NORMAL KAT PLANI

ÖN VE KESİN HESAPTA DİKKATE ALINAN YÜKLER YAPININ ÖZ AĞIRLIĞI KAR YÜKLERİ ve ÇATI HAREKETLİ YÜKLERİ NORMAL KAT HAREKETLİ YÜKLERİ RÜZGAR YÜKLERİ DEPREM YÜKLERİ

HESAP YÜKLERİ ÇATI KATINDA, ölü yük = 4,3 kn/m 2 hareketli yük = 1 kn/m 2 Kar yükü = 0,75 kn/m 2 NORMAL KATLARDA, ölü yük = 5,25 kn/m 2 hareketli yük = 2,5 kn/m 2 Dış cephe yükü = 0,65 kn/m 2

HESAP YÜKLERİ RÜZGAR YÜKLERİ Rüzgâr yükleri, TS 498 Yapı Elemanlarının Boyutlanmasında Alınacak Yüklerin Hesap Değerleri yönetmeliğine göre belirlenmiştir. W i = c f *q *A (kn) DEPREM YÜKLERİ Deprem Yükleri eşdeğer statik yükler olarak Deprem Bölgelerinde Yapılacak Binalar Hakkında Yönetmelik, 2007 de belirtilen EŞDEĞER DEPREM YÜKÜ YÖNTEMİ ne göre yapılmıştır. V t = A o * I*S (T 1 )*W / R 0.10 *A o *I*W

DEPREM KARAKTERİSTİKLERİ A o = 0.4 I = 1.00 Z3 yerel zemin sınıfı için spektrum karakteristik periyotları : T A = 0.15 s, T B = 0.60 s R x = 5 (Deprem yüklerinin tamamının süneklik düzeyi yüksek merkezi çaprazlı perdeler ile taşındığı çerçeveler için) R y = 8 (Deprem yüklerinin tamamının süneklik düzeyi yüksek rijit çerçevelerle taşındığı binalar için) n = 0.30 (konut ve işyerleri için)

DEPREM ETKİLERİ ALTINDA HESAP Kat ağırlıklarının belirlenmesi Çatı katı ağırlığı W g = 361,2 + 0,3 x 84 = 387 ton Normal kat ağırlığı W n = 449 + 0,3 x 201,25 = 510 ton Zemin katta W n = 457 + 0,3 x 201,25 = 518 ton Bina toplam ağırlığı W T = 4x510+518+387 = 2945 ton

T periyodu için ilk yaklaşım

X-X ÇAPRAZLI ÇERÇEVE DOĞRULTUSUNDA T a = T 1x = 0,0488x22 0,75 = 0,496 T a < T 1x < T b S(T 1x ) = 2,5 A(T 1x ) = A 0 x I x S(T 1x ) = 0,4x1x2,5 = 1 V tx = 2945x1 / 5 = 589 ton ΔF NX = 0,0075x6x589 = 26,505 ton V tn = V - ΔF tx NX = 562,495 ton Yukarıda bulunan verilere göre katlara etkiyen kesme kuvvetleri bulunmuş ve tablo halinde gösterilmiştir.

T a Periyoduna Göre Bulunan Deprem Kuvvetleri X X DOĞRULTUSU DEPREM HESABI Kat Hi (m) Wi (ton) Hi Wi WixHi / ΣWixHi Fi 5 22 387 8514 0,224792079 158,9075347 4 18,5 510 9435 0,249108911 146,7251485 3 15 510 7650 0,201980198 118,9663366 2 11,5 510 5865 0,154851485 91,20752475 1 8 510 4080 0,107722772 63,44871287 Z 4,5 518 2331 0,061544554 36,24974257 2945 37875

Y Y RİJİT ÇERÇEVE DOĞRULTUSUNDA T a = T 1y = 0,0724x22 0,8 = 0,858 sn T 1x > T b S(T 1y ) = 2,5x(0,6 / 0,858 ) 0,8 = 2,88 A(T 1x ) = A 0 x I x S(T 1x ) = 0,4x1x1,88 = 0,752 V tx = 2945x0,752 / 8 = 277 ton ΔF NX = 0,0075x6x277 = 12,46 ton V tn = V tx - ΔF NX = 264,54 ton Yukarıda bulunan verilere göre katlara etkiyen kesme kuvvetleri bulunmuş ve tablo halinde gösterilmiştir.

