Öngerilmeli Beton Köprü Kirişlerinin Yapısal Onarımı

İSTANBUL TEKNİK ÜNİVERSİTESİ

FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

ÖNGERİLMELİ BETON

KÖPRÜ KİRİŞLERİNİN YAPISAL ONARIMI

YÜKSEK LİSANS TEZİ

Bülent PEKYER

Anabilim Dalı : İnşaat Mühendisliği Programı : Yapı Mühendisliği

İSTANBUL TEKNİK ÜNİVERSİTESİ  FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

ÖNGERİLMELİ BETON

KÖPRÜ KİRİŞLERİNİN YAPISAL ONARIMI

YÜKSEK LİSANS TEZİ

Bülent PEKYER (501021109)

Tezin Enstitüye Verildiği Tarih : 24 Aralık 2009 Tezin Savunulduğu Tarih : 03 Şubat 2010

Tez Danışmanı : Doç. Dr. Turgut ÖZTÜRK (İTÜ) Diğer Jüri Üyeleri : Doç. Dr. Kutlu DARILMAZ (İTÜ)

Yrd. Doç. Dr. Nilgün AKTAN (YTÜ)

ÖNSÖZ

Günümüzde hızlı üretilmesi ve ekonomik olmasi sebebi ile kullanım alanı sürekli artan öngerilmeli köprü kirişlerdeki hasarların onarımı önem kazanmaya başlamıştır. Yüksek lisans tezi olarak hazırlanan bu çalışma uygulanabilir öngerilmeli köprü kirişlerinin onarım yöntemlerini incelemektedir.

Tez çalışmam süresince desteğini benden esirgemeyen aileme ve danışmanım Doç. Dr. Turgut Öztürk’e, ayrıca beni yüksek lisans yapmam için teşvik eden babam Mustafa Pekyer’e teşekkürlerimi sunarım.

ŞUBAT 2010 Bülent PEKYER

(İnşaat Mühendisi)

İÇİNDEKİLER

Sayfa

ÖZET xv

GİRİŞ 1
1. Tezin Kapsamı Ve Amacı 1
2. Tezin Ana Hatları 2
LİTERATÜRÜN GÖZDEN GEÇİRİLMESİ VE TEMEL BİLGİLER 3
ENVANTER DURUM DEĞERLENDİRMESİ 23
ÖNGERİLMELİ TİPİK KİRİŞ SEÇİMİ 39
ÖRNEK ONARIM TASARIMLARI 45
SONUÇLAR 85
1. Onarım Tipinin Seçilmesi 86
2. Kiriş Biçimi 87

KAYNAKLAR 91

KISALTMALAR

AASHO : Amerikan Eyalet Karayolu Birliği

AASHTO : Amerikan Eyalet Karayolu ve Ulaştırma Birliği

AB : Bitişik Kutu Kesitli Kiriş

ACI : Amerikan Beton Enstitüsü

CERP : Karbon Elyafla Güçlendirilmiş Polimer

CFCC : Karbon Elyaf Kompozit Kablolar

FRP : Elyafla Güçlendirilmiş Polimer

IB : I-Kiriş (veya AASHTO Kirişi)

NCHRP : Ulusal Kooperatif Karayolu Araştırma Programı PCFRP : Öngermeli Karbon Elyafla Güçlendirilmiş Polimer SB : Kutu Kesitli Kiriş

