdır. Enine kirişlere yük aktaran ankraj bulonları ise çok pahalı olduğu için sadece yüksek eğilme momentine maruz kalan kolon taban levhaların tasarımında kullanılmaktadır (Amaral 2014). Kolon taban levhası-beton blok birleşimlerinde en az 2 veya genellikle daha çok 4 (veya daha fazla) ankraj bulonundan oluşmaktadır. Bu bağlantı elemanları, temele yerinde yerleştirilerek (yerinde döküm) veya beton bloğa önceden yerleştirilmiş şekilde olabilmektedir. Yerinde yerleştirilen ankraj bulonları, bazı durumlarda, tüp veya konik eğimli şekilde yerleştirilebilmekte, böylece taban levhasının düzgün yerleştirilebilmesi için bulonların üst kısmı yanal yönde hareket edebilmektedir (Stark 2008).

43 26 Ankraj çubuklarının davranışı; ankraj çubuğu malzeme dayanımı, ankraj çubuğu ve beton yüzeyi arasındaki bağlantı kuvvetleri (aderans), ankraj çubuğunun kapasitesi gibi çok sayıda değişkene bağlıdır. Bütün bu etkiler, ankraj çubuğunun en önemli karakteristiği olan yük-deplasman ilişkisini belirlemektedir (Adany 2000). ġekil 3.9 Ankraj bulonu tipleri, a) yerinde döküm başlıklı ankraj bulonları, b) kancalı bulonlar, c) konik uçlu ankraj bulonları, d) sürtünmeyle yük aktaran ankraj bulonları e) harçla yük aktaran ankraj bulonları, f) enine kirişlere yük aktaran ankraj bulonları (Moore ve ark 2003)

44 27 4. KOLON TABAN LEVHASI TASARIM YÖNTEMLERĠ Çelik kolon taban levhalarının boyutlandırılması (tasarımı) ile ilgili hesap esasları ve dizayn denklemleri mevcut yönetmeliklere göre belirlenmektedir. Bu çalışmada, AISC Base Plate Design Guide 1ʼde yer alan LRFD (Load and Resistance Factor Design) ve ASD (Allowable Stress Design) yöntemleri için kolon taban levhalarıyla ilgili hesap esasları anlatılmıştır. 4.1 LRFD ve ASD Yöntemlerine göre Kolon Taban Levhası Tasarımı LRFD ve ASD Yöntemlerine göre kolon taban levhası tasarımında, kolon taban levha birleşimleri için beş farklı tasarım yük durumu ele alınmaktadır. Bunlar; a) Merkezi eksenel basınç yükleri b) Eksenel çekme yükleri c) Küçük moment etkisindeki taban levhaları d) Büyük moment etkisindeki taban levhaları e) Kesme tasarımı'dır (Fisher ve Kloiber 2010) Merkezi eksenel basınç yükleri durumu Sadece eksenel basınç yükleri etkisi altındaki kolon tabanlarında taban, levhalarının kuvvetleri aktarmak için yeterli büyüklük ve kalınlıkta olması gerekmektedir. Şekil 4.1'de eksenel basınç yükü etkisindeki bir çelik kolon taban levhası ve levha altında oluşan gerilmeler ile kolon taban levhasının boyutları ve boyutlandırmayla ilgili notasyonlar görülmektedir. Konsantrik eksenel basınç yükleri altındaki kolon levhalarının genel tasarım yöntemi Çizelge 4.1'de kısaca açıklanmıştır. Sadece eksenel basınç yüklerine maruz kolon taban levhalarının tasarımı için, çelik kolon taban levhasının yüzey alanının (A 1 ) beton blok yüzey alanı (A 2 ) ile karşılaştırılmasını dikkate alan üç durum mevcuttur (Çizelge 4.1).

45 28 (a) (b) ġekil 4.1. (a) Eksenel basınç yükü altında taban levhası ; (b) taban levha boyutları Çizelge 4.1. Sadece eksenel basınç yüklerine maruz kolon taban levhalarının genel tasarım yöntemi Durum I ( A 1 =A 2 ) Durum I I ( A 2 4A 1 ) Durum I I I ( A 1 < A 2 < 4A 1 ) Büyük taban levhası (A 1 =A 2 olduğunda elde edilir) 1. Eksenel basınç yükünün hesaplanması, P u (LRFD), P a (ASD). 2. Gerekli taban levha alanının hesaplanması A 1 (gerekli)= P u (LRFD) c 0.85 f c A 1 (gerekli) = Ω c P a (ASD) 0.85 f c c : LRFD ʼde betonda taşıma için dayanım faktörü = 0.65 Ω c : ASD ʼde betonda taşıma için emniyet faktörü = Taban levha boyutlarının optimize edilmesi (N ve B) N A 1 (gerekli) + En küçük taban levhası (A 2 4A 1 olduğunda elde edilir) 1. Eksenel basınç yükünün hesaplanması, P u (LRFD), P a (ASD). 2. Gerekli taban levha alanını hesaplanması P A 1 (gerekli)= u (LRFD) 2 c 0.85 f c Ω c P a A 1 (gerekli)= (ASD) 2(0.85 f c ) c : LRFD ʼde betonda taşıma için dayanım faktörü = 0.65 Ω c : ASD ʼde betonda taşıma için emniyet faktörü = Taban levha boyutlarının optimize edilmesi (N ve B) N A 1 (gerekli) + 1. Eksenel basınç yükünün hesaplanması, P u (LRFD), P a (ASD). 2.Taban levha alanını yaklaşık olarak hesaplanması P A 1 (gerekli) = u (LRFD) A 1 (gerekli)= 2 c 0.85 f c Ω c P a 2(0.85 f c ) (ASD) c : LRFD ʼde betonda taşıma için dayanım faktörü = 0.65 Ω c : ASD ʼde betonda taşıma için emniyet faktörü = Taban levha boyutlarının optimize edilmesi (N ve B) N A 1 (gerekli) + = 0.95 d 0.8 b f 2 B = A 1(gerekli) N 4.Gerekli taban levha kalınlığının hesaplanması m = N 0.95 d, n = B 0.8b f 2 2 n = db f, 4 n': Kolon gövdesi veya başlığından olan konsol uzaklığı = 0.95 d 0.8 b f 2 B = A 1(gerekli) N 4. A 2 'nin uygulanabilirliğinin durum II için yeterli olup olmadığının kontrolü (A 2 4A 1 ). Belirli değil ise, A 2 'nin geometrik olarak A 1 e benzer bir şekilde hesaplanması. Yeni boyutlar N 2 ve B 2, ile A 2 hesaplayın. = 0.95 d 0.8 b f 2 B = A 1(gerekli) N 4. A 2 'nin geometrik olarak A 1 e benzer bir şekilde hesaplanması

46 29 Çizelge 4.1. (Devam). Sadece eksenel basınç yüklerine maruz kolon taban levhalarının genel tasarım yöntemi X = X = 2 x = x 1 4db f Pu (d+b f ) 2 c P p 4db f Ω c Pa (d+b f ) 2 P p (LRFD) (ASD) c P p = c 0.85 f c A 1 (LRFD) P p Ω c = 0.85 f c A 1 Ω c (ASD) A 2 4A 1 durumunda, durum I, adım 4'te gösterilen prosedürü kullanarak gerekli kalınlığın hesaplanması. Bunun dışında c P p = 2 c 0.85 f c A 1 (LRFD) P p Ω c = 2 (0.85f c ) A 1 Ω c (ASD) l max 'ın buunması, (m, n, n den en büyük olanı) t min = l 2P u b F y BN (LRFD) t min = l 2P a Ω b (ASD) F y BN b : LRFD ʼde eğilme için mukavmet faktörü = 0.90 Ω b : ASD ʼde eğilme için emniyet faktörü = Ankraj çubuğunun boyut ve konumunun belirlenmesi. 5. Ankraj çubuğunun boyutunun ve konumunun belirlenmesi. 5. Pu c P p = c 0.85 f c A 1 A 2 A 1 (LRFD) A 2 P a P p = ( 0.85 f c A 1 ) (ASD) Ω c Ω c A 1 Koşul sağlamazsa, N ve B'nin değiştirilmesi ve kriterleri sağlayana kadar denenmesi. 6. Durum I, adım 4'te gösterilen prosedürü kullanarak taban levha kalınlığının hesaplanması 7. Ankraj çubuğunun boyutunun ve konumunun belirlenmesi Eksenel çekme yükleri durumu LRFD yöntemine göre, kolon ayağında ve kolon taban levhası altında oluşan çekme kuvvetlerini karşılamak için kullanılacak ankraj çubuklarının tasarımı dört adımdan oluşmaktadır (Fisher ve Kloiber 2010); 1. Öngörülen bina yükleri için binanın yapısal analizinden elde edilen kolondaki maksimum kalkmanın belirlenmesi. 2. Ankraj çubuğunun malzemesini ve kalkmaya karşı koymak için gerekli ankraj çubuğu sayısının ve boyutunun belirlenmesi. 3.Yukarı kaldırma kuvvetlerinin aktarılması için uygun olan taban levha boyutu, kalınlığının ve kolon-taban levha birleşimdeki kaynakların belirlenmesi.

47 30 4. Betondaki ankraj çubuğunun aderansını ve dayanımını arttırmak için bir yöntem belirlenmesi (ankraj çubuğunun karşıladığı çekme kuvvetinin beton temele aktarımı) Ankraj çubuklarında çekme kuvveti etkisi Bir ankraj çubuğunun çekme dayanımı ankraj çubuğu grubunun beton ankrajın dayanımına (veya momenten dolayı oluşan çekme durumunda çekmeye katılan ankraj çubuklarının dayanımına) yada katkıda bulunan çelik ankraj çubuklarının çekme dayanımlarının toplamına eşittir. ANSI / ASME B1.1(ANSI/AISC ) ʼe göre bulonlarda dişli alan aşağıdaki denklemle hesaplanmaktadır; A ts = 0.785( D n )² (4.1) AISC ʼde ankraj bulon için nominal çekme dayanımı aşağıdaki gibi hesaplanmaktadır; R n = 0.75 F u A b (4.2) LRFD ʼye göre tasarımda çekme dayanımını elde etmek için φ = 0.75 alınmaktadır R n = F u A b = 0.563F u A b (4.3) ASD ʼye göre kabuledilebilir çekme dayanımı elde etmek için Ω = 2.00 alınmaktadır R n Ω = F ua b = 0.375F u A b (4.4) ACI , Ek D ʼde bir ankraj çubuğundaki tasarım çekme dayanımı φ = 0.75 alınarak hesaplanmaktadır; R n = φ F u A ts = 0.75 F uta A ts (4.5)

48 31 φ = 0.75 F uta = F u, 1.9F y ve 125 ksi ( MPa) ʼdan en küçük olan Çekme kuvvetleri için beton ankrajı Çekme kuvveti etkisi altında, beton içinde kullanılan ankrajlar üç durum için ele alınmaktadır. Bunlar, betonun çekip çıkarma dayanımı, kopma dayanımı (beton kapasite tasarımı) ve betonarme donatısıyla bindirme yapılmasıyla elde edilen dayanımdır (Çizelge 4.2). Çizelge 4.2. Çekme kuvveti etkisinde beton ankraj sınır durumları І. Beton çekip çıkarma dayanımı ACI (Amerikan Beton Enstitüsü) beton çekip çıkarma dayanımı, ACI318-08, Ek D kurallarına (Bölüm D5.3) dayanmaktadır: φn p = φ 4 A brg 8 f c 4 = 1.4, eğer ankraj beton elemanını, analizinde servis yük seviyesinde betonda çatlama görülmeyecek bölgesinde yer alıyorsa. Aksi halde 4 = 1.0 alınmalıdır. ACI318-08, Ek D ʼye göre ucu kancalı ankraj için çekip çıkarma dayanımı = φ 4 (0.90f c e d ) φ= = 1.0, Ankraj, servis yükü altında beton çatlama bölgesindeyse. 4 = 1.4 sevis yükleri altında çatlama olmuyorsa. e h = Kanca uzantısı maksimum 4.5d o olarak sınırlanmaktadır. d o = Kanca çapı ІІ. Beton Kapasite Tasarımı (CCD) ІІ І. Betonarme donatısıyla bindirme yapılmasıyla elde edilen dayanım CCD yönteminde, beton koninin yaklaşık 34 açı ile (1-1.5 eğim) oluşabileceği kabul edilir. Basitleştirme için, koni planda yuvarlaktan ziyade kare olarak kabul edilmektedir (Şekil 4.2) Ek D, Bölüm D.4.2.2, (ACI ) ʼe göre CCD yöntemi, çapı 2 in (50.8 mm)'i aşmayan ve derinlemesine 25 in (635 mm)'i aşmayan çekme gömme uzunluğundaki ankraj çubukları için geçerlidir. ACI318-08, Ek D ʼye göre bir grup yerinde döküm ankraj için beton kopma dayanımı şu şekildedir: 1.5 φn cbg = φ 3 24 f c A N ef h ef < 275 mm A No 5 φn cbg = φ 3 16 f c 3 A N ef 635 mm h ef 275 mm A No φ = 0.70 ψ 3 = 1.25 servis yükleri altında betonun çatlamaması durumunda, aksi halde ψ 3 =1.0 Gerilme konisi büyüklüğü; gömme derinliği, beton bloğun kalınlığı, komşu ankrajlar arasındaki mesafe ve betonda bitişik serbest kenarların konumunun bir fonksiyonudur. Çeşitli durumlarda elde edilen gerilme koni şekilleri, Şekil 4.3 ve 4.4 'te gösterilmiştir. Ankraj, donatıyla bindirmeli ekli olarak tasarlanmış ise,

49 32 Çizelge 4.2. (Devam). Çekme kuvveti etkisinde beton ankraj sınır durumları ankraj dayanımı φa se F y olarak alınabilir, bu bindirme boyu ile, bindirmeli ekte sünek davranışın meydana gelmesini sağlayacaktır. Burada A se, etkili kesit alanıdır, aynı zamanda dişli çubukların çekme gerilmesi alanıdır. ACI Bölüm 9 ʼa göre φ = 0.90 (Şekil 4.5). Kopma konilerinde ankraj çubuğunun gömülme boyunu kısaltmak için çelik takviyesi yapılırken kancalı veya eğri donatılar kullanılabilnmektedir. Şekil 4.5 ʼte gösterilen çelik takviye detayı ACI Bölüm D ʼda bulunmaktadır. ġekil 4.2. Çekme kuvveti etkisinden dolayı oluşan tam kopma konisi ġekil 4.3. Çekme etkisinde temel bloğu kenarı civarında oluşan kopma konisi

50 33 ġekil 4.4. İnce döşeme (beton blok) olması durumunda ankraj grubu için kopma konisi ġekil 4.5. Ankraj çubuğunu geliştirmek için çelik takviye kullanımı

51 Moment etkisi altındaki taban levhaları Küçük veya büyük moment etkisindeki taban levhalarının AISC yönetmeliğine göre genel tasarım yöntemi ve hesaplama adımları Çizelge 4.3'te görülmektedir. Çizelge 4.3. Küçük ve büyük moment etkisindeki taban levhalarının genel tasarım yöntemi Küçük moment ekisindeki taban levhası Büyük moment ekisindeki taban levhası 1. Eksenel yük ve momentin belirlenmesi 2. Taban levhası ön boyutunun belirlenmesi, N B. 3. Eşdeğer ve kritik eksantrisitenin belirlenmesi Eşdeğer eksantrisite : e = M r Pr Kritik eksantrisite : e crit = N 2 - P r 2 q max Eğer e e crit, ise bir sonraki aşamaya geçilmesi (küçük moment ile taban levha tasarımı); aksi halde, büyük moment ile taban levha tasarımına geçiş. 1. Eksenel yük ve momentin belirlenmesi 2.Taban levhası ön boyutunun belirlenmesi, N B. 3. Eşdeğer ve kritik eksantrisitenin belirlenmesi Eşdeğer eksantrisite: e = M r Pr Kritik eksantriklik:- e crit = N 2 - P r 2 q max Eğer e > e crit, ise bir sonraki aşamaya geçilmesi (büyük moment ile taban levha tasarımı); aksi halde, küçük moment ile taban levha tasarımına geçiş. Aşağıdaki eşitsizliğinin kontrol edilmesi (f + N 2 )² 2 P r(e+f) q max 4. Basınç bölgesi taşıma uzunluğunun belirlenmesi, Y. Y = N - (2)(e) Yukardaki eşitsizliğn sağlanmaması durumunda, daha büyük levha boyutları seçimi. 4. Basınç bölgesi taşıma uzunluğunun belirlenmesi, Y. Ankraj çubuğu çekme kuvvetininin, T u (LRFD), T a (ASD) belirlenmesi.

