Düşük Dayanımlı Betonarme Elemanlarda Donatı Bindirme Boyunun Yatay Yükler Altındaki Davranışa Etkisi

(1)

ĐSTANBUL TEKNĐK ÜNĐVERSĐTESĐ FEN BĐLĐMLERĐ ENSTĐTÜSÜ

YÜKSEK LĐSANS TEZĐ Hakan YILMAZ

Anabilim Dalı : Đnşaat Mühendisliği Programı : Yapı Mühendisliği

EKĐM 2009

DÜŞÜK DAYANIMLI BETONARME ELEMANLARDA DONATI BĐNDĐRME BOYUNUN YATAY YÜKLER ALTINDAKĐ DAVRANIŞA

(2)

(3)

EKĐM 2009

ĐSTANBUL TEKNĐK ÜNĐVERSĐTESĐ FEN BĐLĐMLERĐ ENSTĐTÜSÜ

YÜKSEK LĐSANS TEZĐ Hakan YILMAZ

(501061051)

Tezin Enstitüye Verildiği Tarih : 07 Eylül 2009 Tezin Savunulduğu Tarih : 13 Ekim 2009

Tez Danışmanı : Doç. Dr. Alper ĐLKĐ (ĐTÜ) Diğer Jüri Üyeleri : Doç. Dr.Oğuz Cem ÇELĐK (ĐTÜ)

Yrd. Doç. Dr. Ercan YÜKSEL (ĐTÜ)

DÜŞÜK DAYANIMLI BETONARME ELEMANLARDA DONATI BĐNDĐRME BOYUNUN YATAY YÜKLER ALTINDAKĐ DAVRANIŞA

(4)

(5)

ÖNSÖZ

Đstanbul Teknik Üniversitesi, Đnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı, Yapı Mühendisliği programı çerçevesinde gerçekleştirilen bu yüksek lisans tez çalışmasında, ülkemizde çokça rastlanılan düşük dayanımlı betonla imal edilmiş betonarme elemanların, yine geçmişte yaygın kullanıma sahip düz donatıyla teşkilinde bindirme boyunun performansa etkisi incelenmiştir.

Gerek çalışmalarımın tüm aşamalarında, gerekse lisans ve yüksek lisans eğitimim boyunca bilgi ve deneyimleriyle bana her konuda destek olan sayın hocam Doç. Dr. Alper Đlki’ye teşekkürlerimi sunarım.

Bu çalışma sırasında bana yardımcı olan Halil Yıldız, Alper Polat, Đ.T.Ü. Yapı Malzemesi Laboratuvarı ve Đ.T.Ü. Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı çalışanlarına ve çalışmayı maddi olarak destekleyen Art-Yol Mühendislik Mimarlık Đnşaat Taahüt Ltd. Şti.’ne ve Đston Đstanbul Beton Elemanları ve Hazır Beton Fabrikaları San. ve Tic. A.Ş.’ne teşekkür ederim.

Meslek yaşamımda tecrübeleriyle bana ışık tutan sayın Dr. Đrfan Balıoğlu’na ve hayatımın tüm aşamalarında koşulsuz olarak bana destek veren aileme tüm kalbimle teşekkürü borç bilirim.

Eylül 2009 Hakan YILMAZ

(6)

(7)

ĐÇĐNDEKĐLER Sayfa ÖNSÖZ... iii ĐÇĐNDEKĐLER ...v SEMBOLLER... vii KISALTMALAR ... ix ÇĐZELGE LĐSTESĐ... xi

ŞEKĐL LĐSTESĐ... xiii

ÖZET... xix

SUMMARY... xxi

1. GĐRĐŞ ... 1

1.1 Tezin Amacı... 2

1.2 Literatür Özeti ... 2

2. NUMUNE VE MALZEME ÖZELLĐKLERĐ ... 7

2.1 Giriş ... 7 2.2 Numune Tasarımı... 7 2.2.1 Bindirmeli Ekler ... 7 2.2.2 Kapasite Hesabı...11 2.2.3 Numunelerin Đsimlendirilmesi ...14 2.3 Malzeme Bilgisi ... 15 2.3.1 Beton...15 2.3.2 Çelik Donatı ...19

3. NUMUNELERĐN ÜRETĐLMESĐ VE DENEY DÜZENEĞĐNĐN HAZIRLANMASI ...21

3.1 Giriş ... 21

3.2 Numunelerin Üretilmesi ... 21

3.2.1 Numune Đskeletlerinin Hazırlanması...21

3.2.2 Donatılar Üzerine Şekildeğiştirmeölçerlerin Yapıştırılması...26

3.2.3 Temel Kalıplarının Hazırlanması ...27

3.2.4 Temel Betonun Dökülmesi ...28

3.2.5 Kolon Kalıplarının Hazırlanması ...30

3.2.6 Kolon Betonunun Dökülmesi...30

3.3 Deney Düzeneğinin Hazırlanması... 31

3.3.1 Deney Tertibatı...31

3.3.2 Yerdeğiştirme Ölçerlerin Yerleştirilmesi...34

3.3.3 Numunelerin Deneye Hazırlanması ...36

4. DENEY SONUÇLARI...39

4.1 Giriş ... 39

4.2 Deney Numuneleri ... 39

4.3 Yükleme Patronu... 39 4.4 Boyuna Donatıları 25Φ (350 mm) Bindirme Boyuna Sahip Numune

(8)

4.4.1 Deney Gözlemleri ... 41

4.4.2 Toplanan Deney Verileri ... 47

4.5 Boyuna Donatıları 35Φ (490 mm) Bindirme Boyuna Sahip Numune (LS-35Φ-N1) ...52

4.6 Boyuna Donatıları 44Φ (616 mm) Bindirme Boyuna Sahip Numune (LS-44Φ-N1) ...63

4.7 Boyuna Doantıları 55Φ( 770 mm) Bindirme Boyuna Sahip Numune (LS-55Φ-N1) ...72

4.8 Sürekli Donatılı Numune (LS-CON-N1) ...82

5. DEĞERLENDĐRME ... 95

5.1 Giriş...95

5.2 Numunelerdeki Gözlem Hasarlarının Karşılaştırılması ...95

5.3 Numunelerin Yük-Yerdeğiştirme Đlişkilerinin Karşılaştırılması ...96

5.4 Numunelerin Kalıcı Yerdeğiştirme Öteleme Oranı Đlişkilerinin Karşılaştırılması...99

5.5 Numunelerin Kalıcı Yerdeğiştirme Öteleme Oranı Đlişkilerinin Karşılaştırılması... 100

5.6 Numunelerin Rijitlik Öteleme Oranı Đlişkilerinin Karşılaştırılması ... 101

5.7 Numunelerin Öteleme Oranlarındaki Kapasitelerinin Karşılaştırılması ... 102

5.8 Numunelerin Öteleme Oranlarındaki Donatı Şekildeğiştirme Profillerinin Karşılaştırılması... 103

5.8.1 %0.1 Đtme Öteleme Oranı... 103

5.8.2 %0.1Çekme Öteleme Oranı... 103

5.8.4 %0.25 Çekme Öteleme Oranı ... 104

5.8.6 %0.5 Çekme Öteleme Oranı... 105

5.8.7 %1 Đtme Öteleme Oranı... 106

5.8.8 %1 Çekme Öteleme Oranı... 106

6. SONUÇLAR ... 111

KAYNAKLAR... 113

(9)

SEMBOLLER

fck : Beton Karakteristik Basınç Dayanımı

fctk : Beton Karakteristik Eksenel Çekme Dayanımı

fck j : J Günlük Beton Karakteristik Basınç Dayanımı

fyk : Boyuna Donatı Karakteristik Akma Dayanımı

fywk : Enine Donatı Karakteristik Akma Dayanımı

fcd : Beton Tasarım Basınç Dayanımı

fctd : Beton Tasarım Eksenel Çekme Dayanımı

fyd : Boyuna Donatı Tasarım Akma Dayanımı

fywd : Enine Donatı Tasarım Akma Dayanımı

fs : Boyuna Donatı Emniyet Gerilmesi

lb : Kenetlenme Boyu

l0 : Bindirme Boyu

l : Bindirme Boyu

α1 : Bindirme Boyu Katsayısı

u : Aderans Gerilmesi

P : Aderans Kuvveti Vr : Kesme Dayanımı

Vcr : Kesitin kesmede Çatlama Dayanımı

Vws : Kesme Dayanımına Enine Donatının Katkısı

Vd : Tasarım Kesme Kuvveti

γ : Çatlama Dayanımına Eksenel Kuvvet Etkisini Yansıtan Katsayı

Ao : Etriye Çubuğu Kesit Alanı

N : Etriye Çubuğu Kesit Alanı

b : Kesit Genişliği d : Kesit Derinliği

s : Enine Donatı Aralığı

(10)

