ZAYIFLATILMIŞ KİRİŞ ENKESİTLİ KİRİŞ KOLON BİRLEŞİMLERİ Övünç TEZER(*) ÖZET Bu yazıda, 1994 te Northridge depreminde oluşan hasarları dikkate alarak, bu hasarları gelecekte gidermek amacıyla ortaya atılan ve hakkında yoğun ve detaylı çalışmalar yapılmış olan zayıflatılmış kiriş-kolon birleşimleri hakkında açıklayıcı bilgiler verilmiştir. Sözkonusu deprem ve etkileri kısaca irdelenmiş, ortaya çıkan problemi çözmek için geliştirilen teknikler açıklanmış ve bu tekniklerden biri olan zayıflatılmış kiriş-kolon birleşimleri okuyucuya tanıtılmıştır. Bu zayıflatmanın eleman davranışına etkisi üzerinde durulmuştur. GİRİŞ Çelik yapıların sünek davranışı, tek başına çelik malzemesinin süneklik özelliği ile sağlanamaz. Buna ek olarak, çerçeveleri oluşturan yapı elemanlarının birleşimlerinde istenen plastikleşmelerin gerçekleşmesini sağlayacak yeterli dayanım, tasarımda dikkate alınan rijit çerçeve kabulüne ters düşmeyecek şekilde bir rijit davranış ve özellikle birleşim bölgelerinde tekrarlı yükler altında elastik olmayan deformasyonların oluşmasına engel olmayacak bir detaylandırma gerekir. Bu sayede kiriş-kolon birleşimlerindeki panel bölgeleri, kirişler ve bir ölçüde kolonlar da plastik dönme kapasitelerini kullanmak suretiyle depremin yapıya aktardığı enerjiyi sönümlemeye çalışırlar. Bahsedilen sünek davranış, ana taşıyıcı yapının tüm bölgelerinde yeterli sünek davranışın görülebilmesiyle mümkündür. Bu açıdan bakıldığında, birleşim araçları olarak kullanılan kaynak ve bulonların sünek olmayan davranışları, özel dikkat gerektirmektedir. Sözkonusu birleşim araçları, birleştirdikleri elemanlarda oluşabilecek maksimum kuvvetleri aktarabilecek düzeyde olmalıdırlar [1]. (*) Arş. Gör., İTÜ İnşaat Fakültesi, İstanbul NORTHRIDGE ŞOKU Yapı malzemesi olarak çeliği yoğun olarak kullanan A.B.D. de, yukarıda belirtilen davranışın, halihazırdaki tasarım yönetmelikleriyle sağlandığı inancı, 1994 yılında Kaliforniya eyaletinin Northridge yöresinde meydana gelen ve aletsel büyüklüğü 6.7 olan depremle sarsılmıştır. Kuvvetli zemin hareketinin yalnızca 10 saniye sürmesine rağmen, 20 milyar dolarlık zarar ile, ülkenin o zamana dek gördüğü en yüksek mali zararlı afet olmuştur [2]. Depremin hemen sonrasındaki ilk izlenimlere göre çelik yapılarda deprem nedeniyle önemli bir hasar oluşmadığı sonucuna varılmasına rağmen, zamanla durumun pek de parlak olmadığı ortaya çıkmıştır. Örneğin asansörlerin çalışmasında karşılaşılan bir takım problemler, dikkatleri, taşıyıcı olmayan mimari bileşenlerin arkasında kalan yapısal çelik taşıyıcı elemanlara çekmiştir. İncelemeler sonu- Şekil 1 - Northridge Öncesinde Kullanılan Tipik Birleşim Detayı ve Depremde Oluşan Çatlaklar [1] 54 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1
