KULLANILMIŞ ARABA LASTİĞİ İLE ARD GERME UYGULAYARAK YIĞMA DUVARLARIN DÜZLEM DIŞI DAYANIMIN İYİLEŞTİRİLMESİ

KULLANILMIŞ ARABA LASTİĞİ İLE ARD GERME UYGULAYARAK YIĞMA DUVARLARIN DÜZLEM DIŞI DAYANIMIN İYİLEŞTİRİLMESİ Ahmet TÜRER 1, Mustafa GÖLALMIŞ 1 aturer@metu.edu.tr, mgolalmis@hotmail.com Öz: 2000 yılına ait Devlet İstatistik Enstitüsü verilerine göre, Türkiye konut stokunun yaklaşık %50 si yığma binalardan oluşmaktadır. Bu binalar genellikle, briket, tuğla, kerpiç ve taş gibi malzemeler kullanılarak inşa edilmektedir. Bu evlerde çoğunlukla gelir düzeyleri ve eğitim seviyeleri düşük aileler oturmaktadır. Kışları evlerinin içi sıcak, yazları da serin olması amacıyla, bu evlerin üzerleri ağır çatılar ile kapatılmaktadır. Yüksek kütleli çatılar ataletleri sebebiyle deprem sırasında duvarlara yüksek yanal yükler uygulamakta ve yapının ani bir biçimde yıkılmasına neden olmaktadır. Hali hazırda bulunan güçlendirme teknikleri çoğunlukla karmaşık ve maliyetinin dar gelirli ev sakinleri tarafından karşılanması güçtür. Bu çalışmanın amacı, kullanılmış araba lastiği ile ard-germe uygulayarak, uygulanabilirliği kolay ve maliyeti düşük, yığma ev duvarları için alternatif bir güçlendirme tekniği geliştirmektir. Yığma duvarların düzlem dışı dayanımını arttırmak için tuğla ve briketten örülmüş yaklaşık 1 m eninde 2,6 m yüksekliğinde şerit duvarlar üzerinde düzlem dışı yükleme deneyleri yapılmıştır. Basit mesnetli, ortasında en yüksek sabit moment alana sabit, deney düzeneği ile güçlendirmeden ve güçlendirdikten sonra yapılan deneylerde, düzlem dışı yük dayanımında tuğla duvarda yaklaşık 8,5 kat, briket duvarda ise yaklaşık 4 kat artış gözlendi. Bunun yanında, duvarların süneklik ve enerji sönümleme kapasitelerinde de artış görüldü. (188) Anahtar Kelimeler: Ard-germe, Lastik, Düzlem Dışı, Yığma Giriş Devlet İstatistik Enstitüsü (DİE-2000) sonuçlarına göre, Türkiye yapı stokunun %51 yığma yapılardan oluşmaktadır (21% tuğla, %11 briket, %9 taş ve %10 diğer yığma yapılar). Yığma yapıların büyük bir kısmı herhangi bir mühendislik hizmeti görmeden, bina sakinleri tarafından yapılmışlardır ve depreme karşı kırılgan ve zayıftırlar. Toprak damlı yığma evlerin çatıları büyük kütleye sahiptir. Bu tür çatılar çoğunlukla kütüklerin iki paralel duvara basmasıyla taşınır ve deprem anında yığma bina duvarlarının özellikle zayıf oldukları düzlem dışı yönde oluşturdukları büyük yatay kuvvetler duvarların yıkılmalarına sebep olur. Yığma bina duvarlarının eğilme kapasiteleri, duvar yapımında kullanılan malzemelerin düşük çekme dayanımı ve gevrek yapısı sebebiyle düşüktür. Bu da, yığma evlerin deprem anında enerji sönümleme kapasitelerinin düşük olmasına ve binaların ani bir biçimde yıkılmasına sebep olmaktadır. Bu çalışmada, hem atık araba lastiklerinin geri dönüşümüne katkı sağlamak hem de yığma bina duvarlarının düzlem dışı dayanımlarını ucuz yöntemle arttırmak amacıyla, kullanılmış araba lastiği ile ard-germe deneyleri yapıldı. Bu deneylerde, birer adet 1:1 ölçekli tuğla ve briket şerit