VOC : Uçucu Organik Bileşenler

A_f : FRP kesit alanı

A_p : Çekme öngerilmeli güçlendirme alanı

: Elemanın sıkıştırma yüzünün genişliği

Ce : Çevre azaltma faktörü

: Beton sıkıştırma elyafından nötr eksene olan uzaklık

cg halat : Elemanın altından hesaplanmış olarak halatların ağırlık merkezi

d_f : FRP eğilme güçlendirmesinin etkin derinliği

d_p : Beton sıkıştırma elyafından öngerilmeli beton donatıya olan mesafe

E_c : Beton elastisite modülü

E_f : FRP’nin elastisite çekme modülü

E_ps : Öngerilme çeliği elastisitesinin çekme modülü

e : Elemanın öngerilme çeliğinin eksantrisitesi

f_c’ : Betonun basınç dayanımı

f_c’DECK : Betonun döşemedeki öngörülen basınç dayanımı

f_fe : FRP’deki etkin gerilme

f_fu : FRP’nin tasarım maksimum çekme gerilmesi

f_lu* : İmalatçı tarafından bildirilen FRP malzemesinin maksimum çekme gerilmesi

f_ps : Nominal dayanımda öngerilmeli donatıdaki gerilme

f_pu : Öngerme çeliklerinin çekme dayanımı

K_splice : Halat eklerinin sertliği

L_exposed : Öngerilme halatlarının görünür uzunluğu

L_tr : Öngerilme halatının transfer uzunluğu

I : Kesitin atalet momenti

M : Halatlardaki eksantrik öngerilme kuvvetinden kaynaklanan moment

M_DECK : Döşemeden kaynaklanan kiriş üzerindeki moment

M_DW : Yıpranan yüzeyden kaynaklanan kiriş üzerindeki moment

M_EXT_max : Önyükleme tekniği için yapıya tatbik edilen maksimum dış moment M_HS20 : Bir HS20 kamyonundan kaynaklanan kiriş üzerindeki moment M_HS25 : Bir HS25 kamyonundan kaynaklanan kiriş üzerindeki moment

M_JB : Jersey bariyerinden kaynaklanan kiriş üzerindeki moment

M_LANE : AASHTO (2007) şerit yükünden kaynaklanan kiriş üzerindeki moment

M_n : Kirişin nominal eğilme dayanımı

M_nf : Kirişin nominal eğilme dayanımına FRP’nin katkısı

M_np : Kirişin nominal eğilme dayanımına öngerilme çeliğinin katkısı M_SW : Kirişin kendi ağırlığından kaynaklanan kiriş üzerindeki moment M_TAN : AASHTO (2007) tandem yükten kaynaklanan kiriş üzerindeki

moment

M_u : Kirişin tasarım maksimum eğilme dayanımı

n : FRP donatısının katman sayısı

P_e : Öngerilme donatısındaki etkin kuvvet (bütün kayıplardan sonra)

r : Bir kesitin atalet yarıçapı

S : Kesit modülü

t_f : Bir FRP donatı katmanının nominal kalınlığı

y_b : En alt elyaftan kesit merkezine olan mesafe

y_t : Üst elyaftan kesit sentroidine olan mesafe

 : Betonda bir eşdeğer dikdörtgen gerilme dayanımını tayin etmeye yönelik ampirik katsayı

₁ : Eşdeğer dikdörtgen dayanım bloğu derinliğinin nötr eksen derinliğine oranı

∆_splice : Uzunluktaki değişim veya “halat eklerinde” kısalma

ε_bi : FRP montajı sırasında beton alt tabakadaki deformasyon düzeyi (çekme pozitiftir)

ε_c : Betondaki deformasyon düzeyi

ε_c’ : Serbest betonun f’_c’ye karşılık gelen maksimum deformasyon

ε_cu : Serbest betonun maksimum eksenel deformasyonu

ε_fd : Harici olarak bağlanmış FRP donatısının ayrılma yaratan deformasyonu

ε_fd* : Harici olarak bağlanmış artgermeli FRP donatısının ayrılma yaratan deformasyon

ε_fe : Kırılmada FRP donatısında ulaşılan etkin deformasyon düzeyi ε_fu : FRP donatısının maksimum tasarım kırılma deformasyonu ε_fu* : FRP donatısının tasarım kırılma deformasyonu

ε_pe : Kayıplardan sonra öngerilme çeliğindeki etkin deformasyon

ε_pi : Öngerilmeli çelik donatıdaki başlangıç deformasyon düzeyi

ε_pnet : Öngerilme kuvvetinin düşülmesinden sonra sınır durumda eğilme öngerilme çeliğindeki net deformasyon