cunda, Northridge öncesi yapılarda yaygın olarak kullanılmış olan ve güvenli olduğu düşünülegelen tipik kiriş kolon birleşiminin kullanıldığı binalarda, özellikle kiriş başlıklarını kolon başlığına bağlayan kaynak dikişleri civarında çatlaklar oluştuğu gözlenmiştir (Şekil 1). Northridge öncesi bir çok deneysel ve analitik çalışmalar sonucu kabul görerek yönetmeliklere giren ve yönetmeliklerce önerilen bu detay, deprem sonrasında yayınlanan bir acil raporla, yönetmeliklerden çıkarılmıştır [3,4]. Oluşan hasarın nedenlerini ve olası çözüm önerilerini ortaya çıkarabilmek amacıyla, devlet desteğiyle bir çok üniversitenin de katıldığı bir araştırma programı başlatılmıştır [7]. Hasarın olası nedenleri hakkında yürütülen çalışmaların detaylı bir derlemesi, dilimizde yayınlanan [5] ve [6] numaralı yazılardan incelenebilir. Özetlemek gerekirse, hasarın ana nedeni olarak, gevrek davranış göstermek suretiyle kiriş - kolon birleşiminin sünek davranışla enerji yutabilmesini engelleyen birleşim elemanları (kaynak, bulon), beklenenin çok üzerinde gerilmelere maruz kalan birleşim detayları (kaynak ulaşım deliği gibi), döşeme etkisi, çelik malzemenin varsayılanın aksine izotropik olmaması sayılabilir [5]. ÇÖZÜM ÖNERİLERİ Moment aktaran çelik çerçevelerde görülen problemleri çözmek amacıyla oluşturulan çalışma grupları, temel olarak 3 farklı çözüm tekniği üzerine yoğunlaşmışlardır. Bunlar, 1. Birleşimi güçlendirmek suretiyle, kiriş kolon birleşiminde kiriş başlığında oluşan gerilme düzeyini azaltmak, 2.Kolon yüzünde oluşan kiriş eğilme momentini azaltarak deformasyonları kontrol altında tutmak, 3. Kullanılan kaynak dikişlerinin kırılma dayanımlarının artırılması şeklindedir [3]. İlk iki maddede belirtilen teknikler sonucunda, şiddetli bir deprem durumunda oluşması beklenen plastik mafsalın, kırılgan kaynak dikişlerinin bulunduğu ve karmaşık geometri nedeniyle üç eksenli gerilmeye maruz kalan kolon yüzünden uzaklaştırılması amaçlanmıştır. Şekil 2 de birinci çözüm tekniğine göre öngörülmüş çeşitli güçlendirilmiş birleşim detayları verilmiştir. Bu detaylar incelenirse, konstrüktif açıdan birleşimin zorlandığı, bunun sonucunda da eskisinden de karmaşık geometriye sahip bir detay elde edildiği görülebilir. İşcilik ve ek malzeme açısından da bu tip düzenlemelerin pek de ekonomik olmayacağı daha ilk bakışta söylenebilir. Şekil 2 deki birleşimlere ait çok detaylı çalışmalara, mevcut literatürden ulaşılabilir [8,9,10]. Yukarıda verilen çözüm tekniklerinden biri de, kaynak kalitesinin iyileştirilmesidir. Bu ise, kabaca, ya kaynak tekniği, ya da kaynak malzemesi açısından yapılacak iyileştirmelerle mümkündür. Bu konu hakkında da detaylı bilimsel çalışmalar yapılmıştır [11,12,13]. İkinci çözüm tekniğine uygun olarak, plastik mafsalların oluştuğu bölgenin kolon yüzünden belli bir mesafe uzağa yönlendirilmesi, uygun bir çözüm stratejisi olarak ortaya çıkmaktadır. Şekil 2 - Güçlendirilmiş Moment Aktaran Birleşim Önerileri [1] ZAYIFLATILMIŞ KİRİŞ ENKESİTİ Northridge depremi sonrasında yaygın olarak kullanılmaya başlanan kapasiteye göre tasarım kavramına göre, kiriş kolon birleşimlerinde elastik olmayan şekil değiştirmelerin belirli bir bölgeye yönlendirilmesi amaçlanır. Bu prensipe uygun olarak, zayıflatılmış kiriş enkesiti TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1 55