duvar düzlem dışı eğilme deneyi yapıldı. Ard-germe ile yapılan güçlendirme çalışmaları analitik olarak da çalışıldı. Yığma duvar yapımında kullanılan, tuğla, briket, harç ve taş gibi malzemelerin çekme dayanım kapasiteleri, basınç kapasitelerine göre çok düşüktür. Araba lastiği ile duvar üzerine uygulanan ard-germe kuvveti, çekme gerilmelerini basınç altında azaltarak eğilme kapasitesini arttırması beklenir. Betonarme sokak lambası, geniş açıklıklı köprü kirişleri, döşemeler ve bunun gibi inşaat mühendisliği yapılarında kullanılan ard-germe tekniğinin benzer şekilde yığma duvarlarda da uygulanması çalışmanın teorik zeminin oluşturmaktadır. Ard-germe üzerine betonarme yapılar için çok sayıda başarılı çalışma olmasına rağmen, yığma duvarlar üzerinde literatürde az sayıda çalışma mevcuttur (VSL report series-2). 1 Orta Doğu Teknik Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, 06531 Ankara 1023

2. Deneyler Deneyler, ODTÜ İnşaat Mühendisliği Yapı Mekaniği Laboratuvarında yapılmıştır. Yapılan deneyler, malzeme ve duvar deneyleri olarak iki başlık altında incelenmiştir. 2.1 Malzeme Deneyleri Malzeme deneyleri araba lastiğinin çekme deneyleri ve yapı malzemelerinin (tuğla, briket ve harç) basınç deneyleri olarak iki kısımdan oluşmaktadır. 2.1.1 Çekme Deneyleri Ard-germede kullanılacak olan, Kullanılmış Lastik Halkası (KLH), kullanılmış oto lastiğinin, iki yanında bulunan yanakların bıçak ile kesilip çıkarılmasıyla elde edilmektedir (Şekil 1). Bıçak ile kesip çıkartma işlemi, lastiğin yanak bölgesinde çelik hasır bulunmaması sebebiyle el ile yapılabilmektedir. Çekme dayanım deneyleri tek KLH ve bağlantılı çift KLH-zinciri deneyleri olmak üzere iki aşamadan gerçekleşti. Birinci aşamada, 9 farklı lastik markasına ait, toplam 17 adet tek KLH deneyi yapıldı. Bu deney sonuçlarına göre, bir KLH ın ortalama çekme dayanım kapasitesi yaklaşık 133 kn, standart sapması ise 32,1 kn olarak hesaplandı. Ölçülen en düşük çekme dayanımı 90 kn, en yüksek çekme dayanımı ise 190 kn olarak ölçüldü. Şekil 1. (a) Kullanılmış Lasitk, (b) Lastik Yanakları (c) Kullanılmış Lastik Halkası (KLH) Bir adet KLH nin boyu, duvar üzerine ard-germe kuvvetini uygulamak için yeterli uzunlukta değildir. Bu nedenle, yığma duvar üzerine uygun ard-germe kuvvetini uygulamak için, KLH leri birbirlerine bağlayacak bağlantı parçası gerekmektedir. Bağlantı ile KLH leri zincir halinde birleştirmek mümkün olmaktadır. Bağlantı parçası üzerinde bulunan somun-civata sistemini kullanarak ard-germe kuvvetini istenen düzeyde vermek mümkün olmaktadır. İki tane KLH yi birbirlerine bağlantı parçası ile birleştirerek, 5 adet farklı ölçülerde bağlantı tasarımı deneyi yapılmıştır. Denenen bağlantı parçalarından en uygun olanı, 2 adet St-37 boru (çapı=49 mm, kalınlığı=4 mm, boyu=30 cm) ve 2 adet M12 cıvata (uzunluğu = 20 cm) oluşan sistem olmuştur. Bu bağlantı parçası ile yapılan çekme dayanım kapasitesi yaklaşık 100 kn olan elde edilmiştir (Şekil 2). Boru Uzunluğu (30 cm) ø b =49 mm Delik Aralığı (25cm) Ø c =49mm Şekil 2. Bağlantı 2.1.2 Basınç Dayanım Kapasitesi Deneyleri Türkiye de piyasada çoğunlukla bulunan ve yığma ev yapımında kullanılan tuğla, briket ve harç basınç dayanımlarının ölçüm deneyleri yapıldı. İlk önce, %60 lık boşluk oranına sahip, 29cm x 18,5cm x 13,5cm ölçülerindeki tuğlaların, 1024