T a Periyoduna Göre Bulunan Deprem Kuvvetleri Y-Y DOĞRULTUSU DEPREM HESABI Kat Hi (m) Wi (ton) Hi Wi WixHi / ΣWixHi Fi(ton) 5 22 387 8514 0,224792079 71,93037267 4 18,5 510 9435 0,249108911 65,89802574 3 15 510 7650 0,201980198 53,43083168 2 11,5 510 5865 0,154851485 40,96363762 1 8 510 4080 0,107722772 28,49644356 Z 4,5 518 2331 0,061544554 16,28068871 2945 37875

YAPININ GERÇEK DOĞAL TİTREŞİM PERİYODUNUN BULUNMASI T 1 = 2 N i = 1 π N i = 1 m F i fi d d 2 fi fi 1/2 Binanın birinci doğal titreşim periyodu; ölçülen birim deformasyonlara, yapının kütlesine ve etkitilen kuvvete bağlı olarak yukarıda verilen formüle göre her iki doğrultu içinde hesaplanmıştır.

Rijit çerçeve başlangıçyanal ötelenme değerleri ( δ i ) h δ i i max = R Δ 0,02 Δ i 0,02 = h 8 i i 0,0025 İ Hİ İ/Hİ 0,011383 3,5 0,003252 0,012986 3,5 0,003710 0,013444 3,5 0,003841 0,012145 3,5 0,003470 0,010776 3,5 0,003079 0,008715 4,5 0,001937

Rijit çerçevede rijitlikler arttıldıktan sonraki yanal ötelenme di İ Hİ İ/Hİ 0,045037 0,005652 3,5 0,001615 0,039385 0,007081 3,5 0,002023 0,032304 0,007913 3,5 0,002261 0,024391 0,008119 3,5 0,002320 0,016272 0,008441 3,5 0,002412 0,007831 0,007831 4,5 0,001740 Tabloda da görüldüğü gibi rijit çerçevede rijitlikler arttırıldıktan sonra göreli kat ötelemesi şartı sağlanmıştır.

Çaprazlı çerçeve yanal ötelenme değerleri Çaprazlı çerçevelerde; ( δi) max h i 0,02 Δi 0,02 δi = R Δi = 0,004 h 5 i İ Hİ İ/Hİ 0,009099 3,5 0,0026 0,010042 3,5 0,002869 0,010356 3,5 0,002959 0,009289 3,5 0,002654 0,007471 3,5 0,002135 0,002723 4,5 0,000605

İkinci Mertebe Etkileri Taşıyıcı sistem elemanlarının doğrusal elastik olmayan davranışını esas alan daha kesin bir hesap yapılmadıkça, ikinci mertebe etkileri yaklaşık olarak aşağıda verilen denklemdeki, gibi göz önüne alınabilir. θ i ( Δ ) N i ort j i= j i i w = V h 0,12

İkinci Mertebe Etkilerinin Sonuçları kat Vx (kn) Vy (kn) Hİ ΣWj (kn) İx İy θix θiy 5 1194,51 423,27 22,00 4 2288,85 811,05 18,50 3 3176,15 1125,46 15,00 2 3856,41 1366,51 11,50 1 4329,63 1534,20 8,00 Z 4600,00 1630,00 4,50 3870 8970 14070 19170 24270 29450 0,009090 0,011383 0,001339 0,004731 0,010029 0,012986 0,002125 0,007763 0,010343 0,013444 0,003055 0,011205 0,009283 0,012145 0,004013 0,014815 0,007487 0,010776 0,005246 0,021309 0,002703 0,008715 0,003846 0,034991

Tasarlanan yapıda periyot şartı ile 2. mertebe gösterge değeri kontrol edilip, etkin göreli kat ötelemesi şartı sağlatıldıktan sonra kapasiteye dayalı tasarım kontrollerine başlanabilir.