Ecj : J Günlük Betonun Elastisite Modülü

ε : Şekildeğiştirme

εt : Betonun Çekme Şekildeğiştirmesi

εcu : Betonun Ezilme Şekildeğiştirmesi

εcc : Betonun Maksimum Dayanımdaki Şekildeğiştirmesi

εsp : Sargısız Beton Đçin Dayanımın Tükendiği Maksimum Şekildeğiştirme

εy : Donatının Akma Şekildeğiştirmesi

εsh : Donatının Pekleşme Şekildeğiştirmesi

εsu : Donatının Kopma Şekildeğiştirmesi

εco : Sargısız Betonun Maksimum Dayanımdaki Şekildeğiştirmesi

E : Elastisite Modülü

Ec : Betonun Elastisite Modülü

Esec : Betonun Sekant Modülü

fc : Beton Basınç Dayanımı

f'c : Betonun 28 Günlük Basınç Dayanımı

fcu : Betonun Ezilme Dayanımı

fsp : Beton Kavlama Sonrası Dayanımı

(11)

KISALTMALAR

ĐTÜ : Đstanbul Teknik Üniversitesi

DBYBHY : Deprem Bölgelerinde Yapılacak Binalar Hakkında Yönetmelik ACI : American Concrete Institute (Amerikan Beton Enstitüsü) TSE : Türk Standartları Enstitüsü

(12)

(13)

ÇĐZELGE LĐSTESĐ

Sayfa

Çizelge 2.1 : Tasarıma Esas Hesaplanan Çapa Bağlı Bindirme Boyları... 10

Çizelge 2.2 : Kesit Analizi Malzeme Giriş Verileri ... 13

Çizelge 2.3 : Betonda Kullanılan Agrega Hakkında Bilgiler ... 15

Çizelge 2.4 : 1 m3 için Beton Karışım Tablosu... 16

Çizelge 2.5 : Sertleşmiş Beton Bilgileri ... 17

Çizelge 2.6 : Düz Donatı Deneysel Bilgileri ... 20

Çizelge 4.1 : Deney Numuneleri... 39

Çizelge 4.2 : Yükleme Adımları ... 40

Çizelge 4.3 : LS-25Φ-N1Numunesi Hedef Yerdeğiştirme – Yük Değerleri... 51

Çizelge 4.4 : LS-25Φ-N1Numunesi P=0 kN Kalıcı Yerdeğiştirme Değerleri ... 52

Çizelge 4.11 : LS-CON-N1Numunesi Hedef Yerdeğiştirme – Yük Değerleri... 92

Çizelge 4.12 : LS-CON-N1Numunesi P=0 kN Kalıcı Yerdeğiştirme Değerleri ... 93

Çizelge 5.1 : Numunelerin Taban Çatlak Genişlikleri ... 95

(14)

(15)

ŞEKĐL LĐSTESĐ

Sayfa

Şekil 2.1 : Aderans Gerilmesinde Göz Önüne Alınan Kuvvetler ... 9

Şekil 2.2 : TS500’e Göre Kanca Detayları ... 10

Şekil 2.3 : Mander Beton Modeli... 11

Şekil 2.4 : Donatı Çeliği Modeli ... 12

Şekil 2.5 : Xtract ile Hesaplanan Moment Eğrilik Đlişkisi... 13

Şekil 2.6 : Numunelerin Đsimlendirilmesi... 14

Şekil 2.7 : Betonun Zamana Bağlı Dayanım Değişimi ... 16

Şekil 2.8 : 28 Günlük Standart Silindir Basınç Deneyi Gerilme Şekildeğiştirme Đlişkileri... 17

Şekil 2.12 : Standart Silindir Basınç Deneyi ... 19

Şekil 2.13 : 14 mm Çaplı Düz Donatı Đçin Gerilme Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 19

Şekil 2.14 : 10 mm Çaplı Düz Donatı Đçin Gerilme Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 20

Şekil 3.1 : Numunenin Đzometrik Görünüşü... 21

Şekil 3.2 : Numunenin Plandaki Görünüşü ... 22

Şekil 3.3 : Numunenin Boy Kesiti ... 23

Şekil 3.4 : Donatı Açılımları... 24

Şekil 3.5 : Numune Đskeletinin Hazırlanışı... 25

Şekil 3.6 : Şekildeğiştirmeölçerlerin Tipik Numune Üzerindeki Konumları ... 26

Şekil 3.7 : Kalıp Đçerisinde Tipik Numune Đskeleti... 27

Şekil 3.8 : Temel Kalıpları... 27

Şekil 3.9 : Temel Donatılarına PVC Boruların Yerleştirilmesi ... 28

Şekil 3.10 : Temel Betonunun Dökülmesi... 29

Şekil 3.11 : Kolon Kalıpları ... 30

Şekil 3.12 : Kolon Betonunun Dökülmesi... 31

Şekil 3.13 : Tipik Deney Düzeneği Genel Görünümü ... 32

Şekil 3.14 : Deney Düzeneği ... 33

Şekil 3.15 : Deney Kontrol Odası ... 34

Şekil 3.16 : Yerdeğiştirme Ölçerlerin Konumları ... 35

Şekil 3.17 : Yerdeğiştirme Ölçerlerin Yerleştirilmesi... 36

Şekil 4.1 : Yükleme Patronu ... 40 Şekil 4.2 : LS-25Φ-N1 Batı(W) Yüzü Hasarsız ve Đlk Eğilme Çatlakları (+%0.25

(16)

Şekil 4.3 : LS-25Φ-N1 Batı(W) Yüzü Đlk Eğilme Çatlakları (+%0.25 Ö.O.) ...42 Şekil 4.4 : LS-25Φ-N1 %3 Çekme Ö.O. Sonrası Batı(W) ve Doğu(E) Yüzlerinde

Oluşan Eğilme Çatlakları ...43 Şekil 4.5 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%3 Çekmede Doğu(E) Yüzünde Oluşan Düşey Çatlak43 Şekil 4.6 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%4 Đtmede Batı(W) Yüzünde Oluşan Düşey Çatlak ....44 Şekil 4.7 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%6 Đtmede Batı(W) Yüzünde Düşey Çatlağın Durumu

ve Taban Çatlağının Genişlemesi ...44 Şekil 4.8 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%6 Đtmede Batı(W) Yüzünde Düşey Çatlağın Durumu

ve Taban Çatlağının Genişlemesi ...45 Şekil 4.9 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%8 Đtmeye Gidilirken P=0 kN Kalıcı Hasar ve Batı(W)

Yüzündeki Çatlakların Durumu (δkalıcı=79.5 mm ) ...45

Şekil 4.10 : LS-25Φ-N1 Ö.O.%8 Çekme Çeviriminin Sonunda Tabandaki Çatlağın Durumu Çatlak Genişliği ~30 mm, P=7.5 kN ...46 Şekil 4.11 : LS-25Φ-N1 Deney Sonunda P=0 kN iken Numunenin Durumu

δkalıcı=117 mm ...46

Şekil 4.12 : LS-25Φ-N1Numunesi Yük (kN) Yerdeğiştirme (mm) Đlişkisi...48 Şekil 4.13 : LS-25Φ-N1Numunesi Moment (kNm) Eğrilik (1/mm) Đlişkisi...49 Şekil 4.14 : LS-25Φ-N1Numunesi Yatay Kuvvet/Teorik Yatay Kuvvet Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi ...50 Şekil 4.15 : LS-25Φ-N1Numunesi Kalıcı Yerdeğiştirme/Hedef Yerdeğiştirme Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi ...51 Şekil 4.16 : LS-35Φ-N1 Batı(W) Yüzü Hasarsız ve Đlk Eğilme Çatlakları

(+%0.50 Ö.O.) Oluştuktan Sonraki Durumu...53 Şekil 4.17 : LS-35Φ-N1 %4 Đtme Ö.O. da Batı(W) ve Doğu(E) Yüzlerinin ve

Tabanın Durumu(P=13.1 kN, δ=66 mm) ...54 Şekil 4.18 : LS-35Φ-N1 Ö.O.%4 Çekmede Batı(W) ve Doğu(E) Yüzünde Oluşan

Düşey Çatlaklar...55 Şekil 4.19 : LS-35Φ-N1 Ö.O.%6 Đtmede Çekmede Batı(W) Yüzü ve Tabandaki

Eğilme Çatlağı (P=11.7 kN) ...55 Şekil 4.20 : LS-35Φ-N1Deney Sonu Numunenin Durumu

P=0 kN, δ=124.5 mm ...56 Şekil 4.21 : LS-35Φ-N1Numunesi Yük (kN) Yerdeğiştirme (mm) Đlişkisi...58 Şekil 4.22 : LS-35Φ-N1Numunesi Moment (kNm) Eğrilik (1/mm) Đlişkisi...59 Şekil 4.23 : LS-35Φ-N1Numunesi Yatay Kuvvet/Teorik Yatay Kuvvet Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi ...60 Şekil 4.24 : LS-35Φ-N1Numunesi Kalıcı Yerdeğiştirme/Hedef Yerdeğiştirme Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi ...62 Şekil 4.25 : LS-44Φ-N1 Batı(W) Yüzü Hasarsız ve Eğilme Çatlakları (+%0.5 Ö.O.)