52 35 Çizelge 4.3. (Devam). Küçük ve büyük moment etkisindeki taban levhalarının genel tasarım yöntemi 5.Gerekli minimum taban levha kalınlığının t p(req ) belirlenmesi Y m olması durumunda; 4{f m 2 p } 2 tp (gerekli) = = 1.49m 0.90 F y tp (gerekli) = 4 (f p max. m 2 2 ) Fy 1.67 Y < m olması durumunda; =1.83m f p F y (LRFD) f p max Fy (ASD) 5. Basınç ve çekme bölgesinde gerekli minimum taban levha kalınlığının t p(req ) belirlenmesi. Büyük değer seçimelidir. Y m olması durumunda; 4{f m 2 p } 2 tp (gerekli) = = 1.49m 0.90 F y tp (gerekli) = 4 (f p max. m 2 2 ) Fy 1.67 Y < m olması durumunda; f p F y =1.83m (LRFD) f p max Fy (ASD) tp (gerekli) = 2.11 f p max.y(m Y 2 ) Fy (LRFD) tp (gerekli) = 2.11 f p max.y(m Y 2 ) Fy (LRFD) tp (gerekli) = 2.58 f p max.y(m Y 2 ) Fy (ASD) tp (gerekli) = 2.58 f p max.y(m Y 2 ) Fy (ASD) 6.Ankraj çubuğu boyutunun belirlenmesi. 6.Ankraj çubuğu boyutunun belirlenmesi Kesme tasarımı Kolon taban levhalarındaki kesme kuvvetinin beton bloğa aktarılması için üç temel aktarım mekanizması mevcuttur. Bunlar, taban levhası ve harç veya beton yüzeyleri arasında sürtünme, beton yüzeyine karşı kolon ve taban levhasının ve/veya kesme kamasının taşıma kapasitesi, ankraj çubuklarında kesme Taban levhası ve harç veya beton yüzeyi arasında sürtünme Kesme dayanımı ACI ve (ACI ) Ek D kriterlerine göre (denklem 4.6) hesaplanmaktadır: φv n = φμp u ( 0.2 f c A c veya 800A c,hangisi küçükse ) (4.6) ACI Ek D ye göre sürtünme katsayısı = 0.4 ve Φ= 0.75 dir.

53 Beton yüzeyine karģı kolon ve taban levhası ve/veya kesme kamasının taģıma kapasitesi ACI , Ek D, Bölüm D de önerilen dayanım sınırı denklem (4.7) ve (4.8)'e göre bulunmaktadır, φ = φ P ubrg = φ 1.3f c A 1 (4.7) φ P ubrg = 0.85 f c A 1 (4.8) Gömülü bir taban levhası veya kolon enkesitinin karşısında taşıma için, taşıma alanının beton yüzeyine komşu olduğu bölgede, ACI , denklem (4.9)'u önermektedir. φp ubrg = 0.55 f c A brg (4.9) Burada, A brg alanını göstermektedir. betonun karşısındaki taban levhası ve/veya kolon arasındaki bağlantı Ankraj çubuklarında kesme Bina inşaatında kullanılan tipik yerinde dökme ankraj grubu için, betondaki kopma ile belirlenen kesme dayanımı denklem (4.10) ve (4.11) ile değerlendirilmektedir (Fisher ve Kloiber 2010): φv cbg = φ A v A vo V b (4.10) V b = 7( l d o ) 0.2 d o f c c (4.11)

54 37 φ = = 1.0 (tüm ankrajlar aynı yük etkisinde ise) 6 = Kenar mesafe kopma konisi boyutunu sınırladığında kapasitedeki azalmayı yansıtmak için kullanılan değişken 7 = 1.4 (çatlamamış veya yeterli ek donatılı). ACI ʼe göre tek bir ankrajda kesmede kaldıraç dayanımı denklem (4.12) ile hesaplanmaktadır: V cp = k cp N cb (4.12) Burada = 0.70, k cp = 1.0 ef < 63.5 mm; = 2.0 ef 63.5 mm dir.

55 38 5. SAP 2000 PROGRAMINDA ÇELĠK SANAYĠ YAPISI VE ÇELĠK BĠNA ANALĠZĠ Bu bölümde, çerçeve aralıkları 7.72 m ( in), çerçeve açıklığı 54 m ( in) ve yüksekliği m ( in) olan bir çelik taşıyıcı sisteme sahip sanayi yapısı ile 21.8 m x20 m oturma alanına sahip 6 katlı bir çelik binanın SAP2000 programında statik analizi yapılmıştır. Bu çalışmada AISC yönetmeliğine göre taban levha tasarımı yapılacağından bundan sonraki hesaplamalarda kullanılan bütün değerler Amerikan birim sistemi ve SI birim sisteminin her ikisi için verilmiştir Çelik Sanayi Yapısı İncelenen çelik sanayi yapısına ait boyutlar Şekil 5.1'de görülmektedir. Sanayi yapısının bina uzunluğu 54 m ( in), çerçeve aralıkları 7.72 m ( in)'dir. Taşıyıcı sistemde kullanılan kolon ve kiriş kesitleri W18x119 (profili yüksekliği d= in. (482 mm), profil başlık genişliği b f = in (286 mm.) seçilmiştir. Çelik malzeme dayanımı Grade 36 olarak seçilmiştir. Grade 36 çeliği için akma gerilmesi Fy değeri 36 ksi (244.8 MPa)'dir. Temelde kullanılan beton bloğu için beton basınç dayanımı değeri fc = 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Hesaplamalarda, zati yük özağırlık hariç kip/in (1 kn/mm), kar yükü kip/in ( kn/mm) olarak dikkate alınmıştır. Rüzgar yükü için TS498'deki yük değerleri dikkate alınmıştır (TS ). Analizde kullanılan tüm yük değerleri Şekil 5.1'de görülmektedir. (a) (b) ġekil 5.1. Sanayi yapısına etki eden yük dağılımları (a) Zati ve kar yükü, (b) rüzgar yükü

56 39 Sap2000 programında analiz için birim k.in.f olarak seçilmiş ve iki boyutlu çerçeve statik analizi yapılmıştır. Malzeme olarak steel ve A36 değeri seçilmiş daha sonra kesit tipi olarak I/Wide Flange sekmesinden W18 x 119 profilleri seçilerek kolon ve kirişlere bu kesit atanmıştır. Sanayi yapısında mesnetler ankastre olarak dikkate alınmış, yük analizinde elemanlara zati ağırlıklar eklenmediğinden ağırlık çarpanı 1 alınarak analiz gerçekleştirilmiştir. Analiz için AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide'da dikkate alınan LRFD (Yük ve dayanım katsayısı tasarımı) ve ASD (Emniyet gerilmesi tasarımı) yöntemlerine ait yük kombinasyonları tanımlanarak çözüm yapılmıştır. Çizelge 5.1'de bu yöntemlere göre dikkate alınan yük kombinasyonları görülmektedir. LRFD için 6 adet, ASD için 7 adet olmak üzere toplam 13 adet yük kombinasyonu için analiz gerçekleştirilmiş ve maksimum kesit tesirlerinin ve mesnet reaksiyonlarının elde edildiği yük kombinasyonları; LRFD için 3. yük kombinasyonu (K3: 1.2D+1.6S+0.8W) ve ASD için 1. yük kombinasyonu (K1: D+S) için elde edilmiştir (Çizelge 5.2). Burada, D: zati yük, S: kar yükü, W: rüzgar yükü'nü temsil etmektedir. Çizelge 5.1. Analizde dikkate alınan yük durumları Tasarım yöntemi Kombinasyon LRFD ASD K1 1.4D D+S K2 1.2D+0.5S D+0.75S K3 1.2D+1.6S+0.8W D±W K4 1.2D+1.3W+0.5S D+0.75W+0.75S K5 0.9D ±1.3W 0.6D±W Çizelge 5.2. Maksimum değerlerin elde edildiği yük kombinasyonları LRFD (K3) M u = kip.in ( kn.m) P u = kip ( kn) V u = kip ( kn) ASD (K1) M a = kip.in ( kn.m) P a = kip ( kn) V a = kip ( kn)

57 Altı Katlı Çelik Bina İncelenen 6 katlı çelik binaya ait normal kat planı Şekil 5.2'de, kat yükseklikleri ve 3 boyutlu bina görünümü Şekil 5.3'te görülmektedir. Kat yükseklikleri, zemin kat için 4 m ( in), diğer katlar için 3 m ( in) olup beton plak döşeme kalınlığı 100 mm (3.94 in)'dir. Taşıyıcı sistemde kullanılan kolon kesitleri W18x158 (profil yüksekliği d= 19.7 in( mm), profil başlık genişliği b f =11.30 in ( mm) ve kiriş kesitleri W16x100 (profili yüksekliği d= in ( mm), profil başlık genişliği b f = in. ( mm)) seçilmiştir. Çelik malzeme dayanımı Grade 36 olarak seçilmiştir. Grade 36 çeliği için akma gerilmesi Fy değeri 36 ksi (244.8 MPa)'dir. Temelde kullanılan beton bloğu ve beton kat döşemesi için beton basınç dayanımı değeri f c '= 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Hesaplamalarda örnek olarak, 4 nolu aksa etki eden zati yük özağırlık hariç 0.25 kip/in ( kn/mm), hareketli yük kip/in ( kn/mm) olarak dikkate alınmıştır. Rüzgar ve deprem yük değerleri ise Çizelge 5.3'te görülmektedir. Deprem yükü hesabında n= 0.30, A o =0.40 (1. Deprem bölgesi), T A =0.10, T B =0.30 (yerel zemin sınıfı Z 1 ) ve R= 8 kullanılmıştır (DBYBHY 2007). Çizelge 5.3. Bina boyuna etki eden rüzgar ve deprem yükleri Yükseklikler Rüzgar yükü Deprem yükü in (4 m) 2.08 kip (9.45 kn) kip (68.10 kn) 1778 in (7 m) 1.96 kip (8.91 kn) kip ( kn) 2540 in (10 m) 2.86 kip (12.96 kn) kip ( kn) 3302 in (13 m) 2.86 kip (12.96 kn) kip ( kn) 4064 in (16 m) 2.86 kip (12.96 kn) kip ( kn) 4826 in (19 m) 1.43 kip (6.48 kn) kip ( kn)

58 41 ġekil 5.2. Normal kat planı (a) (b) ġekil 5.3. (a) iki boyutlu (aks 4) (b) üç boyutlu (bina) gösterimi

59 42 Bu çalışmada AISC yönetmeliği dikkate alındığı için, Sap2000 programında analiz için birim k.in.f olarak seçilmiş ve iki boyutlu çerçeve statik analizi yapılmıştır. Malzeme olarak steel ve A36 değeri seçilmiş daha sonra kolon kesit tipi olarak I/Wide Flange sekmesinden W18 x 158 profili ve kiriş kesit tipi olarak W16x100 profili seçilerek kolon ve kirişlere bu kesitler atanmıştır. 6 katlı binada mesnetler ankastre olarak dikkate alınmış, yük analizinde elemanlara zati ağırlıklar eklenmediğinden ağırlık çarpanı 1 alınarak analiz gerçekleştirilmiştir. Analiz için AISC Base Plate Design Guide'da dikkate alınan LRFD (Yük ve dayanım katsayısı tasarımı) ve ASD (Emniyet gerilmesi tasarımı) yöntemlerine ait yük kombinasyonları tanımlanarak çözüm yapılmıştır. Çizelge 5.4'te bu yöntemlere göre dikkate alınan yük kombinasyonları görülmektedir. LRFD için 11 adet, ASD için 13 adet olmak üzere toplam 24 adet yük kombinasyonu için analiz gerçekleştirilmiş ve maksimum kesit tesirlerinin ve mesnet reaksiyonlarının elde edildiği yük kombinasyonları; LRFD için 5. yük kombinasyonu (K5: 1.2D+1.6W +0.5L) ve ASD için 6. yük kombinasyonu (K6: D+0.75(W)+0.75L) için elde edilmiştir (Çizelge 5.5). Burada, D: zati yük, L: hareketli yük, W: rüzgar yükü, E: deprem yükü'nü temsil etmektedir. Çizelge 5.4. Analizde dikkate alınan yük durumları Tasarım yöntemi Kombinasyon LRFD ASD K1 1.4D D K2 1.2D+1.6L D+L K3 1.2D+0.5L D+0.75L K4 1.2D+ 0.8W D±0.7E veyaw K5 1.2D+1.6W +0.5L D+0.75(0.7E )+0.75L K6 1.2D±1.0E+0.5L D+0.75(W)+0.75L K7 0.9D±1.6W veya1.0e 0.6D±0.7E veya W Çizelge 5.5. Maksimum değerlerin elde edildiği yük kombinasyonları LRFD (K5) M u = kip.in ( kn.m) P u = kip ( kn) V u = kip ( kn) ASD (K6) M a = kip.in ( kn.m) P a = kip ( kn) V a = kip ( kn)

60 43 6. MOMENT ETKĠSĠNDEKĠ KOLON TABAN LEVHASININ LRFD VE ASD YÖNTEMLERĠNE GÖRE BOYUTLANDIRILMASI Bu bölümde, iki boyutlu statik analizi yapılan tek katlı çelik sanayi yapısı ve 6 katlı çelik bina için belirlenen maksimum mesnet reaksiyonları kullanılarak AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1'deki LRFD ve ASD yöntemlerine göre açıkta çelik kolon taban levhası boyut hesabı yapılmıştır Sanayi Yapısında Kolon Taban Levhası Boyut Hesabı Burada, belirlenen mesnet reaksiyonlarına göre AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1'deki LRFD ve ASD yöntemleri dikkate alınarak açıkta kolon taban levha boyutları belirlenmiştir. Şekil 6.1'de şematik olarak kolon taban levhası boyutları ve kabul edilen eğilme çizgileri görülmektedir. ġekil 6.1. Sanayi yapısında kullanılan kolon taban levha boyutları ve eğilme çizgileri Sanayi yapısında kullanılan kolon kesiti W18 x119, (d= in(482 mm), b f = in (286 mm)) profili olup AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1'e göre alınması gereken levha boyut sınırları denklem 6.1 ve 6.2'den hesaplanarak ön tasarım levha boyutları 30x25 in ( 762x635 mm ) olarak belirlenmiştir. N > d+ 2 ( 3 in) ; *3 = in (634.2 mm) (6.1) B > b f + 2 (3 in); *3 = in (438.5 mm) (6.2)

61 44 Çizelge 6.1'de AISC Design Guide 1'e göre, LRFD ve ASD yöntemleri dikkate alınarak kritik eksantrisite değerleri hesaplanmış ve mevcut eksantrisite "e", kritik eksantrisite e crit değerinden büyük olduğu için (e > e crit ) taban levhasının büyük moment etkisi altında olduğu belirlenmiştir. Buna göre taban levhası ile ilgili hesaplamalar Bölüm 4.1.3'e göre yapılmıştır. Çizelge 6.1. Sanayi yapısı kolon ayağında eksantrisite değerlerinin karşılaştırılması e = Mu Pu = LRFD yöntemi = in ( mm) fp (max) = Φc (0.85 fc ) A 1 = 0.65 *0.85*4 * 1 = 2.21 ksi ( MPa) q (max) = fp (max). B = 2.21 * 25 = kip/in (9.675 kn/mm ) e crit = N - Pu = = in 2 2 q max ( mm) A 2 e= Ma = Pa fp (max) =( 0.85 fc Ω c ) ASD yöntemi = in ( mm) A 2 A 1 =( )*1 = 1.36 ksi (9.248 MPa) 2.5 q (max) = fp (max). B = 1.36*25 = 34 kip/in (5.954 kn/mm) e crit = N - Pa = = in 2 2 q max (370.6 mm) Taban levhası-beton blok bağlantısını sağlayıp momentin çekme bileşenini karşılayacak olan ankraj bulonlarının levha dış kenarına olan mesafesi = 2.5 in (63.5 mm) olarak alınarak, f = N = =12.5 in (317.5 mm) (6.3) (f + N 2 Pu (e+f) )², (f + N )² =( )² = in² ( mm²) (6.4) 2 q max 2 2 değeri bulunmuştur. Çizelge 6.2'de ankraj bulonunun taşıyabileceği çekme kuvveti değeri T u ; LRFD'ye göre kip ( kn) ve ASD'ye göre kip ( kn) olarak bulunmuştur. Çizelge 6.2. Sanayi yapısı kolon ayağında ankraj bulonu için T u çekme kuvveti değerlerinin belirlenmesi 2 Pu (e+f) q max LRFD yöntemi = ( ) = in² (66297 mm²) in² > in² koşul sağlandığı için seçilen boyutlar yeterlidir. Y=( f + N N ) ± f Pu (e+f) q max ( ) =( ) ± =27.5± = in ( mm) = 1.94 in (49.3mm) T u = q max Y P u = (55.25*1.94) = kip ( kn) Pa (e+f) q max ASD yöntemi ( ) 34 = in² (65948 mm²) in² > in² koşul sağlandığı için seçilen boyutlar yeterlidir. Y=( f + N N ) ± f Pa (e+f) q max ( ) =( ) ± =27.5± = in ( mm) = 1.93 in (49.0 mm) T a = q max Y P a = (34*1.93) = kip ( kn) 34