Eksenel basınç ve eğilmeye mağruz elemanlarda kontroller, Eksantrik bir basınç kuvvet veya merkezi basınç kuvveti ile beraber Mx ve/veya My eğilme momentlerine çalışan çubuklardaki burkulma tahkiki ve bur-kulmasız bir gerilme tahkiki TS 648 e göre, σ eb / σ > 0,15 ise; bem σeb cmx σ c bx my σ by + + 1, 00 σ σ σ 1 σ 1 σ bem eb eb Bx σ ex' σ ey ' σ σ σ eb bx by + + 1, 00 0,6σ σ σ a Bx By By σ eb / σ < 0,15 ise; bem σeb σ σ bx by + + 1, 00 σ σ σ bem Bx By

Bu denklemlerdeki ; σ eb σ bem σ b C m Yalnız basınç kuvveti etkisi altında hesaplanan gerilme Yalnız basınç kuvveti etkisi altında dikkate alınacak emniyet gerilmesidir Yalnız eğilme momenti etkisinde hesaplanan basınç gerilmesi Uç ve açıklık momentleri ile yanal desteklemeyi göz önüne alan bir katsayıdır σ Asal eksenler etrafındaki burkulma için hesaplanan ve Euler gerilmesinden e türetilen gerilmelerdir σ B Yalnız eğilme tesiri altında müsaade edilecek (eğilmede basınç) emniyet gerilmesidir.

EKSENEL BASINÇ VE EĞİLME ETKİSİ ALTINDAKİ ELEMANLARDA TAHKİK ÖRNEĞİ; S101 kolonu, Maksimum etki D+L+S+(-Ey+0,3Ex)/1,4 yüklemesinden gelmektedir. HE600B A=270 cm 2, i x =25,2 cm, i y =7,08cm, w x =5700 cm 3, w y =902 cm 3 Kesit tesirleri: N x 524 kn M x =29265,207 kncm M y =86,694 kncm N 524 σ eb = = = A 270 1, 94 l l kx ky = 2 450 = 900cm = 1 450 = 450cm l kx 900 λx = = 36 ωx = 1,20 i 25,2 x l ky 450 λy = = 64 ωy = 1,59 i 7,08 y

σ bem σ em 21 = = = 13,20 ω 1, 59 σ σ eb bem 1, 9 4 = 13,20 0,15 C mx = 0,85 C my M = = M 1 0,6 0,4 0,49 2 σ σ bx by M x 29695,207 = = = W 5700 x M y 86,694 = = = W 902 y 5,134 kn / 0,1 kn / cm 2 cm 2 σ σ π E 1 π 21000 1 2 2 ' 2 ex = = = 65,013 kn / cm 2 2 λx 2,5 35,71 2,5 π E 1 π 21000 1 2 2 ' 2 ey = = = 20,528 kn / cm 2 2 λy 2,5 63,55 2,5

C bx 86,89 86,89 = 1,75 1,05 + 0,3 1,49 322,93 322,93 2 A b =30*3+1,55*9=103,95 cm 2 ib 3 3 3 30 9 1,55 + = 12 12 = 8,06cm 103,95 lb 450 λ b= = = 55,83 56 8,06 i b 5 5 3 10 1,49 10 1,49 λb σ Bx 2 σ Bx 111,25 > = 55,83 = = 47,65 36 55,83 2 84 10 1,49 = = 48,025 450 60/103,95 Ancak bu değer 0,6*σ a değerini geçemeyeceği için σ bx =21,6 ve σ by =21,6 kn/cm 2

1,94 0,85 5,134 0,49 0,1 + + = 0,357 < 1,33 13,2 1, 94 1, 94 1 21,6 1 21,6 65,013 20,528 1,94 5,134 0,01 + + = 0,328 < 1,33 21,6 21,6 21,6 Hesaplarda da görüldüğü gibi rijit çerçevelerde etkin göreli kat ötelemesi şartının sağlanması için ekonomiklikten uzaklaşılmıştır.