Oluştuktan Sonraki Durumu ...64 Şekil 4.26 : LS-44Φ-N1 Batı(W) Yüzü Eğilme Çatlakları (-%0.5 Ö.O. P=-11.1 kN)

...64 Şekil 4.27 : LS-44Φ-N1 Doğu(E) Yüzünde Oluşan Düşey Çatlak

(%4 Đtme, δ=66 mm, P=12.2 kN)...65 Şekil 4.28 : LS-44Φ-N1 Batı(W) Yüzünde Taban Çatlağından Dolayı Betonun

Dökülmesi (%6 Đtme, δ=99 mm, P=12.2 kN, Çatlak Genişliği=~25 mm) ...65 Şekil 4.29 : LS-44Φ-N1 Batı(W) Yüzünün ve Tabanın Görünümü

(%8 Đtme, δ=132 mm, P=11.9kN)...66 Şekil 4.30 : LS-44Φ-N1Numunesi Yük (kN) Yerdeğiştirme (mm) Đlişkisi...68 Şekil 4.31 : LS-44Φ-N1Numunesi Moment (kNm) Eğrilik (1/mm) Đlişkisi...71

(17)

Şekil 4.32 : LS-44Φ-N1Numunesi Yatay Kuvvet/Teorik Yatay Kuvvet Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi... 70 Şekil 4.33 : LS-44Φ-N1Numunesi Kalıcı Yerdeğiştirme/Hedef Yerdeğiştirme Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi... 72 Şekil 4.34 : LS-55Φ-N1 Batı(W) Yüzü Hasarsız ve Đlk Eğilme Çatlağı

(-%0.25 Ö.O.) Oluştuktan Sonraki Durumu ... 73 Şekil 4.35 : LS-55Φ-N1 Batı(W) Yüzünde Oluşan Eğilme Çatlakları

(+%0.50 Ö.O., δ=8.25 mm, P=11.7 kN)... 74

Şekil 4.36 : LS-55Φ-N1Numunesi +%4 Ö.O. Đtme Çevrimi Sonrası Kalıcı Hasar (P=0 kN, δ=49.5 mm) ... 75

Şekil 4.37 : LS-55Φ-N1Numunesi Doğu(E)Yüzünde Oluşan Düşey Çatlak (P=-12.3 kN, δ=-99mm) ... 76 Şekil 4.38 : LS-55Φ-N1Numunesi Deney Sonu Batı(W)Yüzü ve Tabanın Durumu

(P=0kN, δ=-119mm)... 76 Şekil 4.39 : LS-55Φ-N1Numunesi Yük (kN) Yerdeğiştirme (mm) Đlişkisi ... 79 Şekil 4.40 : LS-55Φ-N1Numunesi Moment (kNm) Eğrilik (1/mm) Đlişkisi ... 81 Şekil 4.41 : LS-55Φ-N1Numunesi Yatay Kuvvet/Teorik Yatay Kuvvet Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi... 78 Şekil 4.42 : LS-55Φ-N1Numunesi Kalıcı Yerdeğiştirme/Hedef Yerdeğiştirme Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi... 82 Şekil 4.43 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzü Hasarsız ve Đlk Eğilme Çatlakları

(+%0.10 Ö.O.) Oluştuktan Sonraki Durumu ... 83 Şekil 4.44 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzünde Asimetrik Oluşan Eğilme Çatlağı

(-%0.10 Ö.O., δ=-1.65 mm, P=-2.3 kN) ... 84 Şekil 4.45 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzünde Oluşan Eğilme Çatlakları

(-%0.25 Ö.O., δ=-4.125 mm, P=-4.7 kN) ... 84 Şekil 4.46 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzünde Oluşan Taban Çatlağı

(+%0.50 Ö.O., δ=+8.25 mm, P=+12.4 kN) ... 85 Şekil 4.47 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzünde Tabanda Betonun Ezilmesi

(-%6 Ö.O., δ=-99mm, P=-9.9 kN)... 85 Şekil 4.48 : LS-CON-N1 Batı(W) Yüzünde Donatının Burkulması

(%8 Ö.O., δ=+132mm, P=+12.2 kN) ... 86 Şekil 4.49 : LS-CON-N1 Deney Sonu Numunenin Durumu

(P=0 kN., δ=-117 mm)... 87 Şekil 4.50 : LS-CON-N1Numunesi Yük (kN) Yerdeğiştirme (mm) Đlişkisi... 89 Şekil 4.51 : LS-CON-N1Numunesi Yatay Kuvvet/Teorik Yatay Kuvvet Oranı

Öteleme Oranı Đlişkisi... 88 Şekil 4.52 : LS-CON-N1Numunesi Moment (kNm) Eğrilik (1/mm) Đlişkisi... 91 Şekil 4.53 : LS-CON-N1Numunesi Kalıcı Yerdeğiştirme/Hedef Yerdeğiştirme Oranı Öteleme Oranı Đlişkisi... 93

Şekil 5.1 : Deney Numunelerinin Yük Öteleme Oranı Đlişkileri... 97 Şekil 5.2 : Deney Numunelerinin Yük Yerdeğiştirme Đlişkileri ... 98 Şekil 5.3 : Deney Numunelerinin Kalıcı Yerdeğiştirme Öteleme Oranı Đlişkileri.... 99 Şekil 5.4 : Deney Numunelerinin Enerji Yutma Öteleme Oranı Đlişkileri ...100 Şekil 5.5 : Deney Numunelerinin Rijitlik Öteleme Oranı Đlişkileri ...101 Şekil 5.6 : Deney Numunelerinin Kapasite Öteleme Oranı Đlişkileri...102 Şekil 5.7 : Numunelerin Donatılarında %0.1 Đtme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili

(18)

Şekil 5.8 : Numunelerin Donatılarında %0.1 Çekme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili

... 104

Şekil 5.9 : Numunelerin Donatılarında %0.25 Đtme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili ... 104

Şekil 5.10 : Numunelerin Donatılarında %0.25 Çekme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili... 105

Şekil 5.11 : Numunelerin Donatılarında %0.5 Đtme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili ... 105

Şekil 5.12 : Numunelerin Donatılarında %0.5 Çekme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili... 106

Şekil 5.13 : Numunelerin Donatılarında %1 Đtme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili106 Şekil 5.14 : Numunelerin Donatılarında %1 Çekme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili ... 107

Şekil 5.15 : Numunelerin Donatılarında %2 Đtme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili ... 107

Şekil 5.16 : Numunelerin Donatılarında %2 Çekme Ö.O.nda Şekildeğiştirme Profili ... 108

Şekil A.1 : LS-25Φ-N1 Numunesi 11.Kanal Yük Yerdeğiştirme Đlişkisi... 116

Şekil A.9 : LS-25Φ-N1 Numunesi KD10 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 120

Şekil A.11 : LS-25Φ-N1 Numunesi EDU20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 121

Şekil A.13 : LS-25Φ-N1 Numunesi EDK40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 122

Şekil A.14 : LS-25Φ-N1 Numunesi FD10 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 122

Şekil A.16 : LS-25Φ-N1 Numunesi TF1 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 123

Şekil A.20 : LS-25Φ-N1 Numunesi Kanal 11-14 Moment Eğrilik Đlişkisi... 125

(19)

Şekil A.23 : LS-35Φ-N1 Numunesi 11.Kanal Yük Yerdeğiştirme Đlişkisi ...127

Şekil A.31 : LS-35Φ-N1 Numunesi KD10 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi...131

Şekil A.33 : LS-35Φ-N1 Numunesi EDU 20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...132

Şekil A.34 : LS-35Φ-N1 Numunesi EDU 40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...132

Şekil A.35 : LS-35Φ-N1 Numunesi EDK 20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...133

Şekil A.36 : LS-35Φ-N1 Numunesi EDK 40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...133

Şekil A.37 : LS-35Φ-N1 Numunesi FD30 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...134

Şekil A.39 : LS-35Φ-N1 Numunesi TF1 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi...135

Şekil A.43 : LS-35Φ-N1 Numunesi Kanal 11-14 Moment Eğrilik Đlişkisi ...137

Şekil A.57 : LS-44Φ-N1 Numunesi EDU20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...144