ε_ps : Nominal dayanımda öngerilmeli donatıdaki deformasyon

ε_pt : Artgermeli FRP donatısında yaratılan deformasyon

ψ_f : FRP dayanım azaltma faktörü

Bu tezde bütün değerler ABD ve SI birimleri açıklayıcı olması için birlikte verilmiştir. Aşağıdaki “katı” çevirme faktörleri kullanılmıştır:

1 inç = 25.4mm 1 kip = 4.448 kN 1ksi = 6.89 Mpa 1 psi = 6.89 Pa

1 k-in = 0.115 kNm

1 k-ft = 1.38 kNm

Defarmasyon birim uzaması cm/cm veya in/in olarak verilmiştir.

Donatı çubuğu boyutları, ilgili kaynakta belirtilen ifade kullanılarak belirtilmektedir. Bir “#” işareti kullanılarak belirtilen bir çubuk (örn. #4), ABD’de kullanılan standart inç-pound ifadesine işaret etmektedir; buradaki kullanılan rakam, bir inçin sekizde biri olarak çubuk çapıdır.

ÇİZELGE LİSTESİ

Sayfa Çizelge 2.1 : Onarım seçim ölçütleri (Shanafelt ve Horn, 1980) 8

Çizelge 2.2 : Çeşitli kiriş sayısal ve genel derecelerin karşılaştırılması 12

Çizelge 2.3 : CFRP malzemesi ve geometrik özellikleri (Sika 2008a ve 2008c) 21

Çizelge 3.1 : Eyalet çapındaki ve Bölge 11’deki öngerilmeli köprü envanterinin özeti 24