Artrılmış deprem etkileri; Arttırılmış deprem kombinasyonları; D+L+ Ω Ex D+L+ Ω Ey D+L ΩEx D+L ΩEy 0,9D+ Ω Ex 0,9D+ Ω Ey 0,9D ΩEx 0,9D ΩEy *Ω değeri Türk deprem yönetmeliğinden süneklik düzeyi yüksek çerçeveler için 2,5 Merkezi çelik çaprazlı perdeler için 2 olarak okunmuştur. Bu kombinasyonlardan gelen en büyük normal kuvvet = 926,215 kn N N bp bp = 1, 7 σ A bem = 1,7 13,2 270 = 6058,8 kn > 926,215

Kompaktlık Kontrolü Eğilme ve basın ç etkisindeki I profilinin başl ığı; b 2t 30 2 3 0,3 E / σ s a = 5 0,3 21000 / 21,6 = 7,25 Eğilme ve basın ç etkisindeki I profilinin gövdesi; N d 524 = = 0,054 < 0,10 σ A 36 270 a h N d 3, 2 Es / σ a 1 1, 7 t w σ a A 60 524 = 38,71 3,2 21000 / 36 1 1,7 70,21 1,55 = 36 270

Kuvvetli kolon zayıf kiriş kontrolü Bu kolona X doğrultusunda birleşen kiri ş mafsall ı birleştiği için kolona kirişten bir moment aktarım ı olmaz. Bu yüzden kuvvetli kolon zayıf kiri ş kontrolüne gerek yoktur. Y doğrultusunda; M = M = W σ = pü pa px a pa pü a pi pj 6425 36 = 231300kNcm Kiri ş IPE500 M = 2194 36 = 78984kNcm M + M 1,1 D ( M + M ) pi 2 231300 = 462600 1,1 1,1 78984 = 95571

BİRLEŞİM DETAYLARI

Tip 1 birleşim örneği

Birleşim Detayı Parametreleri Kiriş ve kolonda izin verilen malzeme cinsi Kiriş en kesit yüksekliği Kiriş açıklığı/en kesit yüksekliği oranı Kiriş başlık kalınlığı Kolon en kesit yüksekliği Kaynak ulaşım deliği Kiriş başlığını bağlayan kaynaklar Uygulama Sınırları St52 (Fe 52) ve üzeri 1000 mm 7 25 mm 600 mm Gerekli Tam penatrasyonlu küt dikiş Plastik mafsalın kolon eksenine uzaklığı (sh) dc /2 + db /2

Kolon ve kiriş malzeme cinsi = Fe52 Kiriş en kesit yüksekliği = 500 mm < 1000 mm Kiriş açıklığı / en kesit yüksekliği = 700/50 = 14 >7 Kiriş başlık kalınlığı = 16 mm < 25 mm Kolon en kesit yüksekliği = 600 mm Mevcut durumdaki birleşim detayı parametreleri uygulama sınırları içinde olduğundan bu tip birleşim yapılabilir.

1.Adım Kiriş üzerinde muhtemel plastik mafsal oluşum noktasında kiriş kesitinin plastik moment taşıma kapasitesi hesaplanır. M = 1,1 D W σ M pr a p a pr = 1,1 1,1 2194 36 = 95570kNcm dc db 60 50 sh = + = + = 55cm 2 2 2 2 L = L 2sh = 700 2 55 = 590 cm

2.Adım Plastik mafsal noktasında V p kesme kuvveti hesaplanır. Bu amaçla düşey yükler mutlaka dikkate alınır. V p = 2 2 Mpr + w L' /2 L' l y k 5,25 kn / m 2 Σ öü ü = 2 Σ hareketli yük = 2,5 kn / m toplam yük = 7,75 kn/m 2 w = 7,75*0,625=4,84 kn/m 0,05 kncm Vp + = = 590 2 2 95570 0,05 590 / 2 338,72 kn

3.Adım M pr momentinin kolon yüzü ve kolon ekseninde karşılığı hesaplanır. M f = M pr + V p db/2 M f =95570+338,72 (50/2) = 104036 kncm M c = M pr + V p sh M c = 95570 + 336,72 55 114200 kncm