62 45 Taban levhası kalınlığı ise taşıma ve çekme durumları dikkate alınarak ayrı ayrı hesaplanmıştır. Bu iki durumdan mesnet ara yüzünde n değerine göre hesap durumunda daha büyük kalınlık değeri bulunduğu için levha kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak belirlenmiştir. a) Mesnet arayüzünde kalınlık hesabı: Şekil 6.1'de şematik olarak gösterilmiş olan m ve n değeri aşağıdaki şekilde hesaplanmıştır. m = n = N 0.95 d 2 B 0.8 bf 2 = 30 ( ) 2 =5.99 in (152.1 mm) (6.5) = 25 ( ) =7.994 in (203.0 mm) (6.6) 2 Taban levha kalınlığı hesabında kullanılacak olan levha ve beton arasındaki harç tabakasının taşıma gerilme değeri f p, LRFD için f p = f p(max) = 2.21 ksi ( MPa), ASD için f p = f p(max) = 1.36 ksi (9.248 MPa) olarak belirlenmiştir. Çizelge 6.3'te bu durum gözönüne alındığında LRFD ve ASD yöntemleriyle belirlenen gerekli levha kalınlığı değerleri görülmektedir. b) Çekme bölgesi arayüzünde kalınlık hesabı : Burada çekme bölgesi arayüzünde kalınlık hesabı için X değeri denklem (6.7)'den hesaplanmıştır. Çizelge 6.3'e göre levha kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak belirlenmiştir. x= N d + t f 2.5= = in (90.04 mm) (6.7) Çizelge 6.3. Sanayi yapısında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi LRFD ASD Mesnet arayüzü'ne göre Y < m durumu tp (gerekli) = 2.11 f p max.y(m Y 2 ) Fy tp (gerekli) = 2.58 f p max.y(m Y 2 ) Fy Çekme bölgesi arayüzü'ne göre tp (gerekli) = 2.11 tp (gerekli) = ( ) 36 =1.63 in (41.4 mm) T u x B Fy tp (gerekli) = = 1.09 in ( 27.7 mm) tp (gerekli) = 2.58 tp (gerekli) = ( ) 36 = 1.56 in (39.6 mm) T a x B Fy tp (gerekli) = = 0.99 in (25.1 mm)

63 46 Çizelge 6.3. (Devam). Sanayi yapısında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi Kalınlık kontrolü tp (gerekli) = 2.11 f p max.y(n Y 2 ) Fy tp (gerekli) = 2.58 f p max.y(n Y 2 ) Fy tp (gerekli) = ( ) 36 =1.93 in (49.0 mm) tp (gerekli) = ( ) 36 =1.85 in (47.0 mm) Ankraj bulon tasarımı (LRFD'ye göre) Levhanın her iki tarafında 1 1/4 in (31.75 mm) çaplı üç adet bulon kullanılmıştır. Bulonlar tarafından taşınması gereken çekme kuvveti T u = kip ( kn) olarak Çizelge 6.2'de belirlenmiştir. Tek bir bulona gelen kuvvet: kip ( kn) olmak üzere AISC Design Guide 1 (Fisher ve Kloiber 2010) Çizelge 3.1'den ASTM F1554, Grade 36 için bir adet 1 1/4 in (31.75mm) bulonun mevcut dayanımı: 40 kip ( kn), Çizelge 2.3'den boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm), Çizelge 3.2'den her bir bulonun çekip çıkarma dayanımı: 50.2 kip ( kn) olarak belirlenmiştir. Buna göre seçilen bir adet ankraj bulonunun taşıyabileceği kuvvet, mevcut çekme kuvvetinden büyük olduğu için seçilen bulonlar yeterlidir. T 1u,taşınan = 50.2 kip ( kn) > T 1u = kip ( kn) (6.8) Ankraj bulonu gömülme uzunluğu: 20 in (508 mm), beton blok yüksekliği: 40 in (1016 mm), beton blok boyutları 80 x 80 in ( mm) olarak belirlenmiştir Binada Kolon Taban Levhası Boyut Hesabı Burada, belirlenen mesnet reaksiyonlarına göre AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1'deki LRFD ve ASD yöntemleri dikkate alınarak açıkta kolon taban levha boyutları belirlenmiştir. Şekil 6.2'de şematik olarak kolon taban levhası boyutları ve kabul edilen eğilme çizgileri görülmektedir.

64 47 ġekil 6.2. Çok katlı binada kullanılan kolon taban levha boyutları ve eğilme çizgileri Çok katlı binada kullanılan kolon kesiti W18 x158, (d= 19.7 in.( mm), b f =11.30 in ( mm) profili olup AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1'e göre alınması gereken levha boyut sınırları denklem 6.9 ve 6.10'dan hesaplanarak ön tasarım levha boyutları 30x20 in (762x508 mm ) olarak belirlenmiştir. N > d+ 2 ( 3 in) ; *3 = 25.7 in (652.8 mm) (6.9) B > b f + 2 (3 in); *3 = 17.3 in (439.4 mm) (6.10) Çizelge 6.4'te AISC Design Guide 1'e göre, LRFD ve ASD yöntemleri dikkate alınarak kritik eksantrisite değerleri hesaplanmış ve mevcut eksantrisite "e", kritik eksantrisite e crit değerinden küçük olduğundan (e < e crit ), taban levhasının küçük moment etkisi altında olduğu belirlenmiştir. Buna göre taban levhası ile ilgili hesaplamalar Bölüm 4.1.3'e göre yapılmıştır. Taban levha kalınlığı büyük çekme kuvveti olmadığından sadece mesnet arayüzünde hesaplanmaktadır. Çizelge 6.4. Çok katlı bina kolon ayağında eksantrisite değerlerinin karşılaştırılması e= Mu Pu = LRFD yöntemi = 1.56 in ( 39.6 mm) A 2 f p(max) = Φc (0.85 f c ) A 1 =0.65*0.85*4*1=2.21ksi ( MPa) q (max) = f p(max). B = 2.21 * 20 = 44.2 kip/in (7.741 kn/mm ) e crit = N - Pu = = 9.60 in (243.8 mm) 2 2 q max e = Ma Pa = f p(max) =( 0.85 fc Ω c ) ASD yöntemi = 0.98 in ( 24.9 mm) A 2 A 1 =( )*1 = 1.36 ksi (9.248 MPa) 2.5 q (max) = f p(max). B = 1.36*20 = 27.2 kip/in (4.763kN/mm) e crit = N - Pa = =6.097 in 2 2 q max (154.9 mm)

65 48 Taban levhası-beton blok bağlantısını sağlayacak olan ankraj bulonlarının levha dış kenarına olan mesafesi = 2.5 in (63.5 mm) olarak alınarak, Çizelge 6.5 ʼte Levha ve beton arasındaki harç tabakasının taşıma gerilmesi hesabı yapılmaktadır. Çizelge 6.5. Levha ve beton arasındaki harç tabakasının taşıma gerilmesi hesabı LRFD Y = N 2e = 30 2*1.56 = in (682.8 mm) q = Pu = = kip/in ( 311 kn/mm) Y q < q (max) = 44.2 kip/in ASD Y = N 2e = 30 2*0.98 = in (712.2 mm) q = Pa = = kip/in ( kn/mm) Y q < q (max) = 27.2 kip/in fp= Pu B Y = = 0.89 ksi (6.14 MPa) fp = Pa = B Y = 0.86 ksi (5.30 MPa) a) Mesnet arayüzünde kalınlık hesabı: Şekil 6.2'de şematik olarak gösterilmiş olan m ve n değerleri aşağıdaki şekilde hesaplanmıştır. N 0.95 d m = = 30 ( ) 2 2 B 0.8 bf n = = 20 ( ) 2 2 = in (143.3 mm) (6.11) =5.48 in (139.2 mm) (6.12) Taban levha kalınlığı hesabında kullanılacak olan levha ve beton arasındaki harç tabakasının taşıma gerilme değeri f p, LRFD için f p = f p(max) = 0.89 ksi (6.14 MPa), ASD için f p = f p(max) = 0.86 ksi (5.30 MPa) olarak belirlenmiştir. Çizelge 6.5'te bu durum gözönüne alındığında LRFD ve ASD yöntemleriyle belirlenen gerekli levha kalınlığı değerleri görülmektedir. Çizelge 6.5'e göre levha kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak belirlenmiştir. Çizelge 6.6. Çok katlı bina kolon ayağında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi Mesnet arayüzü'ne göre Y > m durumu t p(gerekli) = 1.49 m LRFD fp Fy 0.89 t p(gerekli) = 1.49* =1.32 in (33.5 mm) t p(gerekli) = 1.83 m ASD fp Fy 0.86 t p(gerekli) = 1.83* =1.60 in (40.6 mm)

66 49 Çizelge 6.6. (Devam). Çok katlı bina kolon ayağında gerekli levha kalınlıklarının belirlenmesi Kalınlık kontrolü t p(gerekli) = 1.49 n fp Fy 0.89 t p(gerekli) = 1.49* =1.28 in (32.5 mm) t p(gerekli) = 1.83 n fp Fy 0.86 t p(gerekli) = 1.5* =1.55 in (39.4 mm) Ankraj bulon tasarımı (LRFD'ye göre) Levhanın her iki tarafında 1 in (25.4 mm) çapında iki adet bulon kullanılmıştır. AISC Design Guide 1 (Fisher ve Kloiber 2010) Çizelge 2.3'ten tek bir bulona ait boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm), ankraj bulonu gömülme uzunluğu: 20 in (508 mm), beton blok yüksekliği: 40 in (1016 mm), beton blok boyutları 60 x 60 in (1524 x 1524 mm) olarak belirlenmiştir Binada Kolonların Kutu veya Boru Kesitli Olması Durumunda Taban Levhası Boyut Hesabı Bölüm 4'te detaylı olarak açıklanmış olan kolon-taban levhası tasarım esasları kolonların I profili olması durumunda geçerlidir. Ancak kolon olarak dikdörtgen veya kare kesitli kutu veya daire kesitli boru profil kullanılması durumunda tasarım aşamalarında bazı farklılıklar ortaya çıkmaktadır. Şekil 6.3'te kutu ve boru kesitli kolonlarda AISC Design Guide 1'e göre dikkate alınacak eğilme çizgileri (etkili uzunluklar) görülmektedir. Kutu kesitli kolon kullanılması durumunda taban levha hesap aşamalarını göstermek amacıyla eksenel yük binada büyük olduğu için sadece binada kullanılan kutu kesitli kolon taban levha birleşimi için örnek bir hesap yapılmıştır. Burada, HSS12x12x5/8 kesitli kutu kolon kullanılması durumunda sadece eksenel yük etkisindeki bir taban levhasının tasarımı gerçekleştirilmiştir (AISC- Committee 2011).

67 50 (a) ġekil 6.3. Taban levhasında kolon eğilme çizgisi boyutları; (a) kutu kesitli kolon, (b) boru kesitli kolon (Murray 2013) (b) Şekil 6.3.a'da eğilme çizgileri gösterilmiş olan kutu kesitli kolonda taban levha boyut hesabı binada sadece eksenel yük için yapılmıştır. Burada, eksenel yük değeri LRFD'ye göre P u = kip ( kn), ASD'ye göre P a = kip ( kn) olarak alınmıştır. Malzeme (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), f c '= 4 ksi (27.2 MPa)'dir. Kutu kolon dış kenar uzunlukları; H=B=12 in (304.8 mm), beton blok boyutları; 60 x 60 in (1524 x 1524 mm), deneme levha boyutları 30x20 in (762x508 mm ) olarak belirlenmiştir. Buna göre kolon taban levhası kesit alanı A 1 =30*20= 600 in 2 ( mm 2 ), beton blok alanı A 2 =60*60= 3600 in 2 ( mm 2 ) olarak bulunmuştur. Çizelge 6.7'de seçilen taban levhası ve beton blok boyutlarının LRFD ve ASD yöntemlerine göre yeterli olduğu görülmektedir. ġekil 6.4. Kutu kesitli kolon olması durumunda taban levha boyutları Çizelge 6.7. Kutu kesitli kolon olması durumunda taban levhası tasarımının kontrolü LRFD P p = (0.85 fc ) A 1 A 2 A f c A 1 P p = (0.85 fc ) A 1 ASD A 2 A f c A 1 P p = 0.85*4 * 600* = kip ( kn) = 0.85*4 * 600* = kip ( kn)

68 51 Çizelge 6.7. (Devam). Kutu kesitli kolon olması durumunda taban levhası tasarımının kontrolü 1.7 f c A 1 =1.7*4*600 = 4080 kip ( kn) kip > 4080kip kn > kn Pp= 4080 kip ( kn) Φ c P p =0.65*4080=2652 kip ( kn) Φ c P p =2652 kip > P u = kip (Φ c P p = kn > kn ) 1.7 f c A 1 =1.7*4*600 = 4080 kip ( kn) kip > 4080kip kn > kn Pp= 4080 kip ( kn) Pp = kip ( kn) = 4080 Ω 2.31 Pp Ω = kip > P a= kip ( Pp Ω = kn > P a= kn ) Taban levhasının m ve n değerleri Denklem 6.13 ve 6.14'ten bulunmuştur. Levhadaki f pu mevcut gerilmeler değerleri ve gerekli taban levhası kalınlıkları LRFD ve ASD'ye göre Çizelge 6.8'deki şekilde hesaplanmıştır. Burada iki farklı denkleme göre hesap yapılmıştır (Çizelge 6.8). m = n = B 0.95 (dışardan mesafe ) = N 0.95 (dışardan me safe ) = = 4.3 in ( mm) (6.13) = 9.3 in ( mm) (6.14) Çizelge 6.8. Kutu kesitli kolon olması durumunda gerekli taban levhası kalınlığı LRFD f pu = Pu = ==0.796 ksi (5.413 Mpa) f pa = Pa A tp (gerekli) = tp (gerekli) = tp (gerekli) = VEYA 2 f pu.l 2 b Fy tp (gerekli) = l 2 Pu 0.9 Fy B N =0.95 in (24.13 mm) = 2.06 in ( mm) tp (gerekli) = =0.95 in (24.13mm) tp (gerekli) = = 2.06 in (52.32 mm) = A tp (gerekli) = tp (gerekli) = tp (gerekli) = VEYA tp (gerekli) = l tp (gerekli) = 4.3 tp (gerekli) =9.3 2 f pa.l 2 ASD ==0.807 ksi (5.488 Mpa) Fy /Ω b / / Pa Fy B N =1.18 in (29.97 mm) = 2.54 in (64.52 mm) =1.18 in (29.97 mm) = 2.54 in(64.52 mm) Bu hesaplama ve kontrollere göre levha kalınlığı 2.54 in (64.52 mm) olarak belirlenmiştir. Ankraj bulonu tasarımında ise levhanın her kenarında 1 in (25.4 mm) çapında iki adet ankraj bulonu kullanılmıştır. AISC Design Guide 1 (Fisher ve Kloiber 2010) Çizelge 2.3'ten 1 in (25.4mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm) olarak bulunmuştur. Ankraj bulonu gömülme uzunluğu: 20 in (508 mm), beton blok yüksekliği: 40 in (1016 mm), beton blok uzunluk ve genişliği 60 x 60 in (1524 x 1524 mm) olarak belirlenmiştir.