Şekil A.58 : LS-44Φ-N1 Numunesi EDK20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...144

Şekil A.59 : LS-44Φ-N1 Numunesi EDK40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ...145

(20)

Şekil A.95 : LS-CON-N1 Numunesi 11.Kanal Yük Yerdeğiştirme Đlişkisi ... 163

Şekil A.103 : LS-CONΦ-N1 Numunesi KD10 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 167

Şekil A.104 : LS-CONΦ-N1 Numunesi KD30 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 167

Şekil A.105 : LS-CONΦ-N1 Numunesi EDU20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 168

Şekil A.106 : LS-CONΦ-N1 Numunesi EDU40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 168

Şekil A.107 : LS-CONΦ-N1 Numunesi EDK20 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 169

Şekil A.108 : LS-CONΦ-N1 Numunesi EDK40 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi... 169

Şekil A.109 : LS-CONΦ-N1 Numunesi TF1 Yük Şekildeğiştirme Đlişkisi ... 170

Şekil A.113 : LS-CON-N1 Numunesi Kanal 11-14 Moment Eğrilik Đlişkisi ... 172

Şekil A.114 : LS-CON-N1 Numunesi Kanal 12-15 Moment Eğrilik Đlişkisi ... 172

(21)

DÜŞÜK DAYANIMLI BETONARME ELEMANLARDA BOYUNA BĐNDĐRME BOYUNUN YATAY YÜKLER ALTINDAKĐ DAVRANIŞA ETKĐSĐ

ÖZET

Ülkemiz gibi deprem bölgesinde bulunan ve gelişmekte olan ülkelerde, eski yapılar depreme karşı yeterli dayanımı ve sünekliği sağlayamamaktadırlar. Uygulamada mevcut yönetmeliklere uyulmayışı, depremin maddi ve manevi yıkıcılığıyla sonuçlanmaktadır.

Betonarme yapıların üretimindeki iki bileşen, beton ve donatı çubuklarıdır. Yapılarda kullanılan donatılar, genellikle 12 m boyunda imal edilmektedir. Daha uzun boylarda donatının gerektiği ve imalatın daha kısa donatılar ile daha pratik olarak yapılabildiği durumlarda, donatıların eklenmesi yoluna gidilir. Donatılar, kaynakla, manşonla ya da en basit ve ekonomik metot olan, beton donatı arasındaki aderans özelliğinden yararlanılarak bindirmeli olarak birbirlerine eklenirler. Bindirmeli eklerde, iki donatı arasında kuvvetin aktarılması için bindirme boyunun yeterli olması gerekmektedir. Yeterli bindirme boyu çeşitli yönetmeliklerde, farklı kurallara bağlanmıştır. Yeterli bindirme boyunun belirlenmesinde en büyük etken kullanılan betonun dayanımıdır. Ancak gerçek beton dayanımının, tasarıma esas alınan dayanımın altında kalması, yeterli bindirme boyunun ve yapının performansının yeniden tahkik edilmesini zorunlu kılmaktadır.

Bu çalışmada, uygulamada sıkça rastlanılan düşük dayanımlı beton ve daha az aderans özelliği olan düz donatı kullanılan betonarme elemanlarda, kanca yapılmış farklı boyuna donatı bindirme boyunun yatay kuvvet altında performansa etkisi incelenmiştir. Çalışma, farklı bindirme boylarında betonarme numunelerinin üretilmesi, deneylerin yapılması ve sonuçların değerlendirmesini kapsamaktadır. Deneysel çalışmanın sonuçları, hem ülkemizde sıkça rastlanılan, betonarme elemanların donatı bindirme boyu yetersizliğinin performansa etkisinin anlaşılmasına yardımcı olacak hem de gelişmiş ülkelerdeki benzerleri gibi deneysel veri tabanı oluşturulmasına katkıda bulunacaktır.

Yapılan çalışmalar sonucu, donatının kancayla yapılan bindirmeli eklerinde, belirli bir öteleme oranına kadar kanca, elemanın yatay yükler altında davranışını kontrol etmektedir. Bu öteleme oranından sonraki deformasyonlarda ise bindirme boyunun etkisi daha belirgin şekide gözlenmiştir. Đncelenen test parametresi aralığında, kancanın varlığının bindirme boyundan daha etkili olduğu söylenebilir.

(22)

(23)

THE EFFECT OF LAP SPLICE LENGTH OF LONGITUDINAL BARS ON THE PERFORMANCE OF LOW STRENGTH REINFORCED CONCRETE MEMBERS UNDER LATERAL LOADS

SUMMARY

Many existing structures in developing countries in high seismicity zones lack enough strength and ductility. This is mainly due to improper construction with poor implementation of related codes and standards resulting in substantial loss of life and wealth.

Two main components of a reinforced concrete structures are reinforcing steel bar and concrete. Steel bar used in standard construction are produced in 12 meters length. In cases where longer steel bars are needed or the use of shorter steel bars are more practical, these bars should be merged to provide continuity. Merging can either be provided with welding and anchor bolts or with the use of lap splices which is also the most economical and practical solution. The length of the lap splice connections should be long enough to transfer the stress between two bars. Various structural codes provide various empirical formulas to evaluate sufficient lap splice length. The most prominent aspect of lap splice length is the tensile strength of concrete. However if the tested tensile strength of the concrete is less than the proposed design values, sufficiency of the lap splice length should be reconsidered. In this study the effect of lap splice length with hooked plain bars that have relatively poor bond characteristic and low strength concrete which is common in practice, on the performance of reinforced concrete members under lateral loads is investigated. This study is consisted of the production of specimens with different lap splice lengths, experiments and evaluation of the results. The outcome of this study can help us to understand the behavior of reinforced concrete members with insufficient lap splice length and provide a data for the national database.

As a result of this study, the merge of the lap spliced with hooked plain bars, up to a certain drift ratio, hook is contorolled the behavior of reinforced concrete member under lateral loads. Shift in this drift ratio, effect of the lap splice length is observed more clearly. Screened in the range of test parameters, the existence of hook can be said to be more effective than lap splice length.

(24)

(25)

1. GĐRĐŞ

Ülkemizin önemli bir bölümü birinci derece deprem kuşağında yer almaktadır. Bu da depremi hayatımızın vazgeçemeyeceğimiz bir gerçeği haline getirmektedir. Depremler, gerekli önlemler alınmadığı takdirde çok büyük can ve mal kaybına neden olmaktadırlar. Depremin yıkıcılığına, insanlar tarafından inşa edilen yapıların davranışının katkısı büyüktür, [1]. Ne var ki ülkemizde de mevcut yapılarda pek çok tasarım ve uygulama eksikliğiyle karşı karşıya gelmekteyiz.

Ülkemizde, yapıların depremlerde gösterdiği istenmeyen davranışın bir çok nedeni vardır, bu nedenler içerisinde beton kalitesinin düşük olması ve yapı elemanlarının yeterli sünek davranışı gösterememesi öne çıkan iki tanesidir.

Betonarme yapı elemanlarında, uygun davranışın gözlenmesi için, donatının betona ankre edilmesi gerekmektedir. Beton ile donatı arasında, gerekli kenetlenme uygun yöntemlerle sağlanırsa, tek tek donatıların gerilmelerinin tahkiki mecburiyeti ortadan kalkmaktadır, [2].

Donatının bindirilmesi, kuvvetin donatıdan çevresindeki betona, betonun çekme dayanımı aracılığıyla aktarılmasına dayanmaktadır. Eğer 90° veya 180° bükülmüş kancalar kullanılırsa, daha kısa bindirme boyu ile kuvvet transferi sağlanabilir. Kancasız düz donatılar ise sınırlı kuvvet transferini gerçekleştirebilir. Bu kapasite çevrimli yüklemelerde daha da azalmaktadır, [3].

Taşıyıcı elemanlarda, donatı bindirme boyları beton ve demir kalitesine bağlı olarak farklı yönetmeliklerde farklı şekilde kurallara bağlanmıştır. Yeterli bindirme boyu, donatı ile beton arasında yeterli aderans kuvvetini sağlayarak donatının, göçmeden önce akmasını sağlamaktadır. Bu da hem eleman için hem de yapı için uygun dayanım ve süneklik koşullarını sağlamanın temelini oluşturmaktadır.

Ülkemizdeki, mevcut yapıların birçoğunda yönetmeliklerin öngördükleri bindirme boylarına uyulmamıştır. Ayrıca kullanılan betonun dayanımının da düşük olması, eleman ve yapı için ilave zorluklar getirmektedir.