4.Adım Birleşime giren kirişlerin başlıkları hizasında üstten ve alttan sınırlı kolon gövdesi yani kayma bölgesi boyutlandırılacaktır. 1 1 Vke = 0,8 M p db H ort 1 1 = 0,8 (2 2194 36) = 2211,55kN 50 400 Vke Vn = 0,6 σ a t p dc 1+ Vn 3 b t cf 2 cf db dc t 2 3 30 3 = 0, 6 36 60 1,55 1 + = 2358, 72kN 50 60 1,55 p V n > V (takviye levhası gerekmez) ke

4.Adımın devamı olarak kayma bölgesi et kalınlığı kontrol edilmelidir. u= 2 ( d + w) 2 (50+ 60) = 220 cm z z 2 t u /180 3 > 220 /180 = 1,22cm

5.Adım Süreklilik levhasının gerekli olup olmadığı kontrol edilir. t < 0, 4 1,8 b t cf bf bf veya t cf < b cf 6 süreklilik levhası kullanılır. Kolona kiriş çift taraftan bağlandığı için süreklilik levhasının kalınlığı, kiriş başlık kalınlığının en az yarısı kadar olmalıdır. Bu yüzden süreklilik levhası 16 mm seçilmiştir.

Tip 3 birleşim örneği

Birleşim Detayı Parametreleri Kiriş ve kolonda izin verilen malzeme cinsi Kiriş en kesit yüksekliği Kiriş açıklığı/en kesit yüksekliği oranı Kiriş başlık kalınlığı Uygulama Sınırları St52 (Fe 52) ve üzeri 750 mm 7 20 mm Bulon sınıfı 8.8 veya 10.9 Kolon en kesit yüksekliği 600 mm Alın levhası malzeme cinsi St 37 Başlık levhası kaynağı Tam penatrasyonlu küt Plastik mafsalın kolon eksenine uzaklığı (sh) dc /2 + t db pl + /3

Kolon ve kiriş malzeme cinsi = Fe52 Kiriş en kesit yüksekliği = 500 mm < 750 mm Kiriş açıklığı / en kesit yüksekliği = 700/50 = 14 >7 Kiriş başlık kalınlığı = 16 mm < 20 mm Kolon en kesit yüksekliği = 600 mm Mevcut durumdaki birleşim detayı parametreleri uygulama sınırları içinde olduğundan bu tip birleşim yapılabilir

Birleşimdeki alın levhası ve bulonun özellikleri b p = b c = 300 mm alın levhası kalınlığı = 35 mm alın levhası malzeme tipi = St37 Bulonlar M27 SLP (d = 28 mm d 1 = 28 mm ) τ sem, = 28 kn / cm 2 σ zem, = 80 kn / cm 2

1.Adım M f ve M c momentleri Tip 1 deki gibi hesaplanır M = 1,1 D W σ M pr a p y pr = 1,1 1,1 2194 36 = 95570kNcm dc db sh = + + t p 2 3 60 50 sh = + + 3,5 = 50,17 cm 2 3 L = L 2sh = 700 2 50,17 = 599,66 cm

V V p p 2 2 M pr + w L' /2 = L ' 2 2 95570 + 0,05 599,66 / 2 = = 333,74 kn 599,66 db M f = M pr + Vp tp + 3 50 M f = 95570 + 333,74 3,5 + 102300 3 M = M + V sh M c pr p c = 95570 + 333,74 50,17 = 112314 kncm kncm

2.Adım M < 2 T ( d + d ) f ub 0 1 d 0 =500-16/2+60 = 552 mm d 1 =500-16-60-16/2=416 mm M27 SLP için; ( 0,86d ) 2 π Tub = σ zem, 1,7 4 ( 0,86 2,8) 2 π Tub = 80 1,7 = 619,35 4 kn T ub > 2 M f ( d + d ) 0 1 102300 619,35 > = 52,84 2(552 + 416)

3.Adım A b bulon en kesiti tarafından aşağıdaki ifade sağlanırsa seçilen bulon uygundur ve kesme nedeniyle yük taşıma kaybı söz konusu değildir. A b 2M f + V L dc n τ sem, g 2 102300 + 17,5 700 60 1, 51 6,16 8 28 = < 2 A = b cm