basınç dayanım deneyleri yapıldı. Deney sonuçlarına göre ortalama bir tuğlanın basınç dayanım kapasitesi 431 kn, diğer bir deyişle, boşluklar dahil 8 MPa olarak ölçüldü (Şekil 3a). Bu değer Türk Standardları Enstitüsü (TS-705) de verilen %30 boşluk oranına sahip tuğlaların basınç dayanım kapasite değerlerinin yarısına eşittir. Dolayısıyla, dolu alan oranının standartta verilen değerin (%70) yaklaşık yarısına düşmesi sebebiyle (%40), elde edilen kapasite miktarının mantıklı ve doğru orantılı olduğu düşünülmektedir. Briket (40cm x 20cm x 20cm) için tekrarlanan deneylerde bir briketin ortalama basınç dayanım kapasitesi yaklaşık 50 kn (1,46 MPa) olarak ölçüldü (Şekil 3(b)). (a) (b) Şekil 3. (a) Tuğla ve (b) Briket Basınç Dayanım Deneyleri Tuğlaları ve briketleri örmek için kullanılan harç, pratikte sıkça kullanılan 1:1:1½:7 ağırlık oranlarına sahip, çimento, kireç, su ve kum malzemeleri kullanarak elde edilmiştir. Bu hazırlanan harçtan alınan, 7,5 cm x 15 cm lik standart silindir numunelerin ortalama 28 günlük dayanımı 3,6 MPa olarak ölçülmüştür. 2.2 Deney Düzeği Düzlem dışı deney numuneleri için hazırlanan tuğla duvar şeridi (88cm x 18,5cm x 260 cm) ve briket duvar şeridi (100 cm x 20 cm x 240 cm), piyasada çalışan bir duvar ustası tarafından pratikteki uygulamaya eşdeğer biçimde inşa edildi. Bu duvar şeritleri, alt ve üst kenarından düzlem dışı yatay yön hareketlerini engellemek amacıyla, her iki yönde mesnetlendi ( Şekil 4). Daha sonra, orta bölgede (üst ve alt mesnetten 85 cm uzaklıkta, ortada 80 cm lik kısım bırakacak şekilde) azami sabit moment elde etmek ve duvarların üzerlerine tersinir bir yük ile her iki yönde itip çekmek amacıyla, duvarın orta bölgesine INP-100 profillerden oluşan bir yükleme kirişi yapıldı. Duvarın üzerine etki eden ard-germe kuvvetini ölçmek ve deney anında ard-germe kuvvetindeki değişimleri gözlemlemek amacıyla, duvarın üst kısmına, duvar ile KLH nin arasına, 300 kn luk basınç dayanım kapasitesine sahip bir yük hücresi konuldu. Duvar üzerine kriko ile etkiyen düzlem dışı yatay kuvveti ölçmek amacıyla, 50 kn çekme ve basma kapasitesine sahip, S-şeklinde bir yük hücresi krikoya bağlandı. Krikodan gelen kuvveti duvar üzerine dik bir doğrultuda eşit olarak aktarabilmek için kiriş ile kriko arasına bir oynar başlık yerleştirildi. Duvar üzerinde, en büyük sabit momentin oluştuğu alandaki, yatay deplasmanı ölçmek amacıyla, ölçme mesafe kapasitesi 10 cm olan 4 adet deplasman ölçer (LVDT) kullanıldı. Deplasman ve yükleri okumak ve kaydetmek amacıyla 16-kanallı veri toplama sistemi (DAS) kullanıldı. İki adet yük hücresi ve 4 adet LVDT den saniyede beş adet veri (5 Hz) alacak şekilde eşzamanlı olarak veri toplandı. 1025