(26)

DBYBHY 2007’de mevcut betonarme elemanın bindirme boyunun yetersiz olması halinde, o eleman için hesapta dikkate alınacak moment kapasitesinin, bindirme boyunun yetersizliği oranında azaltılması yoluyla küçültülmesi tavsiye edilmiştir, [4]. Oysa yetersiz bindirme boyu durumunda dayanımda beklenen zayıflıkla birlikte, süneklikte de azalma beklenebilir.

Bu çalışmada, farklı bindirme boylarının, düşük dayanımlı betonla imal edilmiş betonarme elemanlarda etkisi incelenmiştir. Çalışma sonuçları ayrıca mevcut yapılardaki yetersizlikler için izlenecek hesap yöntemlerine de ışık tutacaktır.

1.1 Tezin Amacı

Bu yüksek lisans tezi ile, tasarımında planlanan beton dayanımının uygulamada gerçekleştirilemediği betonarme elemanlarda, boyuna donatı bindirme boyunun performansa etkisinin incelenmesi amaçlanmaktadır. Böylelikle mevcut yapılardaki bindirme boyu yetersizliklerinin davranışa etkisi daha iyi anlaşılmış olacak ve yapılacak deprem güvenliği incelemeleri ve güçlendirme çalışmaları sırasında daha gerçekçi yaklaşımlar yapılabilecektir. Ayrıca bu çalışma ile deneysel bir veri tabanının oluşmasına katkıda bulunulması umut edilmiştir.

1.2 Literatür Özeti

Depremlerin yıkıcılığı, deprem bölgelerinde yapılmış ve yapılacak yapılar hakkında analitik ve deneysel çalışmalar yapılmasını zorunlu kılmıştır. Bu yüksek lisans tezi çalışması kapsamında da tezin amacı doğrultusunda literatür araştırması yapılmış, daha önce yapılmış çalışmalar araştırılmıştır.

Verderame, Fabbrocino ve Manfredi [5-6] tarafından yapılan deneysel çalışmalarda, yaklaşık ortalama 25 MPa silindir basınç dayanıma sahip beton ve 355 MPa akma ve 470 MPa kopma dayanıma sahip boyuna 12mm çaplı düz inşaat donatısıyla üretilmiş kolon numuneleri mevcut yapıların davranışını anlamak için incelenmiştir. Üretilen kolonların boyutu 30x30x200 cm olup, iki tipte imal edilmiştir. 40Φ (48cm) kancalı bindirme boyuna sahip 6 numune ve bindirme yapılmaksızın sürekli donatı ile imal edilmiş 6 numune farklı eksenel kuvvet ile monoton artan ve tekrarlı yüklemeye maruz bırakılmıştır. Kolonlar, temel birleşiminden 135 cm Φ8/10, geriye kalanı Φ8/5

(27)

etriye ile sarılmış, yatay kuvvet birleşimden 157 cm yukarıdan etkitilmiştir. 270 kN eksenel kuvvet altında, monoton artan yüklemeye maruz bırakılan bindirme ekli (40Φ) iki kolon, 39.06 kN ve 37.44 kN yükle %0.77 ve % 0.72 yatay öteleme oranında akmaya ulaşmıştır. Yine 270 kN eksenel kuvvet altında, monoton artan yüklemede sürekli iki kolon 39.30 kN ve 41.44 kN yükle %0.95 ve %0.96 yatay öteleme oranında akmaya ulaşmıştır. Aynı eksenel kuvvet altında yapılan tekrarlı yüklemede bindirme ekli iki kolon 40.8 kN ve 41.12 kN yükle %0.79 ve %0.77 yatay öteleme oranında akmış, sürekli donatılı kolon ise 39.41 kN yükle %0.96 yatay öteleme oranında akmaya ulaşmıştır.

540 kN eksenel kuvvet ile tekil yüklemeye maruz bırakılan bindirme ekli kolon 58.26 kN yükle %0.71 yatay öteleme oranında, sürekli donatılı kolon ise 60.46 kN yükle %0.89 yatay öteleme oranında akmıştır. Aynı eksenel yük seviyesinde tekrarlı yüklemede bindirmeli kolon, 61.09 kN yükle %0.89 yatay öteleme oranında, sürekli kolonlar 60.17 kN ve 63.11 kN yükle %1.00 ve %0.97 yatay öteleme oranında akmışlardır.

Xiao ve Ma [7], bindirme boyu yetersizliğinin giderilmesi üzerine yaptıkları çalışmada, 2.44 m boyunda, 0.61 m çapında dairesel kolonlar imal etmişlerdir. Çalışmada kolon, 28 günlük silindir dayanımı 44.8 MPa beton ve akma dayanımı 462 MPa olan 20 adet 19.1 mm çapında nervürlü donatının 381 mm boyuna bindirme yapılmasıyla teşkil edilmiştir. Güçlendirme yapılmamış numune, 712 kN eksenel yük ile tekrarlı yatay yüklemeye maruz bırakılmıştır. Deney esnasında, 5 mm yatay yerdeğiştirmede ilk eğilme çatlaklarına rastlanılmış, 13 mm yatay yerdeğiştirmede çatlakların tüm bindirme bölgesi boyunca yayıldığı gözlemlenmiştir. Đlk düşey çatlağa 28 mm yatay yerdeğiştirmede rastlanılmış, ilk çevrimin tepe yerdeğiştirmesinde (41 mm) düşey çatlaklar bindirme boyu bölgesinde yayılmıştır. Güçlendirilmemiş bu numunede maksimum 231 kN yatay kuvvete, çekmede 13 mm yatay yerdeğiştirmede ulaşılmıştır.

Teorik ve deneysel yapılan yürütülen bu çalışmada, yetersiz bindirme boyuna sahip kolonların, donatıların sıyrılmasına bağlı olarak ani gevrek göçmeye uğradıkları görülmüştür.

(28)

914x457mm kesitinde, 610 mm bindirme boyuna sahip farklı şekilde sarılmış iki tipte kolonlar üretmişlerdir. Üretimde, 25.4 mm çaplı nominal akma dayanımı 414 MPa olan nervürlü donatı ve 28 günlük silindir dayanımı 21.86 MPa olan beton kullanılmıştır. Deneylerde numunelere eksenel kuvvet etkitilmemiştir.

Güçlendirme yapılmayan numunelerin her ikisi de bindirme yetersizliğinden dolayı gevrek göçmeye uğramışlardır. FC4 numunesinde ilk eğilme çatlakları 44.48 kN yatay kuvvette birleşim bölgesinde oluşmuştur. Yük 66.72 kNa çıkarken çatlaklar bindirme donatılarının hemen üstünde oluşmuştur. Muhtelif yeni çatlaklar 88.96 kN çevriminde, bindirme bölgesinin üst kısmında oluşmuştur. Yük 133.44 kNa ulaştığında düşey çatlaklar bindirme donatılarının altında oluşmuş, yük 155.68 kNa çıkarken, düşey çatlak bindirmenin yarı boyuna kadar genişlemiştir. 177.92 kN çevriminde her iki yüzde de bindirme yetersizliği göçmesi gözlenmiştir. Güçlendirmesiz diğer numunede, bu numune her düşey donatı etrafından sargılanmıştır, diğer numunede olduğu gibi 155.68 kN yüke ulaşılırken düşey yarma çatlakları oluşmuş, 177.92 kNda göçme meydana gelmiş, çatlaklar tüm bindirme boyunca genişlemiştir.

Yetersiz bindirme boyuna sahip kolonlar, donatı sıyrılması gerçekleşene ve bindirme boyu yetersizliğinden dolayı göçene kadar test edilmiştir. Bu kolonlar düşük dayanım ve süneklik göstermişlerdir.

Melek ve Wallace[9] 1.52 m ve 1.83 m boyları arasında, 457 mm kare kesitli, 8 adet 25.4 mm çapında nervürlü boyuna donatı ve 9.5 mm çapında 90° kancalı etriye ile sargılanmış kolon numunelerini test etmişlerdir. Boyuna donatılar 510 MPa akma dayanımına, beton 36 MPa basınç dayanımına sahiptir. Boyuna donatılarda, 20Φ boyunda bindirme yapılmıştır.

1068 kN eksenel kuvvetle yatay yüklere maruz bırakılmış numunede, %0.25 yatay öteleme oranında ilk eğilme çatlakları kolonun tabanında oluşmuştur. %0.75 yatay öteleme oranında çatlaklar kolon boyunun %47sine kadar gelişmiş, kılcal boyuna çatlaklar bindirme boyunca oluşmuştur. %1 yatay öteleme oranında bindirme bölgesinde ani ve önemli çatlaklar gözlemlenmiştir. Bindirme boyu yetersizliği göçmesine bağlı olarak yatay yükte azalma çekmede ilk %1 öteleme oranı çevriminde ve itmede ilk %1.5 öteleme oranı çevriminde gerçekleşmiştir. Üçüncü %1.5 öteleme oranı çevriminde betonun ezilmesi ve az miktarda dökülmesi birleşim bölgesinde gözlenmiştir. Đlk %3 çevriminde yükleme yönündeki her iki yüzeydeki

(29)

birleşimden 127 mm yüksekliğe kadar tüm beton dökülmüştür. Diğer numunelerde de benzer davranış deney sırasında gözlenmiştir.