kavramı ortaya atılmıştır. Bu birleşim tipinde, kolon yüzünden belli bir uzaklıkta, kirişin hem alt hem de üst başlığında yapılacak azaltmalar yardımıyla yapıya bir anlamda yapısal bir sigorta yerleştirilerek, elastik olmayan şekil değiştirmeler zayıflatılmış bölgeye yönlendirilerek kontrol altına alınabilmektedir. Dünyaca ünlü çelik üreticisi, 1992 yılında A.B.D. de bu birleşim tipinin patentini almış, ancak 1994 teki Northridge depreminden sonra tüm telif haklarından vazgeçerek bu birleşimin incelenmesini ve olası kullanımını yoğun biçimde desteklemiştir. Zayıflatılmış kiriş enkesitine ait tipik kesim seçenekleri Şekil 3 te görülebilir. Şekil 4 - Dairesel Zayıflatılmış Kiriş Enkesitli Birleşim [16] Şekil 3 - Zayıflatılmış Kiriş Enkesiti Tipleri Şekil 3a da ilk ortaya atılan zayıflatma biçimi görülmektedir. Kolon yüzüne yaklaştıkça artan momente uygun olarak bu etkiyi karşılayacak kesitin de artması fikri, Şekil 3b deki düzgün değişen kiriş enkesitini ortaya çıkarmıştır. Yapılan testlerin çoğunda, bu iki kiriş tipi de iyi sonuçlar vermiş ve büyük süneklik oranlarına ulaşabilmişlerdir [14]. Ancak ortaya çıkan esas problem, kiriş başlıklarındaki kesimlerin ani değiştiği noktalarda gözlenen çatlak ve kırılmalar olmuştur. Bunun tek nedeninin yapılan kesimler sonucu başlıklarda kalan ve gözle görülmeyen ufak çentiklerin, gerilme yığılmaları sonucu çatlaklara dönüşmesi olduğu açıktır. Sözkonusu sakıncayı ortadan kaldıran dairesel zayıflatılmış kiriş enkesiti (Şekil 4), yürütülen bilimsel çalışmalarda en çok kullanılan ve bunun sonucunda yönetmeliklerce kullanılması önerilen tek zayıflatılmış kiriş enkesiti olarak öne çıkmıştır [15]. Bu çözüm ile, akma ve plastik mafsal oluşumunun zayıflatılmış kesitte yayılı biçimde ortaya çıkması sağlanmakta, kolon yüzündeki büyük şekil değiştirmeler ve bunun sonucunda ortaya çıkacak büyük momentler sınırlanmaktadır. Kiriş başlığının kolonla birleştiği bölgede oluşacak etkilerin azaltılması, kirişi kolona bağlayan küt kaynaklarda ve kaynağın çevresinde oluşacak istenmeyen zorlamaların ve dolayısıyla olası kırılmaların önlenebilmesini sağlamaktadır. Kolon yüzünde ortaya çıkacak moment değerinin kontrol altında tutulabilmesi, deprem yönetmeliklerinin en önemli koşullarından biri olan güçlü kolon - zayıf kiriş ilkesinin sağlanabilmesine de yardım eder. Kiriş enkesitinin azaltılması için, genellikle üst ve alt başlıkların her ikisinde de dairesel kesimler yapılır. Şekil 5 te, kullanılan notasyon verilmiştir. Yapılan testlerde kullanılan a, b ve c değerlerinin değerlendirilmesi sonucu, aşağıdaki boyutlar önerilmiştir : Şekil 5 - Zayıflatılmış Kiriş Enkesiti Geometrisi [17] 56 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1