69 52 7. ASDIP-STEEL PROGRAMINDA ANALĠZ ASDIP programı çelik, betonarme ve yapı temellerinin tasarımı için kullanılabilen bir yapısal mühendislik yazılımıdır (Encinas 2015). ASDIP Steel3 versiyon programında, AISC seri 1 (ASD, LRFD) ve (ACI ) Ek D yönetmelikleri esaslarına göre çelik taşıyıcı sistem elemenları tasarlanabilmektedir. Bu programda 6. bölümde boyutları belirlenmiş olan kolon taban levhaları mevcut yükler altında AISC ve ACI318 yönetmeliklerindeki kriterlere göre kontrol edilmektedir. Bu programda kolon taban levha kalınlığı eksenel yük etkisinde Cantilever ve Thornton modeline göre, moment etkisinde ise Blodgett ve Dewolf yöntemine göre hesaplanarak kontrol edilmiştir. Ankraj bulonlarında çekme, kesme ve çekme+kesme etkileşimi durumları için hesap yapılmıştır, çekme ve kesme yükleri durumlarında bulonların göçme modlarına karşı dayanımları hesaplanıp kontrol edilmiştir. Şekil 7.1 ve 7.2 ʼde çekme ve kesme yükleri etkisinde ankraj bulonlarında oluşması beklenen göçme modları görülmektedir. (a) Ankraj bulonunda kopma (b) Betonda kopma (c) Sıyrılma(çekip çıkarma) (d) Yan yüzde betonda kopma ġekil 7.1. Çekme yükleri etkisinde ankraj bulonlarında göçme modları(aci )

70 53 (a) Ankraj bulonunda göçme (b) Betonda kopma (c) Betonda kaldıraç etkisi ġekil 7.2. Kesme yükleri etkisinde ankraj bulonlarında göçme modları (ACI ) 7.1 Sanayi Yapısı Kolon Taban Levhasında Hesap Kontrolü LRFD yöntemine göre hesap Önceki bölümde sanayi yapısına ait çelik kolon ayağı için belirlenen kolon ve taban levha boyutları, malzeme ve ankraj bulonu özellikleri ASDIP-steel programında kullanılarak hesaplama kontrol edilmiştir. Buna göre; kolon kesiti W18x119 profili, levha boyutları (30x25) in (762x 635) mm, beton blok boyutları (80x80) in (2032x2032) mm, ankraj bulonu gömülme uzunluğu: 20 in (508 mm), beton blok yüksekliği: 40 in (1016 mm), beton blok için; W p1 = W P2 = L p1 = L p2 = 40 in (1016 mm) (Şekil 7.3), bulon ara mesafeleri: 10 in (254 mm) ve 12.5 in (317.5 mm), harç kalınlığı: 1.5 in (38.1 mm) ve 6 adet 1 1/4 in (31.75 mm) çapında ankraj bulonu kullanılmıştır. Çelik için malzeme (Grade 36) F y = 36 ksi (244.8 MPa), beton için fc = 4 ksi (27.2 MPa) seçilmiştir. Analizde AISC-LRFD yöntemine göre kontrol yapılmıştır. Hesapta dikkate alınan mesnet reaksiyonları; M u = kip.in ( kn.m), P u = kip ( kn) ve V u = kip ( kn)'tir. Çizelge 7.1'de program analiz sonuçları özet olarak görülmektedir. ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap detayları Çizelge 7.2, 7.3, 7.4, 7.5, 7.6, 7.7'de verilmiştir. Şekil 7.4'te taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı, Şekil 7.5'te çekme etkisindeki alan, Şekil 7.6'da kesme etkisindeki alan görülmektedir.

71 54 ġekil 7.3. ASDIP programında çelik sanayi yapısının temel boyutlarının şematik gösterimi Çizelge 7.1. ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap özeti EKSENEL YÜK ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Cantilever Model Thornton Model Taşıma Gerilmesi f p 0.1 ksi (0.689 MPa) Taşıma Gerilmesi ΦF p 4.4 ksi ( MPa) Kritik Uzun m 6 in (152.4 mm) Kritik Kısa n 8 in (203.2 mm) Kritik lnt λ n 0.4 in (10.16mm) Kritik kesit levhada 0.0 kip.in/in Levha Kalınlığı t p 0.45 in (11.43mm) Levha Kalınlığı t p 0.02 in (0.51mm) MOMENT ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Blodgett Yöntemi DeWolf Yöntemi Maks. Taşıma Gerilmesi f p 1.1 ksi (7.584 MPa) Maks. Taşıma Gerilmesi f p 4.4 ksi ( MPa) Kritik kesite Taşıma 0.3 ksi (2.068 MPa) Kritik kesite Moment 15 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 12.6 kip.in/in (56.04 kn.mm/mm) Levhada Tasarım Moment 15kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Kritik kesitetaşıma 0.0 ksi Kritik kesite Moment 22.6kip.in/in ( kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 11.1kip.in/in ( kn.mm/mm) LevhadaTasarım Moment 22.6kip.in/in ( kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t p 1.36 in (34.5 mm) Levha Kalınlığı t p 1.67 in (42.4 mm) ANKRAJ TASARIMI Çekme Analizi Çekme Kuvveti N 75.7 kip ( kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N i 25.2 kip ( kn) Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Φ N n N u / ΦN n Çelik Dayanımı N sa (249.99kN) 0.60 Donatı Dayanımı N rg 0.75 N.A. N.A. Beton Kopması N cbg ( kN) 0.51 Çekip Çıkarma Dayanımı N pn ( kN) 0.36 Yan Yüzde Beton Kopması N sbg 0.70 N.A. N.A. N u / ΦN n Çekme Tasarım Oranı 0.60

72 55 Çizelge 7.1. (Devam). ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap özeti Kesme Analizi Kesme Sadece Ankraj Bulonları Tarafından Karşılanmaktadır Kesme Kuvveti V 22.1 kip ( kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet V i 7.4 kip ( kn) Sadece Ön Bulonlar Çalışmaktadır. Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Φ V n V u / ΦV n Çelik Dayanımı V sa (120.10kN) 0.42 Donatı Dayanımı V rg 0.75 N.A. N.A. Beton Kopması V cbg (451.49kN) 0.31 Beton Kaldıraç V cpg ( kN) 0.07 V u / ΦV n Kesme Tasarım Oranı 0.42 Çekme Kesme EtkileĢimi Birleşik Gerilme Oranı 0.78 TASARIM SÜNEKTİR. Çizelge 7.2. Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi Taşıma gerilmesi f p = P/(W*L) = 39.1/(25*30) = 0.1 ksi (0.689 MPa) Taşıma dayanımı F p = 0.85*fc A 1 A 2 = 0.85* = 6.8 ksi (46.88 MPa) ACI Dayanım faktörü Φ = 0.65 ACI Taşıma Dayanımı Oranı = fp = 0.1 = 0.01 < 1.0 Φ Fp Kritik kesit m =0.5*(L-0.95*d)=0.5*( *19)=6in (152.4 mm) Kritik kesit n = 0.5*(W-0.80*b f ) = 0.5*( *11.3) = 8 in (203.2 mm) AISC-DG# X = [ 4 d bf (d+bf ) 2 ] * Taşıma Oranı = [ ( ) 2 ] *0.01 = 0.01 AISC-DG# = 2 x = = x n = 0.25 d. b f =0.25* = 3.7 in (93.98 mm) Kontrol edilen kesit k = Maks. (m, n, n ) = Maks. (6, 8, 0.11*3.7) = 8 in (203.2 mm) Levha momenti M = f p * k 2 /2 = 0.1 * 8 2 /2 = 1.7 k.in/in (7.56 kn.mm/mm) Levha kalınlığı t = k 2fp Pi.fy = = 0.45 in (11.4 mm) AISC-DG# Çizelge 7.3. Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Blodgett Yöntemi Eksantrisite e=m/p=195.9*12/39.1=60.1 in ( mm) > (L-bulon ara mesafesi)/3= ( )/3 = 5.8 in (147.3 mm) Katsayı k1 = 3*(e L/2) = 3*( /2) = Katsayı k2 = 6 * n * Çekmede Ankraj * Alan/ W * (bulon ara mesafesi + e) = 6* 8*3*1.23/25*( ) = Katsayı k3 = -k2 * (L/2 + bulon ara mesafesi) = *(30/ ) = Polynomial çözüm Y 3 + k1 * Y 2 + k2 * Y + k3 = 0 Taşıma uzunluğu Y=8.3 in (210.8 mm) Çekme kuvveti T = -P*[(L/2 Y/3 - e) / (L/2 Y/3 + bulon ara mesafe )] T = -39.1*[(30/2-8.3/3-60.1) / (30/2 8.3/ )] = 75.7 kip ( kn)

73 56 Çizelge 7.3. (Devam). Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Maks. Taşıma Gerilmesi f p = 2 (P+T) = 2 ( ) = 1.1 ksi (7.584 MPa) Y W Kritik Kesitte Taşıma f p1 =(Y-m)*f p /Y= (8.3-6)*1.1/8.3=0.3 ksi (2.068 MPa) Taşıma Nedeniyle Moment M b =0.5*[f p 1*m 2 + m 2 *2/3*(f p - f p 1) M b =0.5*[0.3* *2/3*( )]= 15 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Çekmeden oluşan moment M t =T*[m-(L/2 bulon ara mesafesi)]/[2*(m-(l/2-bulon ara mesafe))] M t =25.2*[6-(30/2-12.5)]/[2*(6-(30/2-12.5))]= 12.6 kip.in/in (56.04 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = 4 Mc = 4 15 Pi.fy = 1.36 in (34.5 mm) AISC-DG# Çizelge 7.4. Ankraj Tasarımı Bulon Malzemesi: A36 6 adet bulon, f ya = 36 ksi ( MPa), f uta = 58 ksi ( MPa) Ankraj bulon boyutu: Çap: 1-1/4 in (31.8 mm) Gömülme boyu: 20 in (508 mm) A se = 0.97 in² (626 mm²), A brg = 2.24 in² (1445 mm²) Çizelge 7.5. Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Çekme Kuvveti N u = 75.7 kip(336.73kn). Çekmedeki bulonu sayısı = 3 Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N ui = 25.2 kip ( kn) Çekmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı N sa = Ase * f uta = * 58 = 56.2 kip ( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.75 ACI D.5.1 ACI Denk.(D-2) ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı = Nui Φ Nsa = = 0.60 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Etkin Gömülme boyu h ef = 20 in (508 mm) Ankraj Grup Alanı A nc = (C a + C b1 )*(C a + S a + Cb 1 ) A nc = ( ) * ( ) = 4600 in 2 ( mm²) 2 Tek Bir Ankraj alanı A nco =9 h ef = 9*(20) 2 = 3600 in 2 ( mm²) 1.5 Tek Bir Ankraj Dayanımı N b = 24 f c. h ef = * =135.8 kip ( kn) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D ACI D Denk.(D-5) Denk. (D-6) ACI D Kenar Etki Faktörü Ψ ed = C a.min 1.5 ef = * = 0.98 ACI D Kırılma Faktörü Ψ cn = 1.25 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) ACI D.5.2.6

74 57 Çizelge 7.5. (Devam). Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Kopma Dayanımı N cbg = A nc Ψec Ψed Ψcn Nb A nco Ncbg = = kip ( kn) Denk. (D-4) 3600 Dayanım Faktörü Φ = 0.70 Kopma Dayanım Oranı = Nu = 75.7 Φ Ncbg ACI D.4.3 = 0.51< 1.0 ACI D Kopma Dayanım Oran Kontrolü (0.51 < 1.51) Çekmedeki Ankrajlarda Beton Çekip Çıkarma Dayanımı Tek Bir Ankraj Dayanımı N p = 8 A brg f c = 8*2.24*4=71.6 kip( kn) Kırılma Faktörü Ψ cp =1.40 (servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Çekip Çıkarma Dayanımı N pn = Ψ cp N p = 1.40*71.6 = kip ( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.70 ACI D ACI D.5.3 ACI Denk.(D-14) ACI D ACI Denk. (D-13) ACI D.4.3 Çekip Çıkarma Dayanım Oranı = Nu Φ Np = = 0.36 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Yan Yüzde Beton Kopma Dayanımı Yan Yüz Kopması N sbg = N.A. (Göm.< 2.5Ca.20<2.5*27.5=68.8) ACI D.5.4 ACI D Çekme Tasarım Oranı = Nu Φ Nn = 0.60 < 1.0 ACI D Çizelge 7.6. Kesme analizi (ACI D.5) Bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır (Ankraj bulonları levhaya kaynaklanmamış) Kesme kuvveti V u = 22.1 kip ( kn). Tek bir bulona gelen kuvvet V i = 7.4 kip (32.92 kn) (bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır). Kesmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı V sa =0.6*A se *f uta *harç faktörü=0.6*0.97*58*0.8=27kip( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.65 ACI D ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı = Vi = 7.4 = 0.42 < 1.0 ACI D Φ Vsa Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Ankraj Grup Alanı A vc = (1.5*Ca 1 )*(Ca 2 + Sa + Cb) A vc = (1.5*26.67)*( ) = 3200 in 2 ( mm²) Tek Bir Ankraj alanı A vco =4.5*Ca 2 =4.5*(26.67) 2 =3200 in 2 ( mm²) ACI D Denk.(D-32) Tek Bir Ankraj Dayanımı Vb = 7 fe da 0.2 da fc Ca 1.5 V b =7* * = 78.4 kip ( kn) Denk.(D-33) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D.6.2.5

75 58 Çizelge 7.6. (Devam). Kesme analizi (ACI D.5) Ca Kenar Etki Faktörü Ψ ed = = * 30 = 0.93 ACI D Cas Kırılma Faktörü Ψ cv = 1.4 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) ACI D Kalınlık Faktörü Ψ hv = 1.0 ACI D Kopma Dayanımı Vcbg = Avc Ψec Ψed Ψcv Ψv Vb Avco V cbg = = kip ( kn) Denk. (D-31) 3200 Dayanım Faktörü Φ = 0.70 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı = Vu = 22.1 = 0.31< 1.0 Φ Vcbg Kopma Dayanım Oranı Kontrolü (0.31 <0.68 ) ACI D ACI D Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kaldıraç Dayanımı Kıldıraç Dayanımı V cpg = 2.0*V cbg = 2.0 * = kip ( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.65 Kaldıraç Dayanımı Oranı = Vu = 22.1 Φ Vcpg = 0.07 < 1.0 ACI D ACI D.4.3 ACI D Kesme Tasarım Oranı = Vu Φ Vn = 0.42 < 1.0 ACI D Çizelge 7.7. Çekme -kesme etkileşimi Birleşik Gerilme Oranı = [(çekme oranı) (kesme oranı ) 1.67 ] 0.6 Birleşik Gerilme Oranı =[ ] 0.6 = 0.78 < 1.0 ACI RD.7 Ankraj Tasarımı Sünektir.