Deneyler sırasında ulaşılan moment kapasitesi, hesaplanan akma momentinin %97 - 103ü kadardır. Yatay yük, %1 – 1.5 yatay öteleme oranında düşüşe geçmiş, numunelerde yerdeğiştirme sünekliği gözlenmemiştir. Farklı eksenel kuvvet oranları, sadece aderansın kaybolmaya başladığı yatay kuvvette önemli bir etkiye sahip olmuştur.

(30)

(31)

2. NUMUNE VE MALZEME ÖZELLĐKLERĐ

2.1 Giriş

Bu yüksek lisans tez çalışması kapsamında, uygulamada sıkça karşılaşılan düşük beton dayanımı ve düşük aderansa sahip düz inşaat çeliğiyle imal edilmiş, farklı boyuna donatı bindirme boyuna sahip betonarme elemanların yatay kuvvet etkisinde davranışı incelenmiştir. Bu amaçla, farklı bindirme boylarına sahip betonarme elemanlar imal edilmiş, deney düzenekleri tertip edilip, ĐTÜ Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı’nda deneylere tabii tutulmuştur.

2.2 Numune Tasarımı

Ülkemizdeki yapıların genel durumu göz önüne alınarak; düşük beton dayanımını simgelemek üzere 28 günlük standart silindir basınç dayanımı yaklaşık 10 MPa olan beton ve düz inşaat donatısı kullanılarak farklı bindirme boylarına sahip 5 adet numune üretilmiştir. Numunelerin boyutları, kolon için 200x300x2000 mm, temel için 720x720x550 mm olarak tasarlanmıştır. Boyutlar belirlenirken, deneylerin yapıldığı Đ.T.Ü. Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı’nda bulunan deney cihazlarının yük kapasiteleri ve geometrik kısıtlar dikkate alınmıştır.

2.2.1 Bindirmeli Ekler

Numune tasarım aşamasında, donatı bindirme boyları belirlenirken farklı kaynaklardan ve uygulamada karşılaşılan durumlardan yararlanılmıştır. Günümüzde neredeyse kullanımdan kalkmış olsa dahi mevcut yapılarda sıkça karşılaşılan düz inşaat çeliği, donatı olarak seçilmiştir.

Betona yerleştirilmiş düz donatı, beton ile donatı arasındaki kimyasal bağ ve az miktardaki sürtünme kuvveti ile aderans sağlamaktadır. Donatı çekme kuvvetine maruz kaldığında bu iki etki Poisson Oranı’nca donatı çapının azalmasına bağlı olarak çabucak kaybedilmektedir, [10].

(32)

Düz inşaat çeliğinin, beton ile daha az aderans kuvvetine sahip olması daha elverişsiz bir durum yaratmaktadır. Bu sebeple, düz donatı ile yeterli aderansın sağlanması için daha fazla bindirme boyuna ihtiyaç duyulur.

Ülkemizde betonarme yapıların tasarım ve imalatı için uyulması gereken, TSE tarafından hazırlanan Betonarme Yapıların Tasarımı ve Yapım Kuralları, TS 500 standardının 1984 [11] versiyonunda düz yüzeyli çubuklarda donatının betona kenetlenmesi için gerekli boy (2.1) ve çekme donatısı için gerekli bindirme boyu (2.2) bağıntıları ile hesaplanabilir. Burada α1, aynı kesitte en az donatının yarısı

ekleniyorsa 1.6 alınır. Standart düz yüzeyli çubuklarda kanca yapılması zorunlu kılındığı için (2.3) bağıntısı ile bindirme boyu azaltılabilir.

0.22* yd b ctd f l f   = φ ≥ 40 φ   (2.1) 0 * b b l = α₁ l − ∆ l _(2.2) 15 b l ∆ = φ _(2.3)

Aynı standardın günümüzde de geçerli olan 2000 [12] versiyonunda, kenetlenme boyu (2.4) bağıntısı ile hesaplanabilir. Bindirmeli eklerde bindirme boyu, çekme donatısı için gerekli bindirme boyu (2.5) bulunabilir.

0.24* yd b ctd f l f   = φ ≥ 40 φ   (2.4) 0 * b l = α₁ l , α = +₁ 1 0.5r _(2.5)

(33)

ACI tarafından hazırlanan Building Regulations For Reinforced Concrete ACI-318 yönetmeliğinin 1941 [13] vesiyonunda düz yüzeyli donatılar için aderans gerilmesi (2.6) ile hesaplanır. Buradan denge denklemleri yazılırsa (Şekil 2.1) gerekli bindirme boyu (2.7) ve (2.8) bağıntıları kullanılarak bulunabilir. Bu hesaplarda, çeliğin emniyet akma gerilmesi fs kullanılmıştır.

' 0.04 _c u= f , u≤160psi(1.1 MPa) (2.6) 2 4 s d f P= π = πdul (2.7) 4 s f d l u = _(2.8)

Şekil 2.1 : Aderans Gerilmesinde Göz Önüne Alınan Kuvvetler

Düz donatıların, çekme kuvvetine maruz kalması ile çapını yitirerek aderansını kaybetmesinden dolayı, kanca, somun, pul veya benzeri mekanizmalar aderansı artırmak için kullanılmalıdır, [10].

(34)

Şekil 2.2 : TS500’e Göre Kanca Detayları

Gerekli bindirme boyu hesapları yapılırken, tasarımda beton için, 28 günlük standart silindir dayanımın 14 MPa ve inşaat çeliğinin karakteristik akma dayanımın 220 MPa olduğu göz önüne alınmıştır. Deneysel çalışma yapıldığı için dayanım parametreleri karakteristik olarak formüllerde kullanılmış, elverişsiz durum teşkil etmesi için minimum koşular da dikkate alınmamıştır. TS’na göre, hesaplar kancalı bindirmeli ekler için yapılmış, ACI’da ise düz donatı kullanılıyorsa, kanca tavsiye edilmiştir. Tasarımda hesaplanan çapa bağlı bindirme boyları Çizelge 2.1’de verilmiştir.

Betonun çekme dayanımı da TS-500’de yer alan (2.9) bağıntısı ile hesaplanabilir.

0.35*

ctk ck

f = f (2.9)

Çizelge 2.1 : Tasarıma Esas Hesaplanan Çapa Bağlı Bindirme Boyları

fck= f’c= 14 MPa fctk = 1.31 MPa fyk = 220 MPa fs = 110 MPa u = 0.56 MPa r = 1 TS500-1984 TS500-2000 ACI 318-41 Bindirme Boyu l0=l = 44 Φ 45 Φ 49 Φ Bindirme Boyu l0=l = 616 mm 630 mm 686 mm

Hesaplanan bindirme boyları dikkate alınarak, betonarme elemanlar, tasarıma göre yetersiz olan 25Φ ve 35Φ, tasarım boyu olan 44Φ ve tasarımdan güvenli olan 55Φ

(35)

bindirme boyu ile ve bindirme yapılmaksızın sürekli donatı ile imal edilmiştir. Bindirmeli eklerin tümünde 180° ve 10 cm uzunluğunda kanca yapılmıştır.

2.2.2 Kapasite Hesabı

Numunelerin tasarlanmasında, incelenen bindirme boyu farklılıklarının performansa etksinin daha iyi gözlenmesi için, uygulanan yatay kuvvete bağlı oluşacak kesme kuvvetinin etriye ve beton tarafından rahat şekilde karşılanması istenmiştir. Bunun için kesitin moment kapasitesi XTRACT [14] kesit analizi programı ile hesaplanmıştır.

Program, analizde sargılı beton için Mander Beton Modeli’ni kullanmaktadır. Şekil 2.3’de genel hatlarıyla Mander Beton Modeli [15] gerilme şekildeğiştirme eğrisi gösterilmiştir.

Şekil 2.3 : Mander Beton Modeli

Analiz programı tarafından, beton modelinin oluşturulmasında çekme bölgesi için (2.10) ve basınç bölgesi için (2.11) bağıntıları kullanılmaktadır. .Burada, εsp sargısız

betonun dayanımının tükendiği andaki şekildeğiştirmesine tekabül etmektedir.