Şekil 6-0,03 Radyan Dönme Sonrasında Birleşimin Durumu [18] a (0.50 ~ 0.75) b f b (0.65 ~ 0.85) d Burada b f kiriş başlık genişliğini, d kiriş yüksekliğini göstermektedir. Şekil 5 te c ile gösterilen kesim derinliği ise, performansı etkileyen en önemli parametre olarak öne çıkmaktadır. Kesim derinliğinin belirlenmesi, zayıflatılmış kesitte ve aynı zamanda kolon yüzünde oluşacak momentin belirlenmesi açısından çok önemlidir. Toplam kesim derinliği 2c için mevcut standartlarda en fazla 0.50b f değeri verilmekte, ancak uygulamada 0.40b f nin üstüne çıkılmaması önerilmektedir. Northridge sonrasında ortaya atılan güçlendirilmiş kiriş kolon birleşimlerinin aksine, zayıflatılmış kiriş enkesitli birleşim, herhangi bir takviye levhası ve bu levhaları kirişe bağlayacak karmaşık ve uygulaması zor kaynak dikişleri gerektirmemekte, bu sayede malzeme ve işcilik açısından da ekonomik bir birleşim olma özelliği kazanmaktadır. Deneylerde gösterdiği olumlu performans ve bahsedilen ekonomiklik özelliği nedeniyle, depreme dayanıklı çelik yapı tasarımıyla ilgilenenlerden yoğun ilgi görmektedir. Kiriş kolon birleşimlerinin sünek davranışı, yapının sünek davranışı için esastır. Moment aktaran birleşimlerin sünek davrandığını söyleyebilmek için, bu birleşimlerin en az 0,03 radyan oranında bir dönme miktarına, birleşimin eğilme momenti taşıma gücünde en çok %20 azalma ile ulaşabilmesi gerekir. Döşeme etkisinin dikkate alınmadığı zayıflatılmış kiriş enkesitli bir birleşimin deney sonrası görüntüsü Şekil 6 dan izlenebilir. Çelik yapılarda genellikle kompozit (karma) çalıştırılan kiriş ve döşemenin bulunması durumunda davranışın ne gibi değişikliklere uğrayabileceği, çeşitli nümerik ve analitik çalışmalarla incelenmiştir. Bu çalışmalar sonucunda, kompozit döşemelerin, karma enkesitin tarafsız eksenini önemli miktarda yukarıya çektiği ve bunun sonucunda kiriş alt başlığı kaynak dikişleri veya zayıflatılmış bölgesinde önemli şekil değiştirmelerin beklenmesi gerektiği; ne var ki bu şekil değiştirmelerin gerçekleşememesi halinde, sözkonusu bölgelerde de kırılmalar görülebildiği ortaya çıkmıştır. Bu yan etkisine rağmen, kirişte yanal burkulmanın ve özellikle kirişin üst başlığında oluşabilecek yerel burkulmaların önüne geçmesi bakımından kompozit döşemenin faydalı olduğu söylenebilir. Bu durum, birleşimde yutulan enerji miktarını ve birleşimin sünekliğini olumlu yönde etkilemektedir (Şekil 7) [16]. KİRİŞTEKİ ZAYIFLATMANIN DAVRANIŞA ETKİSİ Depreme dayanıklı çelik yapı tasarımında önemli bir yenilik olarak kabul edilen zayıflatılmış kiriş enkesiti kavramı, Northridge depremi sonrası ortaya atılan yaratıcı fikirler arasında öne çıkmaktadır. Yapılan çalışmalar özellikle hasar gözlenen kiriş-kolon birleşimine odaklanmakta ise de, kesitteki azalmanın davranışı nasıl etkilediği de göz önünde tutulması gereken bir konudur. A.B.D. de bu konuda yapılan çalışmalar, sıkça kullanılan ve ülkemiz için oldukça büyük ebattaki kesitler üzerinedir. (Fikir vermek açısından belirtmek gerekir ki; kesitteki zayıflamanın etkisini bilgisayar ortamında nümerik modellemeyle inceleyen bir çalışmada [19] kullanılan kiriş enkesiti, W36x150 olarak anılan ve kiriş yüksekliği 920 mm, başlık genişliği 310 mm ve kuvvetli eksen etrafın- Şekil 7 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1 57