4.Adım Alın levhasında eğilmeden dolayı kaynaklanan akmaları önlemek için gerekli t pl minimum alın levhası kalınlığı şöyle hesaplanmalıdır. t σ pl yp M f = b 1 1 2 p b p d b 1 0,8σ yp ( db p f ) + + ( p f + s) + + 2 p f s g 2 p f 2 = alın levhası akma sınır gerilmesi s = b g p 3, 40 cm < 3,5 cm

5.Adım Alın levhasında kaymadan dolayı akma oluşmaması için t pl minimum kalınlığı şu şartı sağlamalıdır. t pl M f = 1,1 σ b ( d t ) yp p b bf 102300 tpl = = 2,67 cm< 3,5 cm 1,1 24 30 (50 1, 6)

6.Adım Kiriş başlığı çekme kuvvetine dayanacak minimum kolon başlık kalınlığı şu şekilde hesaplanır. M c d t t tcf = c = k k = + r 2 2 2 f 1 b bf g w 1 1 1 σyc c Kolon başlık kalınlığı hesaplanan değerden küçükse süreklilik levhası gereklidir tcf 102300 0,475 50 1,6 = = 1, 01cm 2 36 13,6 t c = 3 cm > 2,33 cm Bu durumda süreklilik levhası gerekli değildir. Bu yüzden 7.adımdaki işlemleri yapmamıza gerek yoktur.

7.Adım 6. adımda süreklilik levhası gerekiyorsa; kolon başlık genişliğinin aynı zamanda şu şartı sağlaması gerekir t cf > M 2( d t ) b 2 σ Y yc f bf c

8.Adım Kolon başlık genişliğinin uygunluğu kiriş başlığı basınç etkisi açısından kontrol edilir. Bu şart sağlanmazsa (henüz kullanılmamışsa) süreklilik levhası gereklidir. M f tcf > k= tcf + r db tbf k+ tpl+ tbf σyc ( ) (6 2 ) 102300 1, 37 3 50 1,6 (6 5,7+ 2 3,5+ 1,6) 36 = < ( )

9.Adım Kolon panel gövdesinin kayma kapasitesi Tip-1 4. adımdaki gibi kontrol edilecektir. Bu hesaplarda d b yerine, alın levhasının bir kenarı ile karşı taraftaki kiriş başlığının merkezi arasındaki mesafe alınabilir. V V d ke n b 1 1 = 0,8 2 2194 36 = 2211,55 kn 50 400 2 3 30 3 = 0,6 36 60 1,55 1 + 2485,27 61,2 36 1,55 = 1, 6 = 50 + 2 6 = 61,2 cm 2 kn V n >V ke olduğu için takviye levhasına gerek yoktur.

HiBond 55/100 trapez saç İlk olarak yukarıdaki yaklaşık boyutlara göre hesaplar yapılacaktır daha sonra 1000 mm lik Şerit genişliğine uyarlanacaktır.

As 2 = 15,1 cm / m s = 0,12 / g kn m Saçın üstünde 65 mm lik beton kalınlığı için ıslak beton ağırlığı (g c ) g c =0,065 1 1,25 25=2,03 kn/m q (montaj hareketli yükü) = 2 kn/m JS 3 2 2 100 0,1 5,5 5,5 0,1 5,5 0,1 4 = 2 + 0,1 3 + 6,5 0,1 = 76,68 cm 15,5 12 2 2 2 2 En büyük zorlanmaları bulmak için gerekli yüklemeler yapıldıktan sonra; Mmax= 73,47 kncm V max =3,182 kn f max =0,0415 cm

Kalın cidarlı hesap şartı sağlanmadığı için ince cidarlı hesap yapılmıştır ve b e etkili genişliği 1,23 cm olarak elde edilmiştir. Hesaplanan b e etkili genişliği dikkate alınarak saçın atalet momentinde oluşacak azalma hesaplanmalıdır. Je = 71,39 cm 4 olarak hesaplanmıştır

Minimum W e = 71,39/2,889 = 24,71 cm 3 Maksimum σ = 73,47/24,71=2,97 kn/cm 2 < 19,2 kn/cm 2 τ max V 3,182 A 6 2 5,5 2 0,1 max = = = ( ) 0,05 kn / cm σ = 2,97 + 3 0,05 2,97 kn / cm < 24 kn / cm 2 2 2 2 2