Yük Hücresi tahta Civata Oynar-başlık UNP100-Profil INP100-Profil INP100-Profil UNP100-profil UNP-260 INP-260 UNP-260 UNP-260 Yük Hücresi Kriko LVDT LVDT INP100-Profil stroke Oynar-başlık LVDT Önden Görünüş Yandan Götünüş Eksi-yön Artı-yön Şekil 4. Deney Düzeneği 2.3 Düzlem Dışı Deneyler Düzlem dışı deneyler tuğla ve briket duvarlar için tekrarlandı. 2.3.1. Tuğla Duvar Düzlem Dışı Deneyler Tuğla duvar üzerinde yapılan düzlem dışı deneyler üç aşamada gerçekleştirildi: birinci aşamada duvar üzerine herhangi bir ard-germe kuvveti uygulanmadı. İkinci ve üçüncü aşamalarda, duvar üzerine sarmalanan KLH zincirleri, bağlantılar üzerinde bulunan cıvatalar ve somunlar ile gerdirilerek, duvar eksenine dik yönde yaklaşık 50 kn (5 ton) ve 100 kn (10 ton) luk ard-germe kuvvetlerinin etki etmesi sağlandı. Bu deneylerden elde edilen deney sonuçları Şekil 5, 6 ve 7 de verilmektedir. Birinci aşamada, düzlem dışı deney pozitif yönde, tersinir yükler altında, tuğla duvar üzerine herhangi bir ard-germe kuvveti uygulamadan yapıldı. Duvar üzerinde ilk çatlak, orta bölgede momentin en yüksek olduğu alanda, üst yükleme kirişi bölgesinde, tuğla ile harcın birleşim çizgisinde meydana geldi (Şekil 8(a)). Bu oluşan ilk çatlağa kadar olan doğrusal bölgede, tuğla duvar 0,10 cm lik yatay deplasmana karşı yaklaşık 1,50 kn luk yatay itme reaksiyonu gösterdi (rijitlik=15 kn/cm). Daha sonra, duvar doğrusal olmayan alanda 0,36 cm lik yatay yer değiştirme altında, en yüksek 1,90 kn luk yatay itme kuvvetine karşı dayanabilmiştir. 2,74 cm lik en büyük yatay yer değiştirmeye kadar duvarın düzlem dışı dayanma kapasitesi yaklaşık 1,2 kn a kadar azalmıştır (Şekil 5). 1026

Şekil 5. Tuğla Duvar Düzlem Yatay İtme Kuvveti-Yatay Yer Değiştirme Grafiği İkinci aşamada, birinci aşamadaki hasar görmüş olan duvar üzerine düşey yönde yaklaşık 50 kn (5 ton) ard-germe kuvveti uygulanarak, tuğla duvar üzerinde her iki yönde tersinir yükler altında, düzlem dışı yükleme deneyi yapıldı. Duvar üzerinde oluşan ilk çatlak, birinci deneyde gözlenen çatlağın tekrar açılmasıyla oluştu. Bu çatlak oluşumuna kadar, 0,11 cm lik yatay yer değiştirme altında 5,25 kn luk yatay itme kuvveti ölçüldü. Böylece, tuğla duvar düzlem dışında doğrusal rijitlik katsayısı 47,23 kn/cm olarak elde edildi. Duvarın doğrusal olamayan alanda, eksi yönde 3,46 cm lik yatay yer değiştirmeye karşılık gelen, 13,30 kn luk yatay itme kuvveti altında, en yüksek düzlem dışı dayanımı ölçüldü. Duvarın orta bölgesinde (eğilme momentinin en yüksek olduğu bölgede), tuğla ile harcın birleşim noktasında yeni bir çatlağın oluştuğu gözlendi (Şekil 8(b)). Deney sırasında, duvar üzerindeki tuğla ve harcın üzerinde oluşan ezilmelerden dolayı, duvar üzerinde başlangıçta bulunan 48,5 kn eksenel ard-germe kuvveti, 41 kn a kadar azaldı (Şekil 6(c)&(d)). Şekil 6(c) de görülen eksenel yük yatay itme kuvveti grafiğindeki sabit eksenel yük bölgesi, duvarın doğrusal olarak kaldığı yükleme bölgesini göstermektedir. Eksenel yük grafiğindeki artışlar duvarın doğrusal olmayan bölgeye geçtiğinin belirtisidir. Eksenel yükteki düşüş ise duvarı oluşturan tuğla ve harç katmanlarındaki ezilmeler sebebiyle kaybedilen ard-germe kuvvetini gösterir. (a) (b) Şekil 6. Eksenel Ard-Germe Kuvveti (50 kn)- (a) Yatay İtme Kuvveti, (b)yatay Yer Değiştirme Grafikleri 1027