Çizelge 3.2 : Araştırılması için seçilen köprüler 26

Çizelge 3.3 : Gözlemlenen hasarın kaynakları 28

Çizelge 3.4 : Gözlemlenen hasarın tipleri 35

Çizelge 4.1 : Önerilen hasar sınıflandırmaları 41

Çizelge 4.2 : Onarım örnekleri 43

Çizelge 5.1 : Tipik kiriş malzemeleri ve geometrik özellikler 46

Çizelge 5.2 : CFRP malzemesi ve geometrik özellikleri 47

Çizelge 5.3 : Art gerdirme çelik malzemesi ve geometrik özellikleri 47

Çizelge 5.4 : Onarım tasarımları için hedef ve onarılmış eğilme kapasiteleri 50

Çizelge 5.5 : AASHTO tarafından öngörülen dağıtım faktörü

g= 0.285 ile AB yüklemesi 52

Çizelge 5.6 : g=0.5 dağılım faktörüyle AB yüklemesi 52

Çizelge 5.7 : g=0.648 dağılım faktörüyle SB yüklemesi 53

Çizelge 5.8 : g=0.592 dağılım faktörüyle IB yüklemesi 54

Çizelge 5.9 : Öngerilmesiz CFRP şeritle onarım sonuçları 62

Çizelge 5.10 : CFRP kumaşla onarım sonuçları 67

Çizelge 5.11 : Öngerilmeli CFRP onarım sonuçları 70

Çizelge 5.12 : Art gerdirmeli CFRP ile tamir sonuçları 75

Çizelge 6.1 : Onarım seçim kriterleri 88

ŞEKİL LİSTESİ

Sayfa

Şekil 2.1 : “Germe donanımı” tipi halat ekleme onarım yöntemi 5

Şekil 2.2 : Halat sıkma aynaları 6

Şekil 2.3 : “Germe donanımı” tipi halat eki 6

Şekil 2.4 : Çoklu halat “germe donanımı” tipi halat eki 6

Şekil 2.5 : Wight vd. tarafından test edilen numune kesitleri 13

Şekil 2.6 : Wight vd. tarafından test edilen moment-deplasman çizimleri 14

Şekil 2.7 : Doğrudan öngerilme sistemi 17

Şekil 2.8 : Sika CarboStress Sistemi 20

Şekil 3.1 : Araç darbesinden kaynaklanan AASHTO kirişinde kesit kaybı 29

Şekil 3.2 : Hafif araç darbesinden kaynaklanan sıyrılma 29

Şekil 3.3 : I-kirişinde darbe hasarı 30

Şekil 3.4 : Araç darbesi sonucu ortaya çıkan ve kesilen halat 30

Şekil 3.5 : Çarpışma sonucunda araç darbesi 31

Şekil 3.6 : Bitişik kutu kirişlerin üzerindeki su 31

Şekil 3.7 : Öngörülemeyen kaynaklardan gelen su 32

Şekil 3.8 : Bariyer desteklerinin yerlerinin değişmesinin halatlarda yarattığı hasar. 32

Şekil 3.9 : Yeterli paspayı olmayan ve halatlar arasında mesafenin değişken olduğu kiriş 33

Şekil 3.10 : Ekstrem olaylar 34

Şekil 3.11 : Korozyon hasarları 36

Şekil 3.12 : Temsili kesme tehlikesi 37

Şekil 3.13 : Temsili eğilme tehlikesi 37

Şekil 4.2 : SB kiriş kesiti 40

Şekil 4.3 : IB kiriş kesiti 40

Şekil 4.4 : Analiz saptama örneği 42

Şekil 5.3 : CFRP şeridiyle onarılmış AB moment-eğrilik çizimi 65

Şekil 5.4 : CFRP şeridiyle tamir edilmiş SB momenti-eğrilme çizimi 65

Şekil 5.5 : CFRP kumaş onarımları 66

Şekil 5.6 : CFRP kumaşla onarım moment-eğrilik çizimi 69

Şekil 5.7 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış AB 72

Şekil 5.8 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış SB 72

Şekil 5.9 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış IB 73

Şekil 5.10 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış AB moment-eğrilik çizimi 73

Şekil 5.11 : Öngerilmeli CFRP ile tamir edilmiş SB moment-eğrilik çizimi 74

Şekil 5.12 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış IB moment-eğrilik çizimi 74

Şekil 5.13 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış AB 77

Şekil 5.14 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış SB 77

Şekil 5.15 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış IB 78

Şekil 5.16 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış AB moment-eğrilik çizimi 78

Şekil 5.17 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış SB moment-eğrilik çizimi 79

Şekil 5.18 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış IB moment-eğrilik çizimi 79

Şekil 5.19 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB 6-2-1 çizimi 82

Şekil 5.20 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB 10-2-1 82

Şekil 5.21 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB moment-eğrilik çizimi 83

ÖNGERİLMELİ BETON KÖPRÜ KİRİŞLERİNİN YAPISAL ONARIMI ÖZET

Her yıl çok sayıda öngerilmeli beton köprü kirişi aşırı yüklü araçlar ve çevresel etkiler sebebi ile yapısal olarak hasar görmektedir. Bu yapısal hasarlar köprüyü güvensiz hale getirmekte ve onarım gerektirmektedir. Eskiyen ve yapısal olarak hasar gören öngerilmeli beton köprü elemanlarının hizmetten alınması ve değiştirilmesi genel bir uygulamadır. Ne var ki, bu uygulama malzemelerin ve kaynakların verimli şekilde kullanıldığı bir uygulama değildir. Girişimci ve eğitim kuruluşları tarafından önerilen ve öngerilmeli beton kiriş eğilme mukavemetini geri kazandıran ve hem malzeme hem ekonomik kaynaklardan tasarruf sağlayan çok sayıda onarım tekniği vardır. Hiç kuşkusuz, bütün onarım yöntemleri her durumda uygulanabilir nitelikte değildir; bu nedenle, her kirişin geometrisinin ve onarım senaryosunun amaçlarına dayalı olarak değerlendirilmesi gerekir. Bu tez, öngerilmeli beton köprü kiriş onarım yöntemlerinin pratik uygulaması üzerinde yoğunlaşmaktadır.