daki atalet momenti 376800 cm 4 olan bir kesittir. IPN serisinin en büyük kesiti olan IPN600 profilinde ise I x =139000 cm 4 mertebesindedir!) Sözkonusu zayıflatmanın kesit özelliklerine etkisini analitik olarak inceleyen kapsamlı bir çalışma da literatürde mevcuttur [20]. Ülkemizde kullanılan kesitlere benzer bir kesit olması açısından, Şekil 8 de verilen kaynaklı yapma kiriş kesiti üzerinde de benzer bir çalışma yapılmıştır [21]. Tablo 1 - Azaltma Katsayıları Başlık azaltma k A azaltma katsayısı % 0 1.016 1.016 % 20 1.009 1.012 % 40 0.998 1.005 % 50 0.990 1.001 Başlık azaltma k Ix azaltma katsayısı % 0 0.991 1.011 % 20 0.965 0.994 % 40 0.928 0.967 % 50 0.903 0.950 Şekil 8 - Çalışmada Kullanılan Kiriş Enkesiti A enkesit alanı, I x ve I y kuvvetli ve zayıf eksen etrafındaki atalet momenti, J burulma sabitidir. Sözkonusu kesit bilgisayar ortamında NISA programı ile nümerik olarak modellenmiştir. 6 ve 10 metre uzunluktaki kiriş elemanları için hazırlanan modele, her iki ucunda 6 serbestlik derecesine sahip uzay çubuk eleman için tanımlanan ve birbirinden bağımsız 4 ayrı yükleme durumunu temsil eden [22], i. Eksenel kuvvet ii. Kuvvetli asal eksen etrafında eğilme iii. Zayıf asal eksen etrafında eğilme iv. Burulma durumları için gerekli birim yüklemeler yapılmış ve çeşitli kesim yüzdeleri için sonuçlar elde edilmiştir. Ortaya çıkan sonuçları ve teorik değerleri oranlayarak, i. Eksenel rijitlik azaltma katsayısı, k A ii. Kuvvetli eksen etrafında eğilme rijitliği katsayısı, k Ix iii. Zayıf eksen etrafında eğilme rijitliği katsayısı, k Iy iv. Burulma rijitliği katsayısı, k J şeklinde dört ayrı katsayı elde edilmiştir. 6 ve 10 metre açıklık ve çeşitli kesim yüzdeleri için elde edilen bu katsayılar aşağıdaki tabloda özetlenmiştir. Sonuçlar incelendiğinde, kiriş enkesitinde yapılan Başlık azaltma k Iy azaltma katsayısı % 0 0.998 0.999 % 20 0.888 0.925 % 40 0.698 0.783 % 50 0.567 0.671 Başlık azaltma k J azaltma katsayısı % 0 1.000 1.000 % 20 0.810 0.998 % 40 0.807 0.995 % 50 0.805 0.993 azaltmanın eksenel rijitliğe neredeyse hiç etkisinin olmadığı görülebilir. Kirişin kuvetli eksen etrafındaki eğilme rijitliğinde %10 mertebelerinde azaltıcı etkisi olan bu azaltma, kiriş açıklığı arttıkça etkisini kaybetmekte; %10 dan %5 mertebesine kadar düşmektedir. Zayıf eksen etrafındaki davranışa bakıldığında, kiriş başlıklarının katkısı önemli ölçüde azaltıldığından, %40 lara varan rijitlik azalması görülmekte, 10 metre açıklık için bile %33 lük bir azalma sözkonusu olmaktadır. Burulma durumu incelendiğinde de, %20 civarındaki rijitlik azalmasının, açıklık arttıkça etkisini tamamen kaybettiği görülmektedir. Açıklık arttıkça rijitlik kaybının azalması, geniş açıklıklarda da bu tekniğin kullanılabileceği sonucunu ortaya çıkarmaktadır. Ne var ki artan açıklıklar, kiriş-kolon birleşiminde oluşacak momentlerin de artması anlamına geldiğinden, tasarım aşamasında dikkatli davranmak gerekecektir. 58 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1