Üçüncü aşamada, duvar üzerindeki 50 kn luk ard-germe kuvveti 100 kn a çıkartıldı ve bir önceki deneydeki gibi duvar tersinir yükler altında her iki yönde test edildi. Duvar üzerinde oluşan ilk çatlak, ikinci aşamadaki deneyde, duvarın orta bölgesinde oluşan çatlağın tekrar açılmasıyla oluştu. Tuğla duvar, doğrusal bölgede, yaklaşık 6,34 kn luk yatay yüke karşılık 0,13 cm deki yatay yer değiştirme yapmış ve yaklaşık 48,8 kn/cm lik rijitliğe sahip oldu. Duvar doğrusal olmayan alanda, artı yönde, 2,13 cm lik yatay yer değiştirme altında, düzlem dışı dayanımı en yüksek 15,8 kn a kadar yükseldi. Her iki yöndeki tersinir yükler altında, eksi yönde en yüksek 3,83 cm yatay yer değiştirmeye karşılık duvarın düzlem dışı dayanımının yaklaşık 12,97 kn a kadar düştüğü gözlendi. Duvarın alt kısmında, lastik halkasının geçtiği bölgede, beklenmedik kesme çatlakları oluştu (Şekil 8(c)&(d)). Duvar üzerindeki eksenel ard-germe kuvveti, 97 kn dan 45 kn a kadar (tersinir yükler altında tuğla ve harç üzerinde oluşan ezilmelerden dolayı) düştü (Şekil 7(a)&(b)). Ayrıca, bir önceki deneyde olduğu gibi, duvarın doğrusal veya doğrusal olmayan bölgede hareket ettiği, Şekil 7(a)&(b) incelenerek elde edebilir. (a) Şekil 7. 100 kn Eksenel Ard-Germe Kuvvetinin (a) Yatay İtme Kuvvetine, (b)yatay Yer Değiştirmeye Göre Değişim Grafikleri. (b) (a) (b) (c) (d) Şekil 8. Çatlak Oluşumları 1028

Tuğla duvar üzerinde yapılan üç aşamalı deneyde, doğrusal bölgedeki duvarın EI değişimi Tablo 1 de verilmiştir. Duvar üzerindeki ard-germe kuvveti artarken, duvarın 50 kn ve 100 kn luk ard-germe kuvveti altında, EI değeri sırası ile 2,97 ve 3,25 kat artmıştır. Tablo 1. Doğrusal alanda yatay kuvvet-yatay yer değiştirme için elde edilen değerler Parametreler İlk Çatlak Deplasmanı (cm) İlk Çatlak Kuvveti (kn) Rijitlik değeri (kn/cm) Deneysel EI değerleri (10 6 *kn.cm 2 ) Deneysel EI değerleri oranı (normale göre) 1-Normal 0,10 1,5 15 4,5 1 2-50 kn 0,11 4,9 47,23 13,36 2,97 3-100 kn 0,13 6,34 48,8 14,63 3,25 2.3.2. Briket Duvar Düzlem Dışı Deneyler Briket duvar üzerinde yapılan deneylerde, briketin tuğlaya göre basınç dayanımının düşük ve daha kırılgan özelliğe sahip olmasından dolayı, tuğla duvarda kullanılan üç aşamadan farklı olarak, iki aşamada iki yönlü tersinir yükler uygulandı. Birinci aşamada yine duvar üzerine herhangi bir ard-germe kuvveti uygulanmadı. İkinci aşamada ise, bağlantılar üzerinde bulunan cıvata ve somunları sıkarak, duvar üzerlerine sarmalanan KLH zinciri gerdirildi ve duvar üzerine yaklaşık 30 kn luk ard-germe kuvveti etkisi uygulandı. Bu iki deneyden elde edilen sonuçlar Şekil 9 ve 10 da verilmektedir. Şekil 9. Briket Duvar Düzlem Dışı Yatay İtme Kuvveti Yatay Yer Değiştirme Grafiği Birinci aşamada (Şekil 9), duvar artı yönde 0,027 cm yatay yer