C25 BETON E C =3050 kn/cm 2 E S =21000 kn/cm 2 D=0,525 t/m 2 L=0,25 t/m 2 D=0,525* 1 m t/m L=0,25 * 1 m t/m D+L = 0,775*1,7 = 1,32 t/m M max = 2,6 knm V max = 8,25 kn

Çelik saçın taşıma gücü; Z = 32*15,1 = 483,2 kn Y =483,2 / ( 0,7*3*100) =2,3 cm < d 0 = 6,5 cm <d s /2 = 4,625 cm Şartı sağlandığı için Mu=483,2*(9,25-2,3/2) = 3114 kncm > 260 kncm Döşeme moment yönünden yeterlidir.

b o = (65+95)/2 = 80 mm ds = 92,5 mm V 1u = 8*9,25*0,03+2*0,1*5,5*0,52*32 = 20,52 kn Bir nervür genişliği = 65 + 95 = 160 mm V u = 20,52*100/16 = 128 kn > 8,25 kn Döşeme kesme yönünden yeterlidir.

n = 21000/3050 = 6,89 Eşdeğer beton kesiti efektif genişlik yardımıyla hesaplanır. 100/2n = 7,26 cm A b = 47,19 cm 2 A s = 15,1 cm 2 Tarafsız eksenin yeri hesaplandıktan sonra Jx= 680,53 cm 4 olarak hesaplanır f 4 5 0,0775 125 = = 0,017 384 21000 680,53 cm < 125/300 = 0,67 cm Sehim kontrolü sağlar

Kompozit basit kiriş hesabı

Kirişin üzerindeki yüklerden ötürü oluşan moment ve kesme kuvveti değerleri; Mmax = 5941 kncm Vmax = 33,95 kn b ei = 700/8=87,5 cm b 1 = b 2 = 125/2 = 62,5 cm b ei < b i olmalıdır. Bu durumda b eff = 62,5 + 62,5 = 125 cm

Tarafsız eksen betonun dışında varsayımı ile, x e = ds + hc/2 ds 116 (50 + 12) = = 12,51 125 116 + 12 2 6,89 cm x e = 12,51 + 12/2 = 18,51 cm J 3 1 125 12 116 125 12/ 6,89 50 + 12 = 48200+ + = 126537 6,89 12 116+ 125 12/ 6,89 4 cm 4

Betondaki gerilme; 1 5941 σ C = 18,51= 0,13 kn / cm < 0,5 fc= 12,5 kn/ cm 6,89 126537 2 2 Çelikteki gerilme; 5941 σ S = (50 + 12 18,51) = 2,041 kn / cm < 21 kn / cm 126537 2 2 Kesit kısa vadede yeterlidir.

Sünme etkisi dikkate alınarak yeniden hesap yapılırsa; Es Es Es n = = E ceff, E c /1 ( φ) = + E c/3 n = 3 6,89= 20,67 Tarafsız eksen betonun dışında varsayımı ile, x e = ds + hc/2 d s 116 50 + 12 = = 22,15 cm 125 12 116 + 2 20,67 12 Xe = 22,15 + = 28,15 cm 2 3 2 1 125 12 116 125 12 / 20,67 (50 + 12) J = 48200 + + 91970 20,57 12 116 + 125 12 / 20,67 4 cm 4

Betondaki gerilme; 1 5941 σ C= 22,15 = 0,07 kn / cm < 0,5 f = 12,5 kn / cm 20,67 91970 2 2 c Çelikteki gerilme; 5941 σ S = (50 + 12 22,15) = 2,57 kn / cm < 21 kn / cm 91970 2 2

KESME KONTROLÜ A VS =47,736 cm 2 Vmax 33,95 τ s = = = 0,71< 12,5 ( Fe52 YI) A 47,736 vs SEHİM KONTROLÜ δ δ ( t = 0) sh 4 5 0,097 700 = = 0,114 cm 384 21000 126537 125 12 22,15 = = 20,67 91970 6 2 0,125 325 10 700 0,348 δ = δ + δ = 0,114 + 0,348 = 0,462 ( t= ) ( t= 0) sh l 0 700 = = 1, 4 cm 500 500 1, 4 > 0, 348 cm cm