76 59 ġekil 7.4. Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı ġekil 7.5. Çekme etkisindeki alan ġekil 7.6. Kesme etkisindeki alan

77 ASD yöntemine göre hesap ASD yönteminde programda boyut ve malzeme özellikleri olarak Bölüm 7.1.1'deki değerler kullanılmış, mesnet reaksiyonları olarak ASDʼye göre hesaplanan M a = kip.in ( kn.m), P a = kip ( kn), V a = kip ( kn) değerleri kullanılmıştır. Çizelge 7.8'de program analiz sonuçları özet olarak görülmektedir. ASDIP-steel programında ASD'ye göre hesap detayları Çizelge 7.9, 7.10, 7.11, 7.12, 7.13, 7.14'te verilmiştir. Şekil 7.7'de taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı, Şekil 7.8'de çekme etkisindeki alan, Şekil 7.9'da kesme etkisindeki alan görülmektedir. Çizelge 7.8. ASDIP-steel programında ASD yöntemine göre hesap özeti EKSENEL YÜK ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Cantilever Model Thornton Model Taşıma Gerilmesi f p 0.0 ksi (0.0 MPa) Taşıma Gerilmesi F p /Ω 2.7 ksi (18.62 MPa) Kritik Uzun m 6 in (152.4 mm) Kritik lnt λ n 0.4 in (10.16mm) Kritik Kısa n 8 in (203.2 mm) Kritik kesit levhada 0.0 kip.in/in Levha Kalınlığı t p 0.47 in (11.94mm) Levha Kalınlığı t p 0.02 in (0.51mm) MOMENT ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Blodgett Yöntemi DeWolf Yöntemi Maks. Taşıma Gerilmesi f p 0.7 ksi (4.83 MPa) Maks. Taşıma Gerilmesi f p 2.7 ksi (18.62 MPa) Taşıma Kritik kesite 0.2 ksi ( 1.38 MPa) Kritik kesite Taşıma 0.0 ksi (0.0 MPa) Kritik kesite Moment 9 kip.in/in ( kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 7.1 kip.in/in (31.58 kn.mm/mm) Kritik kesite Moment 13.8 kip.in/in (61.38 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 6.1kip.in/in (27.13 kn.mm/mm) Tasarım Moment Levhada 9 kip.in/in Tasarım Moment Levhada 13.8 kip.in/in (40.03 kn.mm/mm) (61.38 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t p 1.29 in (32.8 mm) Levha Kalınlığı t p 1.60 in (40.6 mm) ANKRAJ TASARIMI Çekme Analizi Çekme Kuvveti N 42.7 kip ( kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N i 14.2 kip ( kn) Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Ω N n N/ N n / Ω Çelik Dayanımı N sa (249.99kN) 0.51 Donatı Dayanımı N rg 2.00 N.A. N.A. Beton Kopması N cbg ( kN) 0.43 Çekip Çıkarma Dayanımı N pn ( kN) 0.30 Yan Yüzde Beton Kopması N sbg 2.14 N.A. N.A. N/ N n /Ω Çekme Tasarım Oranı 0.51 Kesme Analizi Kesme Sadece Ankraj Bulonları Tarafından Karşılanmaktadır Kesme Kuvveti V Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet V i 13.2 kip (58.72 kn) 4.4 kip ( kn)

78 61 Çizelge 7.8. (Devam). ASDIP-steel programında ASD yöntemine göre hesap özeti Sadece Ön Bulonlar Çalışmaktadır. Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Ω V n V/ V n / Ω Çelik Dayanımı V sa (120.10kN) 0.38 Donatı Dayanımı V rg 2.00 N.A. N.A. Beton Kopması V cbg (451.49kN) 0.28 Beton Kaldıraç V cpg ( kN) 0.07 V/ V n /Ω Kesme Tasarım Oranı 0.38 Çekme Kesme EtkileĢimi Birleşik Gerilme Oranı 0.67 TASARIM SÜNEKTİR. Çizelge 7.9. Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi Taşıma Gerilmesi fp = P/(W*L) = 27.9/(25*30) = 0.0 ksi (0.0 MPa) Taşıma Dayanımı F p = 0.85*fc A 1 A 2 = 0.85* =6.8 ksi (46.88MPa) ACI Dayanım Faktörü Ω = 2.50 ACI Taşıma Dayanımı Oranı = fp Fp /Ω = /2.50 = 0.01 < 1.0 Kritik Kesit m =0.5*(L-0.95*d)=0.5*( *19)=6 in (152.4 mm) AISC-DG# Kritik Kesit n = 0.5*(W-0.80*b f ) = 0.5*( *11.3) = 8 in (203.2 mm) X = [ 4 d bf (d+bf ) 2 ] * Taşıma Oranı = [ ( ) 2 ] *0.01 = 0.01 AISC-DG# = 2 x = = x n = 0.25 d. b f =0.25* = 3.7 in (93.98 mm) Kontrol edilen kesit k = Maks. (m, n, n ) = Maks.(6, 8, 0.11*3.7) = 8 in (203.2 mm) Levha Momenti M = f p * k 2 /2 = 0.0 * 8 2 /2 = 1.2 kip.in/in (5.34 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = k 2 Omega fp fy = =0.47 in (11.9 mm) AISC-DG# Çizelge Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Blodgett Yöntemi Eksantrisite e=m/p=115.8*12/27.9= 49.8 in ( mm) > (L- bulon ara mesafesi) /3=( )/3 = 5.8 in (147.3 mm) Katsayı k1 = 3*(e L/2) = 3*( /2) = Katsayı k2 = 6 * n * Çekmede Ankraj * Alan/ W * (bulon ara mesafesi + e) = 6* 8*3*1.23/25*( ) = Katsayı k3 = -k2 * (L/2 + bulon ara mesafesi) = *(30/ ) = Polynomial çözüm Y 3 + k1 * Y 2 + k2 * Y + k3 = 0 Taşıma Uzunluğu Y=8.6 in (218.4 mm)

79 62 Çizelge (Devam). Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Çekme T = -P*[(L/2 Y/3 - e) / (L/2 Y/3 + bulon ara mesafesi)] T = -27.9*[(30/2-8.6/3-49.8) / (30/2 8.6/ )] = 42.7 kip ( kn) Maks.Taşıma Gerilmesi f p = 2 (P+T) Y W = 2 ( ) = 0.7 ksi (4.83 MPa) Kritik Kesite Taşıma f p1 =(Y-m)*f p /Y= (8.6-6)*0.7/8.6=0.2 ksi (1.38 MPa) Taşıma Nedeniyle Moment Mb=0.5*[f p 1*m 2 + m 2 *2/3*(f p - f p 1) Mb=0.5*[0.2* *2/3*( )] = 9 kip.in/in (40.03 kn.mm/mm) Çekmeden oluşan moment M t =T*[m-(L/2 bulon ara mesafesi)]/[2*(m-(l/2- bulon aramesafesi))] M t =14.2*[6-(30/2-12.5)]/[2*(6-(30/2-12.5))]= 7.1 kip.in/in (31.58 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = 4 Mc.Omega fy = =1.29 in (32.8 mm) AISC-DG# Çizelge Ankraj Tasarımı Bulon Malzemesi: A36 6 adet bulon, f ya = 36 ksi ( MPa), f uta = 58 ksi ( MPa) Ankraj bulon boyutu: Çap: 1-1/4 in (31.8 mm) Gömülme boyu: 20 in (508 mm) A se = 0.97 in² (626 mm²), A brg = 2.24 in² (1445 mm²) Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Çekme Kuvveti N = 42.7 kip ( kn). Çekmedeki Bulon Sayısı = 3 Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N i = 14.2 kip (63.16 kn) Çekmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı N sa = Ase * f uta = * 58 = 56.2 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.00 ACI D.5.1 ACI Denk.(D-2) ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı = Ni = 14.2 Nsa /Ω 56.2/2.00 = 0.51 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Etkin gömülme boyu hef = 20 in (508 mm) ACI D Ankraj Grup Alanı A nc = (C a + C b1 )*(C a + S a + Cb 1 ) A nc = ( ) * ( ) = 4600 in 2 ( mm²) 2 Tek Bir Ankraj alanı A nco =9 h ef = 9*(20) 2 = 3600 in 2 ( mm²) Tek Bir Ankraj Dayanımı Nb=24 f c. h 1.5 ef = * =135.8 kip ( kn) Eksantrisite Faktörü Ψec= 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D Denk.(D-5) Denk.(D-6) ACI D.5.2.4

80 63 Çizelge (Devam). Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Kenar Etki Faktörü Ψed= C a.min 1.5 ef = * Kırılma Faktörü Ψcn = 1.25 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) = 0.98 ACI D ACI D Kopma Dayanımı N cbg = A nc A nco Ψec Ψed Ψcn Nb Ncbg = = kip ( kn) Denk. (D-4) 3600 Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı = N = 42.7 Ncbg /Ω 211.4/2.14 = 0.43< 1.0 ACI D Kopma Dayanım Oran Kontrolü (0.43 < 1.27) Çekmedeki Ankrajlarda Beton Çekip Çıkarma Dayanımı Tek Bir Ankraj Dayanımı Np= 8 Abrg fc = 8*2.24*4=71.6 kip ( kn) Kırılma Faktörü Ψcp =1.40 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Çekip Çıkarma Dayanımı N pn= Ψ cp N p = 1.40*71.6 = kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D ACI D.5.3 ACI Denk.(D-14) ACI D ACI Denk. (D-13) ACI D.4.3 Çekip Çıkarma Dayanım Oranı = N = 14.2 Npn /Ω 100.2/2.14 = 0.30 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Yan Yüzde Beton Kopma Daynımı Yan Yüz Kopması Nsbg = N.A. (Göm. < 2.5Ca.20<2.5*27.5=68.8) ACI D.5.4 ACI D Çekme Tasarım Oranı = N Nn /Ω = 0.51 < 1.0 ACI D Çizelge Kesme analizi (ACI D.5) Bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır (Ankraj bulonları taban levhaya kaynaklanmamış) Kesme kuvveti V= 13.2kip (58.72 kn). Tek bir bulona gelen kuvvet V i = 4.4kip (19.57 kn) (bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır). Kesmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı V sa =0.6*A se *f uta *harç faktörü=0.6*0.97*58*0.8=27 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.31 ACI D ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı = Vi = 4.4 = 0.38 < 1.0 ACI D Vsa /Ω 27/2.31 Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Ankraj Grup Alanı A vc = (1.5*Ca 1 )*(Ca 2 + Sa + Cb) Avc = (1.5*26.67)*( ) = 3200 in 2 ( mm²) Tek Bir Ankraj alanı Avco=4.5*Ca 2 =4.5*(26.67) 2 =3200 in 2 ( mm²) ACI D Denk.(D-32) Tek Bir Ankraj Dayanımı Vb = 7 fe da 0.2 da fc Ca 1.5

81 64 Çizelge (Devam). Kesme analizi (ACI D.5) Vb=7* * = 78.4 kip ( kn) Denk.(D-33) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D Ca Kenar Etki Faktörü Ψ ed = = * 30 = Cas Kırılma Faktörü Ψ cv = 1.4 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Kalınlık Faktörü Ψ hv = 1.0 ACI D ACI D ACI D Kopma Dayanımı Vcbg = Avc Ψec Ψed Ψcv Ψv Vb Avco V cbg = = kip ( kn) Denk.(D-31) 3200 Dayanım Faktörü Ω = 2.14 Kopma Dayanım Oranı= ACI D.4.3 V = < 1.0 ACI D Vcbg /Ω 101.5/2.14 Kopma Dayanım Oranı Kontrolü (0.28 <0.61 ) ACI D Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kaldıraç Dayanımı Kıldıraç Dayanımı V cpg =2.0*V cbg =2.0*101.5=422.8 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D ACI D.4.3 Kaldıraç Dayanımı Oranı= V = 13.2 =0.07 < 1.0 ACI D Vcpg /Ω 422.8/2.14 Kesme Tasarım Oranı = V = 0.38 < 1.0 Vn /Ω ACI D Çizelge Çekme -kesme etkileşimi Birleşik Gerilme Oranı = [(çekme oranı) (kesme oranı ) 1.67 ] 0.6 Birleşik Gerilme Oranı = [ ] 0.6 = 0.67 < 1.0 ACI RD.7 Ankraj Tasarımı Sünektir.

82 65 ġekil 7.7. Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı ġekil 7.8. Çekme etkisindeki alan ġekil 7.9. Kesme etkisindeki alan

83 Binada Hesap Kontrolü LRFD yöntemine göre hesap Önceki bölümde 6 katlı binaya ait çelik kolon ayağı için belirlenen kolon ve taban levha boyutları, malzeme ve ankraj bulonu özellikleri ASDIP-steel programında kullanılarak hesaplama kontrol edilmiştir. Buna göre; kolon kesiti: W18x158 profil, levha boyutları (30x20) in (762x508 mm), beton blok boyutları (60x60) in (1524x1524) mm, ankraj bulonu gömülme uzunluğu: 20 in (508 mm), beton blok yüksekliği: 40 in (1016 mm), beton blok için; W p1 = W P2 = L p1 = L p2 = 30 in (762 mm) (Şekil 7.10), bulon ara mesafeleri: 7.5 in (190.5 mm) ve 12.5 in (317.5 mm), harç kalınlığı: 1.5 in (38.1 mm) ve 4 adet 1 in (25.4 mm) çapında ankraj bulonu kullanılmıştır. Çelik için malzeme (Grade 36) F y = 36 ksi (244.8 MPa), beton için f c = 4 ksi (27.2 MPa) seçilmiştir. Analizde AISC-LRFD yöntemine göre kontrol yapılmıştır. Hesapta dikkate alınan mesnet reaksiyonları; M u = kip.in (84.02 kn.m), P u = kip ( kn) ve V u = kip (44.56 kn)'tir. Çizelge 7.15'te program analiz sonuçları özet olarak görülmektedir. ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap detayları Çizelge 7.16, 7.17, 7.18, 7.19, 7.20, 7.21'de verilmiştir. Şekil 7.11'de taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı, Şekil 7.12'de çekme etkisindeki alan, Şekil 7.13'te kesme etkisindeki alan görülmektedir. ġekil ASDIP programında çelik binanın temel boyutlarının şematik gösterimleri

84 67 Çizelge ASDIP-steel programında LRFD yöntemine göre hesap özeti EKSENEL YÜK ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Cantilever Model Thornton Model Taşıma Gerilmesi f p 0.8 ksi (5.52 MPa) Taşıma Gerilmesi ΦF p 4.4 ksi ( MPa) Kritik Uzun m 5.6 in ( mm) Kritik lnt λ n 1.6 in (40.64 mm) Kritik Kısa n 5.5 in ( mm) Kritik kesit levhada 1.0 kip.in/in (4.45 Plate Thickness t p 1.25 in (31.75 mm) kn.mm/mm) Plate Thickness t p 0.35 in ( 8.89 mm) MOMENT ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Blodgett Yöntemi DeWolf Yöntemi Maks. Taşıma Gerilmesi f p 1.0 ksi (6.89 MPa) Maks. Taşıma Gerilmesi f p 1.0 ksi (6.89 MPa) Kritik kesite Taşıma 1.0 ksi (6.89 MPa) Kritik kesite Taşıma 1.0 ksi (6.89 MPa) Kritik kesite Moment 16.1 kip.in/in (71.61 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 0.00 kip.in/in (0.00 kn.mm/mm) Levhada Tasarım Moment 16.1 kip.in/in (71.61 kn.mm/mm) Kritik kesite Moment 16.1 kip.in/in (71.61 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 0.00 kip.in/in (0.00 kn.mm/mm) Levhada Tasarım Moment 16.1 kip.in/in (71.61 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t p 1.41 in (35.8 mm) Levha Kalınlığı t p 1.41 in (35.8 mm) ANKRAJ TASARIMI Çekme Analizi Çekme Kuvveti N ug 0.00 kip (0.00 kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N ui 0.00 kip (0.00 kn) Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Φ N n N u / ΦN n Çelik Dayanımı N sa ( kn) 0.00 Donatı Dayanımı N rg 0.75 N.A. N.A. Beton Kopması N cbg ( kn) 0.00 Çekip Çıkarma Dayanımı N pn ( kn) 0.00 Yan Yüzde Beton Kopması N sbg 0.70 N.A. N.A. N u / ΦN n Çekme Tasarım Oranı 0.00 Kesme Analizi Kesme Sadece Ankraj Bulonları Tarafından Karşılanmaktadır Kesme Kuvveti V 10.0 kip (44.48 kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet V i 5.0 kip (22.24 kn) Sadece Ön Bulonlar Çalışmaktadır. Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Φ V n V u / ΦV n Çelik Dayanımı V sa (75.17 kn) 0.46 Donatı Dayanımı V rg 0.75 N.A. N.A. Beton Kopması V cbg ( kn) 0.22 Beton Kaldıraç V cpg ( kn) 0.06 V u / ΦV n Kesme Tasarım Oranı 0.46 OK Çekme Kesme EtkileĢimi Birleşik Gerilme Oranı 0.46 TASARIM SÜNEKTİR.