Bu belgede, üç tip öngerilmeli beton köprü kirişi için onarım yöntemleri sunulmaktadır. Bu kirişler farklı düzeyde hasara sahip, bitişik kutu kesitli (AB), ayrık kutu kesitli (SB) ve AASHTO I tipi (IB) kirişlerdir. Burada ele alınan onarım teknikleri karbon elyaflarla güçlendirilmiş polimer (CFRP) şeritlerinin, CFRP kumaşının, öngerilmeli CFRP’nin, art germeli CFRP, halat ekleme ve harici çelik art germe teknikleridir. Hasar düzeyini (veya hasar aralığını) doğrudan doğruya belli onarım tipleriyle ilintilendiren genel sınıflandırmalar yapılmamıştır. Yine de, bir kirişteki halatların %25’i artık kirişin kapasitesine katkıda bulunmuyorsa, kirişin değiştirilmesinin daha uygun bir çözüm olacağı sonucuna varılmaktadır.

STRUCTURAL REPAIR OF PRESTRESSED CONCRETE BRIDGE BEAMS

SUMMARY

Each year a lot of prestressed concrete beams are damaged by overwheight vehicles and environmental effects. These structural damage maybe highly visible, the bridge could be unsafe and need to repair is usually urgent. It is common practice that aging and structurally damaged prestressed concrete bridge members are taken out of service and replaced. This, however, is not an efficient use of materials and resources since the member can often be repaired. There are numerous repair techniques proposed by entrepreneurial and academic institutions which restore prestressed concrete girder flexural strength and save both material and economic resources. Of course, not all repair methods are applicable in every situation and thus each must be assessed based on girder geometry and the objectives of the repair scenario. This document focuses on the practical application of prestressed concrete bridge girder repair methods.

In this document, repair methods are presented for three prototype prestressed concrete highway bridge girder shapes: adjacent boxes (AB), spread boxes (SB), and AASHTO-type I-girders (IB), having different damage levels. Although not applicable to all structure types or all damage levels, the repair techniques covered include the use of carbon fiber reinforced polymer (CFRP) strips, CFRP fabric, prestressed CFRP, post-tensioned CFRP, strand splicing and external steel post tensioning. Therefore, no broad classifications have been presented directly linking damage level (or a range of damage) to specific repair types. Nonetheless, it is concluded that when 25% of the strands in a girder no longer contribute to its capacity, girder replacement is a more appropriate solution.

GİRİŞ

Bilhassa köprüler olmak üzere ulaşım altyapısına olan talep son yıllarda önemli ölçüde artmıştır. Bu gelişimi, trafik hacminde ve tasarım yüklerindeki artıştan anlamaktayız (AASHTO 1960 ve 2007). Aşırı yük artışları ve çevresel etkiler sebebi ile her yıl köprü kirişlerinde yapısal hasarlar oluşmaktadır. Öngerilmeli beton köprü kirişler, köprü envanterinin göreceli olarak yeni kısmını oluşturmaktadır, bu yapıların en eskisi henüz 50 yaşına ulaşmamıştır. Bu nedenle, öngerilmeli beton köprü elemanlarının onarımına, diğer ve daha eski yapıların onarımı kadar dikkat edilmemiştir. Feldman (1996) yaptığı araştırmada öngerilmeli beton köprü kirişlerinin onarımının mümkün olduğunu göstermiştir, fakat çok yaygın bir uygulama alanı bulamamıştır (Feldman, vd.1996). Uygun onarım teknolojileri ve saha uygulamaları konusunda daha fazla eğitim verilmesi, konu ile daha fazla bilgi sahibi olunmasına, köprü kirişlerinin değiştirilmesi yerine onarılmalarının daha fazla tercih edileceği ve böylece kaynak tasarrufu sağlanacağı önerilmektedir. Kiriş dayanımını yeniden sağlayan ve hem malzeme hem iktisadi kaynaklardan tasarruf sağlayan, girişimci ve akademik kurumlar tarafından önerilen çok sayıda onarım tekniği vardır. Bu tezde, öngerilmeli beton köprü kirişi onarım yöntemlerinin pratik uygulaması üzerinde durulmaktadır.