değiştirme için 1,0 kn luk düzlem dışı yüke kadar, doğrusal alanda hareket etmektedir. Duvarın doğrusal bölgedeki rijitlik değeri yaklaşık 37,04 kn/cm dir. Eksi yönde 0,45 cm yatay yer değiştirme için, güçlendirilmemiş briket duvarın en yüksek düzlem dışı dayanımı 5,4 kn ölçüldü. Artı yönde briket duvar 0,51 cm en yüksek yatay yer değiştirmeye kadar itildi ve briket duvar üzerinde büyük hasarın oluşmaması için deneyin birinci aşamasına son verildi. İkinci aşamada, duvar üzerine yaklaşık 30 kn (3 ton) luk bir ard-germe kuvveti, tuğla duvarda olduğu gibi lastikler gerdirilerek duvar üzerine eksenel düşey yönde uygulandı. Briket duvar artı yönde doğrusal bölgede, 0,238 cm yatay yer değiştirme altında, düzlem dışı dayanımı 10,64 kn a olarak ölçüldü ve 44,7 kn/cm lik rijitlik değeri hesaplandı. Duvarın orta bölgesinde, gözle görülebilecek küçük çatlaklar oluşmaya başladı (Şekil 11(a)). Sistem doğrusal olmayan bölgeye geçtikten sonra, artı yönde 4,1 cm lik yatay yer değiştirmeye kadar, duvar üzerine etkiyen yatay kuvvet 21,5 kn a kadar yükseldi (Şekil 9). Tuğla duvarda olduğu gibi, briket duvarın alt kısımda (Şekil 11) beklenmedik, büyük 1029

çapraz kesme çatlakları oluştu ve deneye son verildi. Şekil 10(a) ve (b) incelendiğinde, duvar üzerindeki eksenel ardgerme kuvvetinin 30 kn dan 27 kn a kadar azaldığı görüldü. (a) (b) Şekil 10. Eksenel Ard-Germe Kuvvetinin (30 kn) (a) Yatay İtme Kuvvetine, (b)yatay Yer Değiştirmeye Göre Değişim Grafikleri. Briket duvar üzerinde yapılan iki aşamalı deneyde, doğrusal bölgedeki duvarın EI değişimi Tablo 2 de verilmektedir. Briket duvar üzerindeki ard-germe kuvveti artarken, EI artışı 1,21 kat olarak tuğla duvara göre daha düşük seviyede gerçekleşmiştir. Tablo 2. Doğrusal Alanda Briket Duvar İçin Yatay Kuvvet-Yatay Yer Değiştirmede Elde Edilen Değerler Parametreler İlk Çatlak Deplasmanı (cm) İlk Çatlak Kuvveti (kn) Rijitlik değeri (kn/cm) Deneysel EI değerleri (10 6 *kn.cm 2 ) Deneysel EI değerleri oranı (orijinale oranla) 1-Normal 0,027 1,0 37,04 11,11 1 2-30 kn 0,238 10,64 44,7 13,41 1,21 Şekil 11. Çatlak Oluşumları (a) (b) 1030

2.4. Tuğla Duvar için Analitik Çalışma Briketin malzeme özelliğinin homojen olmamasından dolayı, analitik çalışma sadece tuğla duvar üzerinde, ard-germe kuvvetinin 100 kn olduğu adım için yapıldı. Analitik çalışma, tuğla duvar ikinci aşama deneyinin erken bırakılması sebebiyle sadece üçüncü aşama için yapıldı. Yığma duvarların düzlem dışı davranışlarını anlamak için literatürde çok sayıda çalışma bulunmaktadır (Rodriguez R., Hamid, A.A ve Larralde, 1998 & Zeiny, A velarralde, 2001); fakat, ardgerme kuvveti ile yapılan deneysel ve analitik çalışmalar çok az sayıda bulunmaktadır. Şekil 12 de görülen M noktasına göre basit bir denge denklemi yazılmış ve bu şekilde hesaplanan yatay itme kuvveti, tuğla duvar üzerinde ölçülen yatay itme kuvveti ile karşılaştırılmıştır. Tuğla şerit duvarın kesit alanı 1637 cm 2 (3 adet 18,5 cm x 88,5 cm) olarak hesaplanmıştır. Türkiye de uygulamada genellikle kullanılan tuğlaların