85 68 Çizelge Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi Taşıma Gerilmesi f p = P/(W*L) = 477.4/(20*30) = 0.8 ksi ( 5.52 MPa) Taşıma Dayanımı F p =0.85*fc A 1 A 2 = 0.85* =6.8 ksi (46.88MPa) ACI Dayanım Faktörü Φ = 0.65 ACI Taşıma Dayanımı Oranı = fp Φ Fp = = 0.18 < 1.0 Kritik kesit m = 0.5*(L-0.95*d)=0.5*( *19.7)=5.6 in (142.2 mm) AISC-DG# Kritik kesit n = 0.5*(W-0.80*bf) = 0.5*( *11.3) = 5.5 in (139.7 mm) X = [ 4 d bf (d+bf ) 2 ] * Taşıma Oranı = [ ( ) 2 ] *0.18 = 0.17 AISC-DG# = 2 x = = x n = 0.25 d. b f =0.25* = 3.7 in (93.98 mm) Kontrol edilen kesit k=max (m, n, n ) =Max (5.6, 5.5, 0.43*3.7)=5.6 in (142.2 mm) Levha momenti M = f p * k 2 /2 = 0.8* /2 = 12.7 kip.in/in (56.49 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t= k 2fp Pi.fy = =1.25 in (31.75 mm) AISC-DG# Çizelge Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Blodgett Yöntemi Eksantrisite e=m/p=-62.0*12/477.4=1.6 in (40.6 mm) < L/3= 30/3 = 5 in (127 mm) Maks. Taşıma Gerilmesi f p = P W L + 6 M W L 2 = = 1.0 ksi (6.89 MPa) Min. Taşıma Gerilmesi = P 6 M = = 0.5 ksi (3.447 MPa) W L W L Kritik Kesitte Taşıma f p1 =f p -m/l*(fp-fp min )= /30*( )=1.0 ksi (6.89 MPa) Taşıma Nedeniyle Moment M b =f p 1*m 2 /2*(f p - f p 1)*m 2 /3 M b =1.0*5.6 2 /2*( )*5.6 2 /3=16.1 kip.in/in (71.61 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = 4 Mc = Pi.fy = 1.41 in (35.8 mm) AISC-DG# Çizelge Ankraj Tasarımı Bulon Malzemesi: A36 4 adet bulon, f ya = 36 ksi ( MPa), f uta = 58 ksi ( MPa) Ankraj bulon boyutu: Çap: 1 in (25.4 mm), Gömülme boyu: 20 in (508 mm) A se = 0.61 in² (394 mm²), A brg = 1.50 in² (968 mm²)

86 69 Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Çekme Kuvveti N u = 0.00 kip(0.00kn). Çekme Bulon Sayısı = 0 Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N ui = 0.00 kip (0.00 kn) Çekmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı N sa = A se * f uta = 0.606* 58 = 35.1 kip (156.13kN) Dayanım Faktörü Φ = 0.75 ACI D.5.1 ACI Denk.(D-2) ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı = Nui Φ Nsa = Çekmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı = 0.00 < 1.0 ACI D Donatı Kullanılmamıştır Etkin gömülme yüksekliği h ef = Ca max /1.5=22.5/1.5=15 in (381 mm) ACI D.5.2 ACI D Ankraj Grup Alanı A nc = (C a + C b1 )*(C a + S a + Cb 1 ) A nc = ( ) * ( ) = 2400 in 2 ( mm²) 2 Tek bir ankraj alanı A nco =9 h ef = 9*(15) 2 = 2025 in 2 ( mm²) 1.5 Tek bir ankrajın dayanımı N b = 24 f c. h ef = * =88.2 kip ( kn) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrisite yükü yok) ACI D Denk.(D-5) Denk.(D-6) ACI D Kenar Etki Faktörü Ψ ed= C a.min 1.5 ef = * = 0.93 ACI D Kırılma Faktörü Ψ cn = 1.25 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) ACI D Kopma Dayanımı N cbg = A nc Ψec Ψed Ψcn Nb A nco Ncbg = = kip ( kn) Denk.(D-4) 2025 Dayanım Faktörü Φ = 0.70 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı = Nu = 0.00 = 0.00< 1.0 Φ Ncbg Kopma Dayanım Oran Kontrolü (0.00 < 0.00) Çekmedeki Ankrajlarda Beton Çekip Çıkarma Dayanımı Tek bir ankraj dayanımı N p = 8 A brg f c = 8*1.5*4=48 kip ( kn) Kırılma Faktörü Ψ cp =1.40 (servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Çekip Çıkarma Dayanımı N pn = Ψ cp N p = 1.40*48 = 67.2 kip ( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.70 ACI D ACI D ACI D.5.3 ACI Denk.(D-14) ACI D ACI Denk.(D-13) ACI D.4.3 Çekip Çıkarma Dayanım Oranı = Nu Φ Np = = 0.00 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Yan Yüzde Beton Kopma Daynımı Yan Yüz Kopması N sbg = N.A. (Göm. < 2.5C a.20<2.5*17.5=43.8) ACI D.5.4 ACI D Çekme Tasarım Oranı = Nu Φ Nn = 0.00 < 1.0 ACI D.4.1.1

87 70 Çizelge 7.20 Kesme analizi (ACI D.5) Bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır (Ankraj bulonları taban levhasına kaynaklanmamış) Kesme kuvveti V u = 10.0 kip (44.48 kn). Tek bir bulona gelen kuvvet V i = 5.0 kip (22.24 kn) (bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır). Kesmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı V sa =0.6*A se *f uta *harç faktörü=0.6*0.61*58*0.8=16.9 kip (75.17 kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.65 Çelik Dayanım Oranı= Vi = 5.2 = 0.46 < 1.0 Φ Vsa Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D ACI D.4.3 ACI D ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Ankraj Grup Alanı A vc = (1.5*Ca 1 )*(Ca 2 + Sa + Cb) A vc = (1.5*17.5)*( ) = 1575 in 2 ( mm²) ACI D Tek Bir Ankraj alanı A vco =4.5*Ca 2 =4.5*(17.5) 2 = in 2 ( mm²) Denk.(D-32) Tek Bir Ankraj Dayanımı Vb = 7 fe da 0.2 da fc Ca 1.5 Vb=7* * = 41.7 kip ( kn) Denk. (D-33) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D Ca Kenar Etki Faktörü Ψ ed = = * Cas = 0.96 ACI D Kırılma Faktörü Ψ cv = 1.4 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) ACI D Kalınlık Faktörü Ψ hv = 1.0 ACI D Kopma Dayanımı V cbg = Avc Ψec Ψed Ψcv Ψv Vb Avco V cbg = = 63.8 kip ( kn) Denk.(D-31) Dayanım Faktörü Φ = 0.70 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı = Vu = 10.3 = 0.22< 1.0 Φ Vcbg Kopma Dayanım Oranı Kontrolü (0.22 <0.46) ACI D ACI D Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kaldıraç Dayanımı Kıldıraç Dayanımı V cpg = 2.0*V cbg = 2.0* 63.8= kip ( kn) Dayanım Faktörü Φ = 0.65 Kaldıraç Dayanımı Oranı= Vu = 10.3 = 0.06 < 1.0 Φ Vcpg ACI D ACI D.4.3 ACI D Kesme Tasarım Oranı = Vu Φ Vn = 0.46 < 1.0 ACI D.4.1.1

88 71 Çizelge Çekme -kesme etkileşimi Birleşik Gerilme Oranı = [(çekme oranı) (kesme oranı ) 1.67 ] 0.6 Birleşik Gerilme Oranı =[ ] 0.6 = 0.46 < 1.0 ACI RD.7 Ankraj Tasarımı Sünektir. ġekil Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı

89 72 ġekil Çekme etkisindeki alan ġekil Kesme etkisindeki alan ASD yöntemine göre hesap ASD yönteminde programda boyut ve malzeme özellikleri olarak Bölüm 7.2.1'deki değerler kullanılmış, mesnet reaksiyonları olarak ASDʼye göre hesaplanan M a = kip.in ( kn.m), P a = kip ( kn), V a = kip (32.85 kn) değerleri kullanılmıştır. Çizelge 7.22'de program analiz sonuçları özet olarak görülmektedir. ASDIP-steel programında ASD'ye göre hesap detayları Çizelge 7.23, 7.24, 7.25, 7.26, 7.27, 7.28'de verilmiştir. Şekil 7.14'te taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı, Şekil 7.15'te çekme etkisindeki alan, Şekil 7.16'da kesme etkisindeki alan görülmektedir.

90 73 Çizelge ASDIP-steel programında ASD yöntemine göre hesap özeti EKSENEL YÜK ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Cantilever Model Thornton Model Taşıma Gerilmesi f p 0.8 ksi ( MPa) Taşıma Gerilmesi F p /Ω 2.7 ksi (18.62 MPa) Kritik Uzun m 5.6 in ( mm) Kritik lnt λ n 2.1 in (53.3 mm) Kritik Kısa n 5.5 in ( mm) Kritik kesit levhada 1.8 kip.in/in Levha Kalınlığı t p 1.54 in (39.1mm) (8.006 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t p 0.58 in (14.7 mm) MOMENT ETKĠSĠNDE TABAN LEVHA Blodgett Yöntemi DeWolf Yöntemi Maks. Taşıma Gerilmesi f p 1.0 ksi (6.89 MPa) Maks. Taşıma Gerilmesi f p 1.0 ksi (6.89 MPa) Kritik kesite Taşıma 0.9 ksi (6.21 MPa) Kritik kesite Moment 15.0 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 0.0 kip.in/in ( 0.0 kn.mm/mm) Kritik kesite Taşıma 0.9 ksi (6.21 MPa) Kritik kesite Moment 15.0 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Bulonda Çekme Nedeniyle Moment 0.0 kip.in/in ( 0.0 kn.mm/mm) Tasarım Moment Levhada 15.0 kip.in/in Tasarım Moment Levhada 15.0 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) (66.72 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t p 1.67 in (42.4 mm) Levha Kalınlığı t p 1.67 in ( 42.4 mm) ANKRAJ TASARIMI Çekme Analizi Çekme Kuvveti N 0.0 kip (0.0 kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N i 0.0 kip (0.0 kn) Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Ω N n N/ N n / Ω Çelik Dayanımı N sa ( kn) 0.00 Donatı Dayanımı N rg 2.00 N.A. N.A. Beton Kopması N cbg ( kn) 0.00 Çekip Çıkarma Dayanımı N pn ( kn) Yan Yüzde Beton 2.14 N.A. Kopması N sbg N/ N n /Ω Çekme Tasarım Oranı 0.00 Kesme Analizi Kesme Sadece Ankraj Bulonları Tarafından Karşılanmaktadır 0.00 Kesme Kuvveti V 7.4 kip (32.92 kn) Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet V i 3.7 kip (16.46 kn) Sadece Ön Bulonlar Çalışmaktadır. Donatı Kullanılmamıştır. Göçme Modları Ω V n V/ V n / Ω Çelik Dayanımı V sa (75.17 kn) 0.51 Donatı Dayanımı V rg 2.00 N.A. N.A. Beton Kopması V cbg ( kn) 0.25 Beton Kaldıraç V cpg ( kn) 0.07 V/ V n /Ω Kesme Tasarım Oranı 0.51 Çekme Kesme EtkileĢimi Birleşik Gerilme Oranı 0.51 TASARIM SÜNEKTİR. N.A.

91 74 Çizelge7.23. Eksenel yük etkisinde kolon taban levhası analizi Taşıma Gerilmesi f p = P/(W*L) = 484.3/(20*30) = 0.8 ksi (5.52 MPa) Taşıma Dayanımı F p =0.85*f c A 1 A 2 = 0.85* = 6.8 ksi (46.88 MPa) ACI Dayanım Faktörü Ω = 2.50 ACI Taşıma Dayanımı Oranı= fp Fp /Ω = /2.50 = 0.30 < 1.0 Kritik Kesit m=0.5*(l-0.95*d)=0.5*( *19.7)=5.6 in (142.2 mm) AISC-DG# Kritik Kesit n = 0.5*(W-0.80*b f ) = 0.5*( *11.3) = 5.5 in (139.7 mm) X = [ 4 d bf (d+bf ) 2 ] * Taşıma Oranı = [ ( ) 2 ] *0.30 = 0.27 AISC-DG# = 2 x = x = 0.57 n = 0.25 d. b f =0.25* = 3.7 in (93.98 mm) Kontrol Edilen Kesit k = Mak. (m, n, n ) =Mak. (5.6,5.5, 0.57*3.7)=5.6 in (142.2 mm) Levha Momenti M = f p * k 2 /2 = 0.8 *5.6 2 /2 = 12.8 kip.in/in (56.93 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = k 2 Omega fp fy = =1.54 in (39.1 mm) AISC-DG# Çizelge7.24. Moment etkisinde kolon taban levhası analizi Blodgett Yöntemi Eksantrisite e=m/p=-39.5*12/484.3= 1.0 in (25.4 mm) < L/6=30/3 = 5 in (127 mm) Maks. Taşıma Gerilmesi fp= P + 6 M = = 1.0 ksi (6.89 MPa) W L W L Min. Taşıma Gerilmesi = P 6 M = = 0.6 ksi (4.14 MPa) W L W L Kritik Kesitte Taşıma f p 1=fp-m/L*(fp-fp min )= /30*( )=0.9 ksi (6.21 MPa) Taşıma Nedeniyle Moment M b =f p 1*m 2 /2*(f p - f p 1)*m 2 /3 M b =0.9*5.6 2 /2*( )*5.6 2 /3=15.0 kip.in/in (66.72 kn.mm/mm) Levha Kalınlığı t = 4 Mc.Omega fy = =1.67 in (42.4 mm) AISC-DG# Çizelge7.25. Ankraj Tasarımı Bulon Malzemesi: A36 4 adet bulon, f ya = 36 ksi ( MPa), f uta = 58 ksi ( MPa) Ankraj bulon boyutu: Çap: 1 in (25.4 mm), Gömülme boyu: 20 in (508 mm) A se = 0.61 in² (394 mm²), A brg = 1.50 in² (968 mm²)

92 75 Çizelge Ankraj bulonlarında çekme analizi (ACI D.5) Çekme Kuvveti N = 0.0 kip ( 0.0 kn). Çekme Bulon Sayısı = 0 Tek Bir Bulona Gelen Kuvvet N i = 0.0 kip ( 0.0 kn) Çekmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı N sa = Ase * f uta = * 58= 35.1 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.00 ACI D.5.1 ACI Denk.(D-2) ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı= Ni = 0.00 Nsa /Ω 35.1/2.00 = 0.00 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Etkin Gömülme boyu h ef = Ca max /1.5=22.5/1.5=15 in (381 mm) ACI D Ankraj Grup Alanı A nc = (C a + C b1 )*(C a + S a + Cb 1 ) A nc = ( ) * ( ) = 2400 in 2 ( mm²) 2 Tek Bir Ankraj alanı A nco =9 h ef = 9*(15) 2 = 2025 in 2 ( mm²) Tek Bir Ankrajın Dayanımı N b =24 f c. h 1.5 ef = * =88.2 kip ( kn) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) ACI D Denk.(D-5) Denk.(D-6) ACI D Kenar Etki Faktörü Ψ ed= C a.min = * 17.5 = 0.93 ACI D ef Kırılma Faktörü Ψ cn = 1.25(servis yük seviyesinde çatlamamış beton) ACI D Kopma Dayanımı N cbg = A nc A nco Ψec Ψed Ψcn Nb Ncbg = = kip ( kn) Denk.(D-4) 2025 Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı= N = 0.00 Ncbg /Ω 121.9/2.14 = 0.00< 1.0 ACI D Kopma Dayanım Oran Kontrolü (0.00 < 0.00) Çekmedeki Ankrajlarda Beton Çekip Çıkarma Dayanımı Tek Bir Ankraj Dayanımı N p = 8 A brg f c = 8*1.5*4=48 kip( kn) Kırılma Faktörü Ψ cp =1.40 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Çekip Çıkarma Dayanımı N pn= Ψ cp N p = 1.40*48 = 67.2 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D ACI D.5.3 ACI Denk.(D-14) ACI D ACI Denk.(D-13) ACI D.4.3 Çekip Çıkarma Dayanım Oranı = N = 0.00 Npn /Ω 67.2/2.14 = 0.00 < 1.0 ACI D Çekmedeki Ankrajlarda Yan Yüzde Beton Kopma Dayanımı Yan Yüz Kopması N sbg = N.A. (Göm. < 2.5Ca.20<2.5*17.5=43.8) ACI D.5.4 ACI D Çekme Tasarım Oranı = N Nn /Ω = 0.00 < 1.0 ACI D.4.1.1