Tezin Kapsamı Ve Amacı

Bu tezin amacı, dayanımın yeniden sağlanması üzerine odaklanılarak, hasarlı öngerilmeli beton köprü kirişlerine yönelik pratik yapısal onarım çözümlerini en son tekniklerle sunmaktadır. Yaygın onarım teknikleri arasında çelik mantolama, halat ekleme, artgermeli ve artgermesiz karbon elyafla güçlendirilmiş (CFRP) uygulamalar yer almaktadır. Bu tezde, üç kiriş tipi için her onarım yönteminin uygulanabilirliği ve sınırlılıkları irdelenmektedir: Ayrık kutu kesit (SB); Bitişik kutu kesit (AB) ve ASSHTO tipi I-kirişler için temsili onarımlar hesaplamalarla birlikte sunulmaktadır. Bu hesaplamalara dayalı olarak, her yöntemin uygulanabilirliği, avantajları ve

dezavantajları irdelenmektedir. Kapsam olarak sınırlı olmasına karşın, onarım veya değiştirme kararını vermek için gereken parametreler önerilmektedir.

Tezin Ana Hatları

Bu tezin 2. Bölüm’ünde, öngerilmeli beton köprü kiriş onarım tekniklerine ilişkin gereken temel bilgiler verilmektedir. Bölüm 3’te, Amerika’nın Pennsylvania eyaletindeki öngerilmeli beton köprü envanteri gözden geçirilmekte ve sonraki bölümler için temel işlevi görmektedir. Temsili yapılar Bölüm 3’te gözden geçirilenler arasından seçilmekte ve Bölüm 4’te açıklanmaktadırlar. Bölüm 5’te CFRP onarımlarını, halat ekleme ve çelik art germe onarımlarını içeren onarım tasarımları açıklanmaktadır. Son olarak, Bölüm 6’da bu tezde sunulmuş olan çalışma özetlenmekte, bir onarım seçim matrisi önerilmekte ve tavsiyeler belirtilmektedir.

LİTERATÜRÜN GÖZDEN GEÇİRİLMESİ VE TEMEL BİLGİLER

Bu literatür gözden geçirmesi, öngerilmeli beton köprü kirişlerine ilişkin onarım, güçlendirme ve iyileştirme tekniklerine ilişkin gerekli temel bilgiyi sunmaktadır. Ulusal Kooperatif Karayolu Araştırma Programı (NCHRP) 12-21 Projesinin (Shanafelt ve Horn 1980) yayınlandığı tarih itibarıyla teknik ve uygulamadaki en son noktayı temsil etmektedir. Tez, ana kaynak olarak NCHRP 12-21’in elde ettiği bulgulardan yararlanılarak gerçekleştirilmiştir; bu nedenle, NCHRP 12-21’in sonuçları özetlenmekte ve bu konunun 1980’li yıllar öncesinde nasıl ele alındığı gösterilmektedir. NCHRP 12-21’e dayalı onarım teknikleri, art germeli ve art germesiz CFRP onarım sistemleri, CFRP için ankraj sistemleri ve beklenen hasar esasları ele alınmaktadır.

NCHRP 12-21 Projesi

NCHRP Raporu 226 (Shanafelt ve Horn 1980), hasarlı öngerilmeli beton köprü kirişlerinin değerlendirilmesine, muayenesine ve onarımına ilişkin yönlendirici bilgiler üzerinde yoğunlaşmıştır. Uygun teknikler, aletler ve formlar dâhil olmak üzere standart incelemeye ilişkin tavsiyelerde bulunulmuştur.

Mevcut hasarı ölçmesine olanak veren bir hasar sınıflandırma sistemi önerilmiştir. Shanafelt ve Horn, hasarı üç kategori şeklinde sınıflandırmışlardır:

Küçük hasar, sığ kabarmalar, çentikler çatlaklar, sıyrıklar ve biraz ufalanma, pas veya su lekeleri olarak tanımlanmaktadır. Bu düzeydeki hasar, elemanın kapasitesini etkilememektedir. Onarım işlemleri estetik veya engelleyici amaçlara yöneliktir.