KAYNAKÇA [1] M.Bruneau, C.M.Uang, A.Whittaker ; Ductile Design of Steel Structures, McGraw-Hill Co., 1998. [2] Northridge Earthquake Reconnaissance Report Vol.1, Earthquake Spectra, Suppl. C to Vol.11, 1995. [3] J.L.Gross, Design Guidelines for the Seismic Modification of Welded Steel Moment Frame Buildings, NIST SP 931, 1998. [4] ICBO Boards Approves Emergency Structural Design Provisions, Building Standards, Sept.- Oct., 1994. [5] N.Bayülke, 1994 Northridge Kaliforniya Depremi Sonrasında Moment Taşıyan Çelik Kolon-Kiriş Birleşim Yerleri Üzerinde Yapılan Deneyler, Araştırma ve Geliştirmeler, TMH Türkiye Mühendislik Haberleri, Sayı 425-2003/3, 2003. [6] N.Bayülke, Moment Taşıyan Çelik Kolon Kiriş Birleşim Yerlerinin 1994 Northridge Kaliforniya Depremindeki Davranışı, Türkiye Mühendislik Haberleri, Sayı 382, 1996. [7] SAC Joint Venture, Invitational Workshop on steel seismic issues, Proceedings, 1994. [8] T.Kim ve diğ., Cover-Plate and Flange-Plate Steel Moment-Resisting Connections, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [9] T.Kim ve diğ., Experimental Evaluation of Plate- Reinforced Steel Moment-Resisting Connections, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [10] S.Schneider ve diğ., Inelastic Behaviour of Bolted Flange Plate Connections, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [11] R.Tide, Stability of Weld Metal Subjected to Cyclic Static and Seismic Loading, Engineering Structures, Vol.20, No.4-6, 1998. [12] E.Kaufmann ve diğ., Achieving Ductile Behaviour of Moment Connections, Modern Steel Construction, Vol.36 No.1, 1996. [13] J.C.Anderson, Cyclic Testing of Moment Connections Upgraded with Weld Overlays, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [14] N.R.Iwankiw ve diğ., The Dogbone: A New Idea to Chew On, Modern Steel Construction, Vol.36 No.4, 1996. [15] FEMA 350, Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings. [16] M.D.Engelhardt, Experimental Evaluation of Cyclically Loaded reduced Beam Section Moment Connections, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [17] M.D.Engelhardt ve diğ., Design of Reduced Beam Section (RBS) Moment Frame Connections, Steel Tips, 1999. [18] B.Chi ve diğ.,cyclic Response and Design Recommendations of Reduced Beam Section Moment Connections with Deep Columns, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.128 No.4, 2002. [19] K.V.Grubbs, The Effect of the Dogbone Connection on the Elastic Stiffness of Steel Moment Frames, MSc thesis, The University of Texas at Austin, 1997. [20] J.J.Chambers, Effect of Reduced Beam Section Frame Elements on Stiffness of Moment Frames, ASCE Jornal of Structural Engineering, Vol.129 No.3, 2003. [21] Ö.Tezer, Zayıflatılmış Kiriş Enkesitinin Çelik Elemanların Davranışına Etkisi, Yüksek Lisans tezi, İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, 2002. [22] W.McGuire ve diğ., Matrix Structural Analysis, Wiley Co., 2000. TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 435-2005/1 59