93 76 Çizelge7.27. Kesme analizi (ACI D.5) Bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır (Ankraj bulonları taban levhaya kaynaklanmamış) Kesme kuvveti V= 7.4 kip (32.92 kn). Tek bir bulona gelen kuvvet V i = 3.7 kip (16.46 kn) (bulonlar sadece tek tarafta çalışmaktadır). Kesmedeki Ankrajlarda Çelik Dayanımı Çelik Dayanımı V sa =0.6*A se *f uta * harç faktörü =0.6*0.61*58*0.8=16.9kip (75.17 kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.31 ACI D ACI D.4.3 Çelik Dayanım Oranı= Vi = 3.7 = 0.51 < 1.0 ACI D Vsa /Ω 16.9/2.31 Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kopma Dayanımı ACI D.5.2 Donatı Kullanılmamıştır Ankraj Grup Alanı A vc = (1.5*Ca 1 )*(Ca 2 + Sa + Cb) A vc = (1.5*17.5)*( ) = 1575 in 2 ( mm²) Tek Bir Ankraj alanı A vco =4.5*Ca 2 =4.5*(17.5) 2 = in 2 ( mm²) ACI D Denk.(D-32) Tek Bir Ankrajın Dayanımı V b = 7 fe da 0.2 da fc Ca 1.5 V b = 7* * = 41.7 kip ( kn) Denk.(D-33) Eksantrisite Faktörü Ψ ec = 1.00 (Eksantrik yük yok) Kenar Etki Faktörü Ψ ed = Ca 1.5 Cas = * = 0.96 Kırılma Faktörü Ψ cv = 1.4 (Servis yük seviyesinde çatlamamış beton) Kalınlık Faktörü Ψ hv = 1.0 ACI D ACI D ACI D ACI D Kopma Dayanımı V cbg = Avc Ψec Ψed Ψcv Ψv Vb Avco V cbg = = 63.8 kip ( kn) Denk.(D-31) Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D.4.3 Kopma Dayanım Oranı= V = 7.4 = 0.25 < 1.0 ACI D Vcbg /Ω 68.8/2.14 Kopma Dayanım Oranı Kontrolü (0.25 <0.51) ACI D Kesmedeki Ankrajlarda Beton Kaldıraç Dayanımı Kıldıraç DayanımıV cpg =2.0*Vcbg=2.0*63.8=243.9 kip ( kn) Dayanım Faktörü Ω = 2.14 ACI D ACI D.4.3 Kaldıraç Dayanımı Oranı = V = 7.4 = 0.07 < 1.0 ACI D Vcpg /Ω 243.9/2.14 Kesme Tasarım Oranı = V Vn /Ω = 0.51 < 1.0 ACI D.4.1.1

94 77 Çizelge Çekme -kesme etkileşimi Birleşik Gerilme Oranı = [(çekme oranı) (kesme oranı ) 1.67 ] 0.6 Birleşik Gerilme Oranı = [ ] 0.6 = 0.51 < 1.0 ACI RD.7 Ankraj Tasarımı Sünektir. ġekil Taban levhası altında meydana gelen gerilme dağılımı

95 78 ġekil Çekme etkisindeki alan ġekil Kesme etkisindeki alan

96 79 8. KOLON TABAN LEVHASININ SONLU ELEMAN YÖNTEMĠ ĠLE ANALĠZĠ Bu bölümde sanayi yapısı ve 6 katlı bina için AISC Design Guide 1'e göre boyutları belirlenen ve kontrolü yapılan çelik kolon taban levha bağlantılarının sonlu eleman yöntemi ile RFEM 5.05 programında picard iterasyon yöntemine göre nonlineer analizi gerçekleştirilmiştir. RFEM 5.05 programı çelik, beton, ahşap ve cam yapılarda iki veya üç boyutlu sonlu eleman analizi ve farklı yönetmeliklere göre tasarım yapılabilen bir yapısal analiz programıdır (Dlubal-company 2015). Bu tez çalışmasında, boyutları ve detayları belirlenmiş olan kolon taban levha bağlantılarının analizi öncelikle mevcut yükler etkisinde, kolon kesit tipleri değiştirilerek (I profil, kutu ve boru profil kesitleri kullanılarak), kolon taban levha bağlantısına kaynakla bağlanmış nervürler eklenerek ve levha kalınlığı yönetmeliğe göre bulunan kalınlıktan daha az 1 in (25.4 mm) olarak alınarak aynı yük etkisi altında RFEM 5.05 programında sonlu eleman analizi yapılmıştır. Sanayi yapısı ve binanın statik analizinde yeterli sonuçlar veren kolon kesitleri seçilmiştir. Analiz için kolon yüksekliği (39.37 in) 1000 mm alınmıştır. Programda beton blok winkler tipi zemin olarak modellenmiş ve bulonlar rijit olarak tanıtılmıştır. Analizde öncelikle bir diğer ismi de şekil değiştirme enerjisi hepotezi olan Von Mises gerilmeleri ve buna ilave olarak Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları belirlenmiştir. Von Mises gerilmesi, gerilme değerinin malzemenin akma gerilmesinden büyük olması durumunda o noktada akma meydana geldiğini gösteren gerilmedir. Rankine gerilmesine göre herhangi bir noktadaki asal gerilme değeri, malzemenin çekme veya basınçtaki kırılma mukavemetini geçmesi durumunda, malzemenin o noktasında kırılma meydana gelmektedir. Tresca gerilmesine göre, herhangi bir noktadaki maksimum kayma gerilmesi, basit çekme halinde akma sınırındaki kayma gerilmesine eşit veya büyük olduğunda malzemede akma meydana gelmektedir (Beer ve ark 2009). Bach gerilmesi ise göçmenin büyük şekil değiştirme yönünde oluştuğunu göstermektedir (Dlubal-company 2013). Von Mises gerilmesi çelik yapılarda yaygın olarak kullanıldığı ve daha iyi sonuçlar gösterdiği için esas alınmıştır. Sanayi yapısı ve binada öncelikle I profili kolon tipi kullanılmış, daha sonra seçilmiş olan I profili ve taban levha boyutuna uygun, yapısal analizde yeterli sonuçlar veren kutu ve boru kesitli profiller seçilmiştir. Programda taban levhasının boyutları ve malzemesi ile temel mesnet tipi tanımlanmış, daha sonra kolon kesiti ve malzemesi seçilmiştir. Daha sonra ankraj bulonlarının boşluk boyutları girilmiş ve mesnetler rijit olarak tanıtılmıştır. Programda kolon kesitlerinin üstü rijit bir levhayla kapatılmakta ve

97 80 yükler rijit levhanın merkezinden yüklenmektedir. Non lineer sonlu elemanlar analizi yapabilmek için kolon taban levhası birleşimindeki bütün elemanlara ve kolona mesh atanmıştır. Gerilme yığılmasının olmasının beklendiği kritik bölgelerde; ankraj bulonu boşlukları civarında ve eklenen rijitleştirici levhaların (nervürlerin) kenarında mesh sayısı artırılmıştır. Daha sonra yükler seçilerek non lineer analiz picard iterasyon yöntemi ile yapılmıştır. 8.1 Sanayi Yapısında Kolon-Taban Levhası BirleĢiminde Analiz Bölüm 6'da boyutları ve detayları belirlenmiş olan açıkta çelik kolon-taban levhası bağlantılarının RFEM 5.05 programında sonlu eleman yöntemi ile analizi gerçekleştirilmiştir. Sanayi yapısında 5 farklı tipte kolon-taban levha bağlantısı için analiz yapılmıştır. Öncelikle sanayi yapısı kolonunda kullanılan I profili ile kolon taban levha bağlantısının nonlineer analizi picard yöntemine göre gerçekleştirilmiş, daha sonra taban levha kalınlığı azaltılarak, mevcut kolon-taban levhası birleşim bölgesinde nervürler eklenerek, kolon kesit tipi kutu ve boru profil şeklinde değiştirilerek aynı yükler altında analiz yapılmıştır. Kolon taban levha bağlantısında eksenel yük olarak SAP 2000 programından LRFD yönteminin en büyük yükü veren kombinasyonuna göre belirlenmiş olan 40 kip ( kn) alınmış, yatay yük olarak ise kip (100 kn), kip (200 kn), kip (300 kn) ve kip (400 kn) yük için analiz yapılmıştır. Programda bulonlar rijit olarak tanıtılmış ve sonlu eleman yöntemiyle nonlineer analiz yapılmıştır I profili kolon- taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x119 olan sanayi yapısının kolon ayağında taban levha boyutları 30x25 in (762x635 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak alınmış ve 1 1/4 in (31.75 mm) çapında altı adet bulon kullanılmıştır. 1 1/4 in (31.75 mm) çapında bulon için boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c = 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.1, 8.2, 8.3 ve 8.4ʼte görülmektedir. Şekil 8.5, 8.6, 8.7 ve 8.8'de bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri

98 81 verilmiştir. Şekil 8.9ʼda ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir. a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil 8.1. Maksimum Von Mises gerilmesi

99 82 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil 8.2. Maksimum Rankine gerilmesi

100 83 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil 8.3. Maksimum Tresca gerilmesi

101 84 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil 8.4. Maksimum Bach gerilmesi

102 85 ġekil 8.5. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil 8.6. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

103 86 ġekil 8.7. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil 8.8. Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

104 87 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerindevon Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

105 I profili kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x119 olan sanayi yapısının kolon ayağında taban levha boyutları 30x25 in (762x635 mm) olarak alınmış ve 1 1/4 in (31.75 mm) çapında altı adet bulon kullanılmıştır. 1 1/4 in (31.75 mm) çapında bulon için boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 Mpa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Burada AISC yönetmeliğine göre 2 in (50.8 mm) olarak hesaplanan taban levha kalınlığından daha az kalınlıkta olmak üzere 1 in (25.4 mm) levha kalınlığı kullanılmıştır. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.10, 8.11, 8.12 ve 8.13ʼte görülmektedir. Şekil 8.14, 8.15, 8.16 ve 8.17'de bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.18'de ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

106 89 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

107 90 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn ) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

108 91 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

109 92 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

110 93 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

111 94 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

112 95 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

113 I kesitli kolon kullanarak rijitleģtirilmiģ kolon taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x119 olan sanayi yapısının kolon ayağında taban levha boyutları 30x25 in (762x635 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak alınmış ve 1 1/4 in (31.75 mm) çapında altı adet bulon kullanılmıştır. 1 1/4 in (31.75mm) çapında bulon için boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c = 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Burada yüksekliği in (300 mm), kalınlığı in (20 mm) olan nervürler kolona ve taban levhasına kaynakla birleştirilmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.19, 8.20, 8.21 ve 8.22ʼde görülmektedir. Şekil 8.23,8.24,8.25 ve 8.26'da bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.27'de ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

114 97 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

115 98 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

116 99 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

117 100 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

118 101 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

119 102 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

120 103 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

121 Kutu kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Burada kolon kesiti olarak I kesit yerine, HSS /8 kutu kesitli profil kullanılmıştır. Sanayi yapısı için Bölüm 6ʼda belirlenen taban levha boyutları 30x25 in (762x635 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olan taban levhasının aynısı alınmış ve 1 1/4 in (31.75 mm) çapında altı adet bulon kullanılmıştır. 1 1/4 in (31.75 mm) bulon için boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.28, 8.29, 8.30 ve 8.31'de görülmektedir. Şekil 8.32, 8.33, 8.34 ve 8.35'te bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.36'da ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

122 105 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmes

123 106 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

124 107 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn ) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

125 108 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

126 109 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

127 110 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

128 111 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

129 Boru kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Burada kolon kesiti olarak I kesit yerine, HSS boru kesitli profil kullanılmıştır. Sanayi yapısı için Bölüm 6 ʼda bulunan taban levha boyutları 30x25 in (762x635 mm ) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olan taban levhanın aynısı alınmış ve 1 1/4 in (31.75 mm) çapında altı adet bulon kullanılmıştır. 1 1/4 in (31.75 mm) bulon için boşluk çapı 2 1/16 in (52.4 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.37, 8.38, 8.39 ve 8.40'ta görülmektedir. Şekil 8.41,8.42,8.43 ve 8.44'te bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.45'te ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

130 113 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

131 114 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

132 115 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

133 116 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) Eksenel yük =40 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) Eksenel yük = 40 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

134 117 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

135 118 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

136 119 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları Çizelge 8.1ʼde tüm kolon-taban levhası bağlantı tipleri için yapılan analizler sonucunda 100 kn yük kademesi için gözlenen gerilme dağılımlarının ve kolon üst ucu yatay deplasman değerlerinin karşılaştırması yapılmıştır. Diğer yük kademeleri için yapılan analizlerde, özellikle taban levhası üzerinde 100 kn yük kademesinde elde edilen gerilme dağılımlarının devam ettiği ve gerilme ve deplasman değerlerinin artış gösterdiği gözlenmiştir. Çizelgedeki değerlere göre en iyi davranış rijitleştirici levhalı bağlantıda, en istenmeyen davranış levha kalınlığının 1 in (25.4 mm) olduğu bağlantıda elde edilmiştir.

137 120 Çizelge 8.1. Sanayi yapısında kullanılan kolon taban levha tiplerinin karşılaştırılması Kolon taban levha bağlantı tipleri * W18x119 kolon + taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) W18x119 kolon+ taban levha kalınlığı=1 in (25.4 mm) W18x119 kolon+ rijitleģtirici nervür+ taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) HSS 16x16x5/8 kolon+ taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) HSS 12.75x0.50 kolon + taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) Deplasmanlar 5.3 mm 25.9 mm 3.2 mm 6.6 mm 13.2 mm Deplasman oranları Maks. Von Mises gerilmeleri (100 kn) Gerilme oranları Kolonda oluģan gerilme dağılımı MPa MPa MPa MPa MPa Kolon alt ucunda ve Gerilme Kolon alt Kolon alt taban dağılımı Kolon alt ucunda ve kolon ucunda ve levhasıyla nervürlerin ucunda az başlıkları başlıklar bağlantı üstünde küçük miktarda hizasında hizasında daha bölgesinde bir bölgede dağılım dağılım az dağılım kolon oluşmakta kenarları boyunca Levha üzerinde oluģan gerilme dağılımı Kolon başlıklarında ve bulon etrafında dağılımlar orta derecede Kolon başlıklarında ve bulon etrafında dağılımlar az derecede Gerilmeler daha çok bulon etrafında yayılı Levha üzerinde daha çok yayılı gerilme dağılımı Levha üzerinde çok fazla yayılı gerilme dağılımı * Referans alınan kolon taban levha bağlantısı

138 Altı Katlı Bina Kolon-Taban Levhası BirleĢiminde Analiz Bölüm 6'da boyutları ve detayları belirlenmiş olan açıkta çelik kolon-taban levhası bağlantılarının RFEM 5.05 programında sonlu eleman yöntemi ile analizi gerçekleştirilmiştir. 6 katli binada 5 farklı tipte kolon-taban levha bağlantısı için analiz yapılmıştır. Öncelikle 6 katlı bina zemin kat kolonunda kullanılan I profili ile kolon taban levha bağlantısının nonlineer analizi picard yöntemine göre gerçekleştirilmiş, daha sonra taban levha kalınlığı azaltılarak, mevcut kolon-taban levhası birleşim bölgesinde nervürler eklenerek, kolon kesit tipi kutu ve boru profil şeklinde değiştirilerek aynı yükler altında analiz yapılmıştır. Kolon taban levha bağlantısında eksenel yük olarak SAP 2000 programından LRFD yönteminin en büyük yükü veren kombinasyonuna göre belirlenmiş olan 495 kip ( kn) alınmış, yatay yük olarak ise kip (100 kn), kip (200 kn), kip (300 kn) ve kip (400 kn) yük için analiz yapılmıştır. Programda bulonlar rijit olarak tanıtılmış ve sonlu eleman yöntemiyle nonlineer analiz yapılmıştır I profil kullanarak kolon-taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x158 olan binanın kolon ayağında taban levha boyutları 30x20 in (762x508 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak alınmış ve 1 in (25.4 mm) çapında dört adet bulon kullanılmıştır. 1 in (25.4 mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c = 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.46, 8.47, 8.48 ve 8.49'da görülmektedir. Şekil 8.50, 8.51, 8.52 ve 8.53'te bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.54'te ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