Orta derece hasar, daha büyük çatlakları ve halatların görünmesine yol açacak kadar yüzey kabarmaları veya beton kaybını içerir. Orta derece hasar eleman kapasitesini etkilemez. Onarımlar, elemanın daha fazla kötüleşmesini önlemeye yöneliktir.

Ciddi derece hasar, yapısal onarım gerektiren her türlü hasar. Bu düzeydeki tipik hasar önemli çatlama ve kabarma, korozyon ve görünür duruma gelen ve kopan halatları içerir.

Küçük ve orta derece hasar, yamama ve boyama teknikleriyle onarılabilir. Küçük ve orta derece hasarlar yapısal onarımlar gerektirmeyeceğinden, burada ciddi derece hasar üzerinde durulmaktadır.

Rapor 226’da, ciddi derece hasar durumu için onbir farklı onarım yöntemi geliştirilmiş ve ayrıntılı şekilde irdelenmiştir; ne var ki, hiçbiri kanıtlanmamış veya test edilmemiştir. Her onarım tekniği, süreçlere ve yöntemin avantajlarına ve sınırlılıklarına ilişkin bir genel bakış sağlayacak şekilde değerlendirilmiştir. Servis yükü kapasitesi, sınır yük kapasitesi, aşırı yük kapasitesi, yorgunluk ömrü, dayanıklılık, maliyet, kullanıcı bakımından rahatsızlık ve onarım hızı, estetik ve uygulanabilirlik alanına dayalı genel önerilerde bulunulmuştur.

Rapor 226’da değerlendirilen onarım yöntemleri art germe, çelik mantolama ve halat ekleme, bu yöntemlerin bir bileşimi ve değiştirme şeklindedir.

Art germe; kiriş üzerine, genellikle kirişin yanına (bazen de alt yüzeyine) dökülen veya monte edilen konsollar veya destekler ile ankrajlanan çelik çubuklar veya halatlar kullanılarak gerçekleştirilir. Daha sonra çelik çubuklar veya halatlar krikolama yoluyla desteğe doğru gerdirilir.

Art germeli onarım sistemlerindeki destek elemanları, büyük sıkıştırma kuvvetlerine maruz kaldıkları için zorlanan bölgelerdir. Ayrıca, art gerdirme kuvvetini aktarmak için destek ile mevcut kiriş arasında, yeterli kesme (kırılma) kapasitesi sağlanmalıdır. Etkili kesme (kırılma) aktarması, kiriş boyunca yeterli sürtünme kuvvetlerinin sağlanması amacıyla, kirişin art gerilmesini gerektirir.

Çelik mantolama; kiriş dayanımını tekrar sağlamak için kirişi muhafaza etmek üzere çelik levhaların kullanılması tekniğidir. Bu onarım tekniğiyle, art germe kuvveti ancak önyüklemeyle sağlanabilir.

Bu onarım yöntemi, çelik manto ile alt tabaka kiriş arasında kırılma aktarımı sağlamak için saplamalar veya geçiş çubukları da gerektirecektir. Çelik mantolamanın çok hantal bir teknik olduğu düşünülmektedir. Çoğu uygulamada, mantoyu kapatmak için sahada kaynak yapılması gerekecektir. Ayrıca, kiriş uzunluğu boyunca boyutsal farklılıkları telafi etmek amacıyla mantonun derzlenmesi gerekecektir.