Çelik çaprazların kontrolleri süneklik düzeyi yüksek tasarım yapılıyorsa çaprazların bağlandığı kirişler çaprazların yok sayılması durumunda düşey yükleri güvenli biçimde taşıyacak şekilde tasarlanır. 9437,5 σ = = 6, 29 1500 58,5 τ = = 1, 48 39,555 2 2 6, 29 + 3 1, 48 = 7,36 7,36 0, 75 36 27 / 2 < = kn cm

En kesit koşulları; Kompaktlık Yalnızca eksenel kuvvet olmasına rağmen deprem yönetmeliği Tablo 4.3 te verilen eğilme ve eksenel kuvvet etkisindeki I profillerin sağlaması gereken şartı sağladığı gösterilmiştir. b /2t 0,3 E / σ s a 200 / (2 15) = 6,67 < 0,3 21000 / 36 = 7,25 Narinlik oranı kontrolü Çubuk burkulma boyu / atalet yarıçapı 4 E / σ s a 4 21000 / 36 = 96,61 515 27,84 96,61 18,5 = <

Çapraz elemanların birleşim detaylarında; 1 - Çaprazların eksenel kuvvet kapasitesi ( basınç ve çekme için ayrı ayrı hesaplanır. ) 2 - Düğüm noktalarında birleşen diğer elemanların kapasitesine bağlı olarak söz konusu çapraza aktarabilecek en büyük eksenel kuvvet 3 - Arttırılmış deprem etkisinden meydana gelen eksenel kuvvet karşılaştırılarak bunların arasından en küçük olan yük seçilir.

KOLON EKİ Kolon ek detayları, Deprem Yönetmeliği Madde 4.3.5 e uygun olarak teşkil edilecektir. Buna göre, kolon ek detayı tam penetrasyonlu küt kaynak kullanarak oluşturulacaktır. Ancak eklenecek profillerin enkesit yüksekliklerinin farklı olması nedeniyle, profiller arasında gerilme akısını sağlamak üzere, 55 mm kalınlıklı bir geçiş plakası kullanılacaktır. Profilleri geçiş plakasına bağlayan küt kaynak kalınlıkları hesaplarla gösterilmiştir.

Yüksek yapılardaki kolonların belirli mesefalerden sonra eklenmesi gerekecektir. Bu proje kapsamında eklerin kat ortalarında yapılmasına özen gösterilmiştir. İki tür ek yapılabilir 1 Tam Ek Üst parçanın yükünün tamamı dikkate alınır. Kullanılacak ek laşelerinin kesiti üst kolon profilinin gövde ve başlık alanlarından küçük olmamalıdır. 2 Temas Eki Yalnızca basınca çalışan sürekli kolonların ekleri ile arasında tam bir temas varsa Eki örten parçalar ve birleşim araçları kolon yükünün yarısı için hesaplanabilir.

Kolondan gelen yükleri beton veya betonarme temele aktaran konstrüksiyona kolon ayağı denir.

Ankastre kolon ayağında aktarılması gereken statik tesirler; eksenel kuvvet, eğilme momenti ve kesme kuvvetidir. Ayağa tesir eden D basınç ve Z çekme kuvvetlerine ayrılır. Z kuvveti ankraj bulonları ile, D kuvveti ise doğrudan basınç ile sömele aktarılır. H yatay kuvvetinin aktarılması için, ayak levhasının altına bir korniyer veya kiriş parçası kaynaklanır.

TEŞEKKÜRLER. 2009 2010 Güz yarılı bitirme projesinde benden yardımlarını esirgemeyen ve çok değerli bilgilerini bana aktaran sayın hocam Yrd. Doç. Dr. Devrim ÖZHENDEKÇİ başta olmak üzere bütün yapı anabilim dalı hocalarıma sonsuz saygılarımı sunar ve verdikleri emeklerden dolayı teşekkür ederim.