boşluk oranları %60 dır. Bu deneyde de %60 boşluk oranına sahip delikli tuğla kullanılmıştır ve buna göre duvarın net alanı 655 cm 2, atalet momenti (I) 18 700 cm 4 olarak hesaplanmıştır. Ayrıca, örülen duvar kesitinde kullanılan harcın genişliği tuğla kenarlarından yaklaşık 5 cm olduğu için, duvar kesitinin alanı ve atalet moment değerleri sırayla 388 cm 2 ve 17 100 cm 4 olarak hesaplanmıştır ( Şekil 13). G M F/2 F α L/2 2α 2*δ L/2 α F/2 X L/2 α T sol P A α T sağ Şekil 12. Tuğla Duvar Doğrusal Olamayan Bölge Diyagramı tuğla harç Şekil 13. Tuğla Duvar Kesidi Tuğla duvarın ard-germe işleminde, altı adet KLH birbirlerine zincir şeklinde bağlanarak kullanılmaktadır. Laboratuvarda yapılan tek KLH çekme deney sonuçlarına göre, ortalama bir lastiğin rijitlik katsayısı 50 kn luk gerdirme kuvveti altında 19,2 kn/cm (k) olarak hesaplanmıştır. Duvarın her iki yüzeyinde üçer adet KLH den oluşan 1031

KHL-zinciri bulunmaktadır. Bu lastikler birbirlerine seri bağlı olduğu için, bir yüzeydeki KLH zincirinin rijitlik katsayısı (K) Denklem 1 deki gibi hesaplanır. 1 1 1 1 3 = + + = (1) K k k k k Güçlendirilmemiş duvarın doğrusal alandaki düzlem dışı dayanımı, basit bir biçimde, harcın çekme dayanımına bağlıdır. Çekme kapasitesi, basınç dayanım kapasitesinin 1/10 u alınarak eğilme kapasitesi (M) Denklem 2 de görüldüğü biçimde hesaplanmıştır. Duvar üzerine ard-germe kuvvetleri (50 kn ve 100 kn) uygulandıktan sonra, duvarların doğrusal alandaki düzlem dışı dayanımları Denklem 3 kullanılarak hesaplanmıştır. Güçlendirilmemiş duvar deneyinde duvar üzerinde çatlaklar oluştuğu için, güçlendirilmiş aşama hesapları yapılırken duvarın başlangıç düzlem dışı dayanımı göz ardı edilmiştir. Duvarın doğrusal bölgedeki bükülme moment kapasiteleri (M) ve yanal düzlem dışı yük kapasiteleri (F), yapılan üç aşamalı deneyler için ayrı ayrı hesaplanmış ve Tablo 3 de verilmiştir. M = F (85cm) 2 M * c I = σ (2) P M * c = A I = σ (3) Tablo 3. Doğrusal Alanda Hesaplanan ve Ölçülen Moment (M) ve Yatay İtme Kuvvetleri (F) Ard-Germe= 0 kn Ard-Germe =50 kn Ard-Germe = 100 kn Ölçülen Hesaplanan Ölçülen Hesaplanan Ölçülen Hesaplanan M (kn.cm) 63,75 66 208,25 238 269,45 475 F (kn) 1,5 1,56 4,9 5,6 6,34 11,2 Tuğla duvar, doğrusal alandan, doğrusal olmayan alana geçtikten sonra, duvar orta bölgesinde mafsal ve tuğlaların arasında açılan çatlaklar oluşmaktadır (Şekil 12). Mafsaldaki çatlağın açılma miktarı 2δ ya eşit ve 2α nın fonksiyonu olmaktadır (Şekil 12). Bu açılmadan dolayı, o yüzeyde bulunan KLH zincirinin üzerindeki gerilme kuvveti (T sağ ), α nın fonksiyonu olarak artmakta ve ard-germe kuvveti (P) nin eş zamanlı olarak büyümesine sebep olmaktadır. Diğer yüzeyde bulunan ard-germe kuvveti (T sol ) ise KLH zincirinin üzerinde 1-cos(α) nın fonksiyonu ile kısalmakta, fakat küçük α değerleri için kısalmalar sıfıra yakın ve göz ardı edilebilir seviyelerde oluşmaktadır. Daha sonra, üst mesnet noktasına göre (M noktası Şekil 12) denge denklemi yazılıp, yatay itme kuvvetinin (F) duvar üzerindeki ard-germe kuvveti (P), duvarın uzunluğu (G) ve oluşan yatay yer değiştirme ( ) ya bağlı olarak Denklem 4 yazılabilir. Deneyde ölçülen değerler ile analitik olarak elde edilen yatay kuvvetin, yer değiştirme grafiği Şekil 14 deki karşılaştırılmaktadır. Bu grafiğe göre, deney ve analitik çalışma sonuçları benzerlik göstermektedir. F ( P *( G ) + TR * ) ( T ( X / 2) * G) L = (4) 1032