2 0 t c c c f f E ε < ε → = ε < 0 → = ε (2.10)

(36)

sec sec

Sargılı beton için;

1

( )

Sargısız beton için; ( )

( ) , = , c cu c r cu sp c c cp cu sp cu c c cc c cc f xr f r x f f f f E f x r E E E ε < ε → = − + ε − ε ε < ε → = + − ε − ε ε = = ε − ε (2.11)

Analiz programı, donatı çeliğinin tanımlanmasında ise (2.12) bağıntılarınından yararlanmaktadır. Donatı çeliği modelini gösteren grafik Şekil 2.4’te gösterilmiştir, [15]. 2 ( ) y s sh s sy su su s u u y su sh f E f f f f f f ε < ε → = ε ε < ε → =  _{ε − ε}  ε < ε → = − −   ε − ε   (2.12)

Şekil 2.4 : Donatı Çeliği Modeli

Programa girilen malzeme bilgileri, genel malzeme bilgileri ve bu deneysel çalışma için üretilmiş malzemelerin deney sonuçlarına dayanmaktadır. Analiz programında kullanılan, giriş verileri Çizelge 2.2’de gösterilmiştir. Ayrıca malzeme bilgileri daha sonraki bölümde detaylıca verilecektir.

(37)

Çizelge 2.2 : Kesit Analizi Malzeme Giriş Verileri

Sargısız Beton Verileri

28 Günlük Basınç Dayanımı f'c 9.457 MPa

Beton Çekme Dayanımı 0

Maksimum Dayanım Şekildeğiştirmesi εco 0.002

Ezilme Şekildeğiştirmesi εcu 0.005

Betonun Elastisite Modülü Ec 12460 MPa

Sargılı Beton Verileri

Sargılı Beton Basınç Dayanımı fc 10.75 MPa

Maksimum Dayanım Şekildeğiştirmesi εcc 0.002

Ezilme Şekildeğiştirmesi εcu 0.02

Betonun Sekant Modülü Esec 463 MPa

Donatı Çeliği Verileri

Akma Dayanımı fy 285 MPa

Kopma Dayanımı fu 273 MPa

Akma Şekildeğiştirmesi εy 0.00142 Pekleşme Şekildeğiştirmesi εsh 0.03 Kopma Şekildeğiştirmesi εsu 0.347 0 5 10 15 20 25 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 M o m en t (k N m ) Eğrilik κ (1/m)

Şekil 2.5 : Xtract ile Hesaplanan Moment Eğrilik Đlişkisi

Xtract ile yapılan analizden, efektif akma momenti 20.77 kNm, efektif akma eğriliği 8.128*10-3/m ve efektif EI da 2555 kNm2 olarak bulunmuştur. Moment eğrilik ilişkisi Şekil 2.5’te verilmiştir. Buradan bulunan moment değerini ortalama efektif yükseklik olan 1650 mmye bölünürse, tasarım kesme kuvveti olarak 12.59 kN teorik

(38)

kapasite elde edilmiştir. Bu kesme kuvvetini TS 500-2000’e [12] göre (2.13), (2.14), (2.15) ve (2.16) ile tahkik edersek, kesitin toplam kesme kapasitesini Vr = 94.95 kN,

kesme kuvveti üst sınırı da 109.9 kN olarak buluruz. Buradan Vd=12.59 kN, Vd≤ Vr

ve Vd ≤ Vmaks şartlarını sağladığı görülmüştür.

0.80 r cr ws V = V +V _(2.13) 0.65 1 cr ctd N V f bd bd   =  + γ    (2.14) 0 . _ywd ws n A f d V s = (2.15) 0.22 maks ck V = f bd _(2.16) 2.2.3 Numunelerin Đsimlendirilmesi

Bu çalışmada, imal edilen 5 numunenin daha kolay sınıflandırılması ve incelenmesi için deneylerin yapıldığı Đ.T.Ü. Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı’nın geleneklerine de uygun olmak üzere belirli bir sistematikle isimlendirilmiştir.

Şekil 2.6 : Numunelerin Đsimlendirilmesi

Ayrıca numunelerin yüzleri, yatay itmenin yapıldığı yön güney (S) olmak üzere yön adlarının ingilizce baş harfleriyle (Kuzey=North “N”, Güney=South “S”, Doğu=East “E”, Batı=West “W” ) isimlendirilmiştir, (Şekil 2.6).

LS - 35Φ - N1

Eksenel Yük (N=0 kN) Çapa Bağlı Bindirme Boyu Low Strength – Düşük Dayanımlı

(39)

2.3 Malzeme Bilgisi

Bu çalışmada üretilen numuneler için kullanılan malzemeler hakkında bilgiler, malzemenin temin edildiği kaynağa ve Đ.T.Ü. Yapı Malzemesi Laboratuvarı’ nda yapılan malzeme deneylerine dayanmaktadır.

2.3.1 Beton

Bu çalışmada kullanılan beton; Đston Đstanbul Beton Elemanları ve Hazır Beton Fabrikaları San. ve Tic. A.Ş.’den temin edilmiştir. Numunelerin üretiminde, iki kez beton dökülmüşür. Temel için 28 günlük ortalama silindir basıç dayanımı yaklaşık 25 MPa olan beton kullanılmıştır. Kolon için de, 28 günlük ortalama silindir basınç dayanımının 10 MPa olması öngörülmüştür. Kolon için üretilen betonda kullanılan agrega hakkındaki bilgiler, sağlayıcı tarafından edinilen veriler doğrultusunda Çizelge 2.3’te gösterilmiştir.

Çizelge 2.3 : Betonda Kullanılan Agrega Hakkında Bilgiler

Elekten Geçen (%) Elek Açıklıkları (mm) NOI Mıcır

Deniz Kumu NOII Mıcır Taş Tozu Karışım 0.125 0 1 0 6 1 0.25 0 22 0 6 8 0.5 0 74 0 11 27 1 1 89 0 20 34 2 1 96 1 42 40 4 2 99 1 81 48 8 40 100 1 100 70 16 100 100 38 100 100 31.5 100 100 100 100 100 Özgül Ağırlığı(t/m3₎ _2.686 _2.615 _2.692 2.688 Karışımdaki Oranı(%) 50.05 34 0 _15.95

(40)

Çizelge 2.4 : 1 m3_{için Beton Karı}_ş_{ım Tablosu} Tolerans(%±3)

Ağırlık(kg) Maks.(kg) Min.(kg) Çimento(SDÇ 32,5) 197.4 203.4 191.5 NOI Mıcır 851.7 877.3 826.2 Deniz Kumu (0-4mm) 563.3 580.2 546.4 NOII Mıcır 0.0 0.0 0.0 Taş Tozu 271.6 279.8 263.4 Su 231.2 238.1 224.3 Toplam 2115.2 2178.7 2051.7

Betonun zamana bağlı değişimi Şekil 2.7’de ve sertletmiş beton bilgileri Şekil 2.7’de gösterilmiştir.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 D a ya n ım ( M P a) Gün

Betonun Zamana Bağlı Dayanım Değişimi

Şekil 2.7 : Betonun Zamana Bağlı Dayanım Değişimi

Betonarme elemanların deneyleri, beton, 101, 106, 145, 160 ve 168 günlük yaşa sahipken yapılmıştır.

(41)

Çizelge 2.5 : Sertleşmiş Beton Bilgileri Gün j Ort. Dayanım fc (MPa) Ort.Elastisite Modülü Ec (MPa) Teorik Elastisite Modülü Ecj (MPa) ACI 318-99 Teorik Elastisite Modülü Ecj (MPa) TS500-2000 28 9.43 13339 14435 24748 60 9.49 10504 14478 24782 168 9.39 12992 14402 24725 232 9.52 12673 14504 24799

Çizelge 2.5’te hesaplanan teorik elastiste modülü ACI-318-99[16] yer alan '

4700

cj c

E = f ve TS500-2000’de [12] yer alan E_cj=3250 f_ck +14000 formülüne göre hesaplanmıştır. Elastisite modülü için bulunan bu değerler incelendiğinde, TS500 ile düşük dayanımlı beton için doğru bir değer bulunamamıştır, bu da standartın, minimum beton basınç dayanımını 16 MPa ile sınırlandırmış olduğundan kaynaklanmaktadır. Yapılan standart silindir basınç deneylerine ait tipik fotoğraflar Şekil 2.12’de gösterilmiştir.

Sertleşmiş beton üzerinde, 28, 60, 168 ve 232 günde yapılan standart silindir basınç deneyleri sonuçları Şekil 2.8, 2.9, 2.10 ve 2.11’de verilmiştir.