139 122 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

140 123 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

141 124 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

142 125 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

143 126 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

144 127 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

145 128 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

146 I profili kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x158 olan binanın kolon ayağında taban levha boyutları 30x20 in (762x508 mm) olarak alınmış ve 1 in (25.4 mm) çapında dört adet bulon kullanılmıştır. 1 in (25.4 mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 Mpa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Burada AISC yönetmeliğine göre 2 in (50.8 mm) olarak hesaplanan taban levha kalınlığından daha az kalınlıkta olmak üzere 1 in (25.4 mm) levha kalınlığı kullanılmıştır. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.55, 8.56, 8.57 ve 8.58'de görülmektedir. Şekil 8.59, 8.60, 8.61 ve 8.62'de bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.63'te ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

147 130 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

148 131 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

149 132 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

150 133 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

151 134 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

152 135 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

153 136 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

154 I kesitli kolon kullanarak rijitleģtirilmiģ kolon taban levha bağlantısında analiz Kolon kesiti, W18x158 olan binanın kolon ayağında taban levha boyutları 30x20 in (762x508 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olarak alınmış ve 1 in (25.4 mm) çapında dört adet bulon kullanılmıştır. 1 in (25.4 mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c = 4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Burada yüksekliği in (300 mm), kalınlığı in (20 mm) olan nervürler kolona ve taban levhasına kaynakla birleştirilmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.64, 8.65, 8.66 ve 8.67'de görülmektedir. Şekil 8.68, 8.69, 8.70 ve 8.71'de bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.72'de ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

155 138 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

156 139 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

157 140 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

158 141 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

159 142 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

160 143 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

161 144 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

162 Kutu kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Burada kolon kesiti olarak I kesit yerine, HSS /8 kutu kesitli profil kullanılmıştır. Bina için Bölüm 6ʼda belirlenen taban levha boyutları 30x20 in (762x508 mm) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olan taban levhasının aynısı alınmış ve 1 in (25.4 mm) çapında dört adet bulon kullanılmıştır. 1 in (25.4 mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.73, 8.74, 8.75 ve 8.76'da görülmektedir. Şekil 8.77, 8.78, 8.79 ve 8.80'de bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.81'de ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

163 146 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

164 147 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

165 148 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

166 149 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

167 150 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

168 151 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

169 152 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları

170 Boru kesitli kolon kullanarak kolon taban levha bağlantısında analiz Burada kolon kesiti olarak I kesit yerine, HSS boru kesitli profil kullanılmıştır. Bina için Bölüm 6 ʼda bulunan taban levha boyutları 30x20 in (762x508 mm ) ve kalınlığı 2 in (50.8 mm) olan taban levhasının aynısı alınmış ve 1 in (25.4 mm) çapında dört adet bulon kullanılmıştır. 1 in (25.4 mm) çapında bulon için boşluk çapı 1 13/16 in (46.0 mm)'dir. Çelik malzemesi ise (Grade 36) Fy = 36 ksi (244.8 MPa), beton blok basınç dayanımı f c =4 ksi (27.2 MPa) olarak belirlenmiştir. Analiz sonucunda 4 farklı yatay yük değeri için elde edilen Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilmeleri Şekil 8.82, 8.83, 8.84 ve 8.85'te görülmektedir. Şekil 8.86, 8.87, 8.88 ve 8.89'da bu dört farklı tipteki gerilmenin taban levhasındaki dağılımı ve gerilme değerleri verilmiştir. Şekil 8.90'da ise 400 kn ( kip) yatay yük değerine göre kolon taban levha bağlantısında dört tip gerilme dağılımı gösterilmektedir.

171 154 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Von Mises gerilmesi

172 155 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Rankine gerilmesi

173 156 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Tresca gerilmesi

174 157 a) Yatay yük = kip (100 kn) b) Yatay yük = kip (200 kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) Eksenel yük =495 kip ( kn) c) Yatay yük = kip (300 kn) d) Yatay yük = kip (400 kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) Eksenel yük = 495 kip ( kn) ġekil Maksimum Bach gerilmesi

175 158 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 100 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 200 kn)

176 159 ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 300 kn) ġekil Taban levhasındaki gerilme dağılımları (Yatay yük 400 kn)

177 160 a) Von Mises gerilmesi b) Rankine gerilmesi c) Tresca gerilmesi d) Bach gerilmesi ġekil kn yatay yük değerinde Von Mises, Rankine, Tresca ve Bach gerilme dağılımları Çizelge 8.2ʼde tüm kolon-taban levhası bağlantı tipleri için yapılan analizler sonucunda 100 kn yük kademesi için gözlenen gerilme dağılımlarının ve kolon üst ucu yatay deplasman değerlerinin karşılaştırması yapılmıştır. Diğer yük kademeleri için yapılan analizlerde, özellikle taban levhası üzerinde 100 kn yük kademesinde elde edilen gerilme dağılımlarının devam ettiği ve gerilme ve deplasman değerlerinin artış gösterdiği gözlenmiştir. Çizelgedeki değerlere göre en iyi davranış rijitleştirici levhalı bağlantıda, en istenmeyen davranış levha kalınlığının 1 in (25.4 mm) olduğu bağlantıda elde edilmiştir. Binada büyük eksenel yük olmasından dolayı kolon taban levha

178 161 bağlantısındaki gerilme değerlerinin sanayi yapısındaki değerlere göre daha büyük olduğu gözlenmiştir. Çizelge 8.2. Binada kullanılan kolon taban levha tiplerinin karşılaştırılması Kolon taban levha bağlantı tipleri * W18x158 kolon + taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) W18x158 kolon+ taban levha kalınlığı=1 in (25.4 mm) W18x158 kolon+ rijitleģtirici nervür+ taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) HSS 12x12x5/8 kolon+ taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) HSS 12.75x0.50 kolon + taban levha kalınlığı=2 in (50.8 mm) Deplasmanlar 8.1 mm mm 4.4 mm 14.8 mm 25.1 mm Deplesman oranları Maks. Von Mises gerilmeleri (100 kn) Gerilme oranları Kolonda oluģan gerilme dağılımı Levha üzerinde oluģan gerilme dağılımı MPa MPa MPa MPa MPa Kolon alt ucunda ve kolon başlıkları hizasında dağılım Kolon başlıklarında ve bulon etrafında dağılımlar orta derecede Kolon alt ucunda ve başlıklar hizasında daha az dağılım Kolon başlıklarında ve bulon etrafında dağılımlar az derecede Gerilme dağılımı nervürlerin üstünde çok küçük bir bölgede oluşmakta Gerilmeler bulon etrafında az bir alana yayılı Kolon alt ucunda ve taban levhasıyla bağlantı bölgesinde kolon kenarları boyunca Levha üzerinde daha çok yayılı gerilme dağılımı Kolon alt ucunda az miktarda dağılım Levha üzerinde çok fazla yayılı gerilme dağılımı * Referans alınan kolon taban levha bağlantısı

179 162 Çizelge 8.3, 8.4, 8.5 ve 8.6 ʼda beş farklı bağlantı tipi için yapılan analiz sonuncundan alınan taban levhada Von Mises gerilme dağılmı sanayi yapısı ve binada dört farklı yatay yük durumu için gösterilmiştir. Sanayi yapısında taban levhasında daha çok gerilme oluşmaktadır. Yatay yü k artıkça gerilme değerleri artmakta ve binada sanayi yapısına göre çok büyük gerilme değerleri elde edilmektedir. Çizelge 8.3. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük=100 kn) Kolon tipi I profil Sanayi yapısı Bina I profil kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm)

180 163 Rijitleştirilmi -ş kolon taban levha Çizelge 8.3. (Devam). Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük=100 kn) Kutu profil Boru profil

181 164 Çizelge 8.4. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük= 200 kn) Kolon tipi Sanayi yapısı Yapı türü Bina I profil I profil kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) Rijitleştirilmi -ş kolon taban levha

182 165 Kutu profil Çizelge 8.4. (Devam). Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük= 200 kn) Boru profil Çizelge 8.5. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük= 300 kn) Kolon tipi Sanayi yapısı Yapı türü Bina I profil

183 166 Çizelge 8.5. (Devam). Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük= 300 kn) I profil kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) Rijitleştirilmi -ş kolon taban levha Kutu profil Boru profil

184 167 Çizelge 8.6. Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =400 kn) Kolon tipi Sanayi yapısı Yapı türü Bina I profıl I profil kolon ve taban levha kalınlığı 1 in (25.4mm) Rijitleştirilmi -ş kolon taban levha

185 168 Çizelge 8.6. (Deavm). Sanayi yapısı ve bina kolon-taban levhası birleşiminde Von Mises gerilmelerinin karşılaştırılması (Yatay yük =400 kn) Kutu profil Boru profil

186 KOLON TABAN LEVHA BĠRLEġĠMĠ UYGULAMALARINDA GÖZLENEN HATALAR Bu bölümde, sanayi yapılarında kullanılan kolon taban levha uygulamalarında ve uygulamada sıklıkla kullanılan çelik taşıyıcı sisteme sahip yaya üst geçitlerinde, ankastre direklerde (trafik veya reklam tabelası taşıyan kolonlar) yapılan hatalardan örnekler sunulmuştur. Bu tip yapılarda genellikle kolon ayağı tipi olarak açıkta kolon taban levhası uygulanmaktadır. Çoğu uygulamada, üst yapıdan gelen yüklerin temel beton bloğuna düzgün yayılmasını sağlayacak olan harç tabakasının olmadığı görülmektedir. Sanayi yapılarında kullanılan kolon-taban levha bağlantısı ve detaylarının tasarımı AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1 (2010)'a göre, belirtilen diğer yapılardaki kolon taban levha bağlantılarının tasarımı AASHTO (American Association of State Highway and Transportation Officials, 2010) standardına göre yapılabilmektedir. Şekil 9.1 ile 9.4 arasında sanayi yapılarında kullanılmış olan açıkta kolon taban levhaları örnekleri görülmektedir. Şekil 9.1'de beton blok üzerine direk yerleştirilmiş bir kolon taban levhası ve uzun bulonlar görülmektedir. Burada, tezde incelenen yönetmeliğe göre gerekli harç tabakası bulunmamaktadır. Ayrıca ankraj bulonlarının taban levhası üzerinde çok uzun bırakılmış olduğu görülmektedir. AISC Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1(2010)'da, ankraj bulonlarının boşta kısmının uzun bırakılması durumunda, bulonun çekme dayanımını elde edebilmek için belirlenen gömme miktarının yeterli olmayacağı belirtilmektedir.

187 170 ġekil 9.1. Beton blok üzerine direk yerleştirilmiş bir kolon taban levhası ve uzun bulonlar Şekil 9.2 ʼde bu uygulamada taban levhasının simetrik olarak yerleştirilmemiş olması, ankraj bulonlarının simetrik olmaması, nervürlerin kolon başlıkları hizasında olmaması gibi pek çok hatanın yapıldığı bir kolon-taban levha bağlantısı görülmektedir. ġekil 9.2. Taban levhasının simetrik olarak yerleştirilmemiş olması

188 171 Şekil 9.3 ʼte bulonların çok uzun olduğu görülmektedir. ġekil 9.3. Ankraj bulonlarının dışta kalan bölümlerinin çok uzun olduğu görülmektedir Şekil 9.4 ʼte görülen kolon taban levhası uygulamasında ise sadece bir doğrultuda kolon kesitinin dışında taban levhası bulunmaktadır. ġekil 9.4. Kolon taban levhası uygulamasında sadece bir doğrultuda kolon kesitinin dışında taban levhası bulunması durumu

189 172 Kolon taban levha birleşimi için kullanılan temel beton bloğunun kalitesinin iyi olması gerekmektedir, aksi halde betonda çatlamalar meydana gelebileceğinden üst yapıya zarar verebilmektedir. Şekil 9.5ʼte beton dökününde segregasyonun meydana geldiği bir temel beton bloğuna mesnetlenmiş ve taban levhasında kalkmanın meydana geldiği bir kolon ayağı görülmektedir. Şekil 9.6'da beton bloğunda kullanılan donatının paspayının yetersiz olmasından dolayı donatının korozyona uğradığı ve temel beton bloğunun hasar gördüğü bir çelik kolon ayağı görülmektedir. ġekil 9.5. Temeldeki betonun iyi olmaması ve taban levhasında kalkma

190 173 ġekil 9.6. Donatının korozyona uğramasından dolayı hasar görmüş bir temel beton bloğu Kolon taban levha birleşiminde beton döküm işleminden önce ankraj bulonlarının sabitlenmesi için çelik destek kullanılmaktadır. Bu desteklerin temel betonunun dökümünden sonra yerinde bırakılmaması gerekmektedir, ancak Şekil 9.7'de çelik kalıp, taban levhasının yerleştirilmesinden sonra yerinde bırakılmıştır. ġekil 9.7. Taban levhası yerleşimindean sonra yerinde bırakılmış çelik destek Çelik kolon taban levha birleşiminin yükü temele düzgün aktarması için taban levhası ve temel beton bloğu arasında harç tabakası yer alması gerekmektedir. Şekil 9.8ʼde taban levhası ve temel beton bloğu arasında harç tabakasının olmadığı açık bir

191 174 şekilde görülmektedir. Şekil 9.9'da ise taban levhası ile beton blok bağlantısı dört adet levhaya kaynaklanarak sağlanmıştır. ġekil 9.8. Taban levha ve temel arasında harç tabakasının yer almaması ġekil 9.9. Taban levhası temel bağlantısında levhaya kaynaklanmış dört adet küçük levha

192 175 Taban levhasının zaman içinde korozyona uğramasından veya kalınlığının yeterli gelmemesinden kaynaklanan ezilme nedeniyle levhanın kalkmaması için Şekil 9.10ʼda gösterildiği gibi levhaya değişik elemanlar kaynaklanmıştır. ġekil Levhaya değişik elemanlar kaynaklanmış Şekil 9.11ʼde gösterilen taban levhasındaki, ankraj bulonundan levha dış kenarına olan boşluk, kolon-taban levha birleşimi büyük yüklere maruz kaldığında bulonun işlev görememesine neden olabilmektedir. Taban levhasında ankraj bulonunun levha dış kenarına yetersiz mesafede yerleştirilmesi ve gereksiz boşluk bırakılması bulonun levhadan ayrılmasına neden olabilmektedir.

193 176 ġekil Taban levhasında ankraj bulonun levha dış kenarına yetersiz mesafede yerleştirilmesi Uygulamada yapılan hatalardan biri de bulonlarda gereksiz yere fazla bırakılan boşlukları doldurmak için düzensiz şekilde ek levhaların rondela gibi kullanılmasıdır. Şekil 9.12ʼde daha önce yerleştirilmiş olan kolon taban levhasının üzerine başka bir kolon taban levhası getirilerek önceki kolon taban levhasına bulonlarla bağlanmıştır. Bulonların sadece ikisinde kalan boşluğu doldurmak için düzensiz bir şekilde ilave ek levha kullanılmıştır. Bu şekilde kolon taban levhasının yetersiz kalınlık nedeniyle eğildiği görülmektedir. ġekil Mevcut bir taban levhası üzerine kolon taban levha birleşimi Şekil 9.13ʼte ise çok düzensiz ankraj bulonu bağlantılarına sahip bir kolon temel birleşim detayı verilmiştir. Burada çelik kolon taban levhasının kalınlığının yeterli

194 177 olmadığı levhada ortaya çıkan deformasyondan açıkça görülmektedir. Ayrıca beton temel bloğu da deformasyona uğramıştır. ġekil Bulonla uzun ve değişik levhalarla bağlanmış kolon taban levhası Şekil 9.14 ve 9.15 ʼde uzun ve kısa ankraj bulonu görülmektedir. AISC; Base Plate and Anchor Rod Design Guide 1 ʼe göre ankraj bulonu uzun ise gerekli çekme dayanımını sağlamak için gömme miktarı yeterli olmayacaktır, ankraj bulonu kısa olduğunda ise bulon çıkıntısı temel altında kalabilmektedir (Fisher ve Kloiber 2010). ġekil Uzun ankraj bulonu

195 178 ġekil Kısa ankraj bulonu Kolon taban levha uygulamasında öncelikle ankraj bulonları yerleştirilmektedir. Ankraj bulonlarını yerleştirirken kaldırım seviyesini de göz önünde bulundurmak gerekmektedir, Şekil 9.16 ʼda kolon taban levha birleşimi kaldırım seviyesinin altında kalmakta ve bulonların kısa olduğu görülmektedir. ġekil Kaldırım seviyesinin altında kolon taban levha birleşimi