Şekil 14. Deneysel ve analitik olarak elde edilen yatay itme kuvveti-yatay yer değiştime grafiği Sonuçlar Teoride ve betonarme elemanlar için pratikte sıkça kullanılmakta olan ard-germe tekniğinin yığma bina duvarını güçlendirmede beklenen olumlu etkisi, düzlem dışı tuğla duvar ve briket duvar deneyleri ile deneysel olarak kanıtlanmıştır. Deney sonuçlarına göre, 100 kn luk ard-germe kuvveti altında, 0,885 m en ve 2,6 m boyunda tuğla duvar şeridinin güçlendirilmemiş haline göre 8,5 kat oranında düzlem dışı dayanım artışı ölçülmüştür. Bu oran briket duvarda ise, (1 lik uzunluk başına) 30 kn luk ard-germe kuvveti altında 4 kat olarak ölçülmüştür. Tuğla ve briket duvarın, enerji sönümleme ve süneklik kapasitelerinde artışlar gözlenmiştir (Şekil 5 & Şekil 9). Lastik gibi esnek malzemelerin düzlem dışı duvarların güçlendirilmelerinde kullanılmaları, doğrusal olmayan alandaki deformasyonların bile esnek olarak geri dönmesine imkan sağlamaktadır. Ard-germe işlemi sırasında duvarın yüzeyinde kullanılan KLH zincirleri, duvar üzerinde donatı benzeri etki oluşturmakta ve duvar kesitinin EI değerini büyüterek ilave güçlendirme sağlamaktadır (Tablo 1 ve 2). Bu çalışma sonuçlarına göre, Kullanılmış Lastik Halkaları (KLH ler) ile yığma yapı duvarlarına uygulanacak ard-germe tekniği, halihazırda bulunan ve geliştirilmekte olan diğer (çelik hasır ve FRP gibi) tekniklere alternatif olmuştur. Ayrıca, deprem riski yüksek bölgelerde oturan ve gelir düzeyi düşük ailelerin yığma binalarında uygulayabileceği düşük maliyetli bir güçlendirme tekniği oluşturulmaya çalışılmıştır. Kullanılmış lastiklerin geri dönüşüm ile yığma yapı güçlendirilmesinde kullanılması çevre açısından da olumlu etkiler oluşturacaktır. Teşekkür Bu çalışma, Dünya Bankası DM2003 SPIM-1451 ve TÜBİTAK İÇTAG-I599/01 projeleri kapsamında yapılmıştır. Desteklerinden dolayı yazarlar destekleyen kuruluşlara teşekkürlerini sunarlar. 1033

KAYNAKLAR 1.BİNA SAYIMI, 2000. T.C. Başbakanlık Devlet İstatistik Enstitüsü, Ankara 2. Properties of Masonry Design Considerations Post-tensioning system for masonry structures applications. VSL report series-2. Berne, Switzerland vitae. 3. TS 705, Fabrika Tuğlaları-Duvar Tuğlalar için Dolu ve Düşey Delikli, Ankara, Türk Standardları Enstitüsü Türkiye,1985. 4. Rodriguez R., Hamid, A.A and Larralde, Flexural Behavior of Post-Tensioned Concrete Masonry Walls Subjected to Out-of-Plane Loads. ACI Structural Journal, 1998, 95(1), 61-70 5. Zeiny, A and Larralde, J. Out-of-Plane Performance of Full-Size Un-Reinforced Brick Walls Retrofitted with Expansive Epoxy. 9 th Canadian Masonry Symposium, Fredericton, Canada, June 2001. 1034