0.0 3.0 6.0 9.0 12.0 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 ekildeğiştirme (ε) G er il m e (N /m m 2) LS-28-1 LS-28-2 LS-28-3

Şekil 2.8 : 28 Günlük Standart Silindir Basınç Deneyi Gerilme Şekildeğiştirme Đlişkileri

(42)

0.0 3.0 6.0 9.0 12.0 0.000 0.003 0.006 0.009 0.012 ekildeğiştirme (ε) G er il m e (N /m m 2) LS-232-1 LS-232-2 LS-232-3 LS-232-4 LS-232-5 LS-232-6

(43)

Şekil 2.12 : Standart Silindir Basınç Deneyi

Moment kapasite hesabı yapılarken, numunelerin deney zamanı esas alınarak silindir dayanımlarının ve deneysel elastisite modüllerinin aritmetik ortalamaları kullanılmıştır. Betonun akma şekildeğiştirmesi genel literatür bilgisine dayanarak %0.2, ezilme ve kavlama şekildeğiştirmesi de %0.5 alınmıştır.

2.3.2 Çelik Donatı

Bu çalışmada kolon numunelerin üretiminde boyuna 14 mm çaplı düz donatı, enine doğrultuda ise 10 mm çaplı düz donatı kullanılmıştır. Enine donatı, incelenen kritik birleşim bölgesinde 200 mm aralıklarla, kolonun diğer kısmında ise 100 mm aralıklarla teşkil edilmiştir. Temelde ise 14 mm ve 10 mm çaplarında nervürlü donatı kullanılmıştır. Kolonda kullanılan donatıların, deneysel gerilme şekildeğiştirme ilişkileri Şekil 2.13 ve 2.14’te gösterilmiştir.

0 125 250 375 500 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 ekildeğiştirme (ε) G er il m e (N /m m 2) PB-14-1 PB-14-2 PB-14-3

(44)

0 125 250 375 500 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 ekildeğiştirme (ε) G er il m e (N /m m 2) PB-10-1 PB-10-2 PB-10-3

Şekil 2.14 : 10 mm Çaplı Düz Donatı Đçin Gerilme Şekildeğiştirme Đlişkisi

Çizelge 2.6 : Düz Donatı Deneysel Bilgileri

Çap mm Ort. Akma Dayanımı fy(MPa) Ort. Kopma Dayanımı fu(MPa) Ortalama Elastisite Modülü Es (MPa) Ortalama Akma ekildeğiştirmesi εy Ortalama Kopma ekildeğiştirmesi εu 10 307 295 181913 0.0017 0.35 14 285 273 182732 0.0016 0.347

Teorik moment kapsasitesi hesaplanırken, donatı bilgileri için deneysel çalışmanın sonuçlarından yararlanılmıştır. Akma ve kopma dayanımları ve şekildeğiştirmeleri deneysel sonuçların aritmetik ortalamasından, elastisite modülü ise genel yaklaşıma sadık kalınarak [12] 200000 N/mm2 olarak alınmıştır. Pekleşme için de deneysel sonuçlar da dikkate alınarak yaklaşık değer olarak %3 şekildeğiştirme kabul edilmiştir.

(45)

3. NUMUNELERĐN ÜRETĐLMESĐ VE DENEY DÜZENEĞĐNĐN HAZIRLANMASI

3.1 Giriş

Çalışma kapsamında Đ.T.Ü. Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı’nda, numunelerin çelik iskeletleri hazırlanmış, donatılar üzerine şekildeğiştirme ölçerler yapıştırılmış, üretilen kalıplara numuneler yerleştirilerek beton dökümü gerçekleştirlmiştir. Gerekli sertliğe ulaşan numuneler yine Đ.T.Ü. Yapı ve Deprem Mühendisliği Laboratuvarı’nda deneye hazırlanmış ve test edilmişlerdir. Bu bölümde, numune imal aşamaları ve numunenin deneye hazırlanması sırasıyla anlatılacaktır.

3.2 Numunelerin Üretilmesi

3.2.1 Numune Đskeletlerinin Hazırlanması

Bu yüksek lisans çalışmasında, 5 adet betonarme eleman, rijit temelleriyle beraber üretilmiştir.

(46)

Numunelerin iskeletleri farklı bindirme boyları dikkate alınarak hazırlanmış çelik açlımlarıyla beraber demir işçileri tarafından bağlanmıştır. Kolon kesitlerinde, 4 adet 14 mm çaplı düz donatı kullanılmıştır. Kolonlar, temel birleşiminden itibaren 5 sıra 200 mm arayla kalan bölümde 100 mm arayla, 10 mm çaplı düz donatı ile 90° bükülerek 100 mm kapatılarak sargılanmıştır. Numunenin izometrik görünüşü, plandaki görünüşü, boy kesiti ve donatı açılımları Şekil 3.1, 3.2 3.3 ve 3.4’te verilmiştir. 4φ14 φ10/200 720 72 0 300 260 20 0 16 0 20 20

A

B

11 3 108 PVC Boru Çap:90mm 159 159 16 7 16 7 414 108 11 3 40 5 150 150 14 3 14 3 PVC Boru Çap:90mm

Şekil 3.2 : Numunenin Plandaki Görünüşü

Sürekli donatılı numunede, Poz 1 ve Poz 2 birleştirilerek tek donatı kesilip, bükülmüştür.

Temel, deney sırasında herhangi bir hasarla karşılaşılmaması için gereğinden güçlü olacak şekilde tasarlanmıştır. Temel iskeleti ana donatılar 14 mm çaplı nervürlü demirle, etriyeleri ise 10 mm çaplı nervürlü demirle imal edilmiştir.

(47)

Poz 6: 4Φ14

Poz 8: 1Φ14

Poz 7: 1Φ14

B - B KESĐTĐ 5 50 720 5 10 20 680 20

Poz 9: Φ10/130

Poz 4: 4Φ14

Poz 6: 4Φ14

Poz 8: 1Φ14

PVC Boru

YÜKLEME YÖNÜ A - A KESĐTĐ

Poz 1: 4φ14

Poz 9: Φ10/130

Poz 3: φ10/200/100

5 50 19 50 680 720

Poz 5: 2Φ14

300 2 00 ₂₀ 20

Poz 2: 4φ14

(48)

240 18 85 46 5 60 60 60 110 110 110 11 0 60 Poz 2: φ14 4 adet l=değişken Poz 1: φ14 4 adet l=2930mm 100 160 260 160 100 Poz 3: φ8/200(100) 14 adet l=1040mm 260 425

Kolon Donatı Açılımı

660 Poz 4: Φ 14 4 adet l=2484mm 660 100 482 100 4 82 Poz 5: Φ14 2 adet l=1622mm 100 201 51 0 201 510 100 660 Poz 6: Φ14 4 adet l=2428mm 660 45 4 454 100 100 Poz 7: Φ14 2 adet l=1580mm 208 4 82 208 482 100 100 100 660 100 Poz 8: Φ14 1 adet l=860mm 68 0 680 680 680 100 100 Poz 9: Φ10/120 4 adet l=2920mm

Temel Donatı Açılımı

Şekil 3.4 : Donatı Açılımları

(49)

(50)

3.2.2 Donatılar Üzerine Şekildeğiştirmeölçerlerin Yapıştırılması

Temel ve kolon donatı iskeletleri kalıplara yerleştirilmeden önce donatılar üzerine şekildeğiştirmeölçerler (straingauge) yapıştırılmıştır. Şekildeğiştirme ölçerler yapıştırılmasına başlanmadan, yapıştırılmanın yapılacağı yüzeyler kalın ve ince zımpara, tel fırça yardımı ile pastan arındırılmış, aseton ile temizlenmiştir. Temizlenmiş yüzeylere şekildeğiştirme ölçerler, cyanoacrylat esaslı bir yapıştırıcı ile yapıştırılmıştır. Ardından su ve nem yalıtımını sağlayarak mekanik korumayı gerçekleştirmek için iki kat kimyasal yalıtım malzemesi (N-1, su geçirmez malzeme), bir kat bitüm esaslı bant (VM Tape, nem ve diğer dış etkilere karşı yalıtım sağlayan malzeme) ve bunu üzerine izole elektrik bandı ile sarılmıştır. Tüm şekildeğiştirme ölçerlerin kablolarının uçları, beton dökümü ve taşıma sırasında zarar görmemesi için plastik poşete yerleştirilmiştir. Kabloların uçları, şekil değiştirme ölçerin özelliklerini ve konumlarına esas adlarını belirtmek üzere etiketlendirlmiştir. Kablolar en kısa mesafeden kalıp dışına çıkartılmak üzere, iskelet içinde toparlanmıştır. Şekildeğiştirmeölçerlerin konumu, Şekil 3.6’da gösterilmiştir.

KD50 KD30 KD10 TF1 TF20 FD30 TF30 TF10 EDK40 KD: Kolon Donatýsý TF: Temel Filizi FD: Filiz Donatýsý EDU: Etriye Donatýsý Uzun Kenar EDK: Etriye Donatýsý

Kýsa Kenar EDU40 EDK20 EDU20 FD50 FD10

S

90 10 0 10 0 10 20 0 20 0 10 0