Halat ekleri; kopan halatları yeniden bağlamak için tasarlanmıştır. Eklenen halata öngerilme kuvvetini yeniden verme yöntemleri önyükleme, halat ısıtma ve halat

ekinin tork edilmesidir; bu sonuncusu en yaygın olanıdır ve halat ekini bir tür germe donanımı durumuna getirir. Halat ısıtma, halatın ısıtıldığı bir yöntemdir; halat eki elyafa sabitlenir ve halatın soğuması beklendiği için büzülür ve böylece halata tekrar germe kuvveti sağlanır. Konvansiyonel yüksek dayanımlı ön germe yaratan halatın ısıtılmasının, makul herhangi bir ön deformasyon yaratabilecek çok akla yatkın bir yöntem olduğuna inanılmamaktadır. Halatlar büyük uzunlukta ısıtılmalı, ya da kısa uzunlukta yüksek bir sıcaklıkta ısıtılması gerekmektedir. Birinci seçenek bir köprü kirişinde uygulanamaz, ikincisi ise halatın malzeme özelliklerini etkileyecektir. Halat ısıtma tavsiye edilmemektedir.

Piyasada mevcut olan halat ekleri, ters dişli ankrajlara bağlanan bağlayıcılara sahiplerdir; bağlayıcı döndürüldüğünde, iki ankraj birbirine doğru çekilir ve bağlanmış olan halatta bir öngerilme yaratır (bkz. Şekil 2.1).

Şekil 2.1 : “Germe donanımı” tipi halat ekleme onarım yöntemi.

Halat ekleme yöntemleri (Shanafelt ve Horn 1980). Halatları eklemek için kullanılan halat sıkma aynaları Şekil 2.2 de gösterilmiştir. Montaj sırasında germe yaratmak için halatlar ısıtılmıştır. Şekil 2.3 ’te bağlayıcı, halat uçlarını birbirine doğru çeker.

Ortasında halatı tekrar bağlamak ve germe kazandırmak için sıkılan bir somun bulunan bir halat eki vardır. Şekil 2.4 ‘te yuvarlak çelik çubuk; aktarma plakasına sonra da halatları tekrar bağlamak için halatlara bağlanır.

Şekil 2.2 : Halat sıkma aynaları.

Şekil 2.3 : “Germe donanımı” tipi halat eki.

Şekil 2.4 : Çoklu halat “germe donanımı” tipi halat eki.

Onarım teknikleri birleştirip de kullanılabilir. Onarım tekniklerinin birleşimi, kullanıcının her onarım tekniğinin avantajlarından yararlanmasına olanak verecektir. Kiriş dayanımını tekrar sağlamak için art germeyle birlikte çelik mantolama kullanılabilir.

Rapor 226’da önerilen onarımların çoğunda, kiriş onarımı sırasında ön yükten yararlanılmaktadır. Ön yük, onarım sırasında kirişe geçici olarak bir düşey yük uygulanmasıdır. Ön yük, ya düşey mantolama ya da bir yüklenmiş araç tarafından sağlanır. Eğer söz konusu hasar halatları koparmadan beton kaybına yol açmışsa, beton iyileştirmesi sırasındaki ön yükleme, herhangi bir ön gerilme yaratmadan kiriş mukavemetini tekrar sağlayabilir. Ön yükleme onarılan bölgeye kısmen veya tamamen ön gerilme kazandırmak için kullanılabildiğinden, hareketli yük uygulamalarında onarılan bölgedeki gerdirmeyi önemli ölçüde azaltır. İşte bu yüzden, bilhassa yamama dâhil olmak üzere onarım yöntemlerinin çoğunda ön yükleme tavsiye edilmektedir. Yapıya fazla yük vermemek veya önyükleme kuvvetinin yarattığı aşırı lokal gerilmeler sonucunda hasar meydana gelmesine yol açmamak için bir yapıya ön yükleme yapılırken dikkat edilmesi gerekir.

Ayrıca Shanafelt ve Horn’un, Rapor 226’da, sadece 16 halata sahip küçük öngerilmeli elemanları ele aldıklarını belirtmek gerekir. Bu durumda, art germe kuvveti yaratmak için gerekli olan ön yük göreceli olarak küçüktür. Elemanlar büyüdükçe (bir köprüde olduğu gibi, gereken ön yük düzeyi çok büyür ve pratikte uygulanması mümkün değildir) ön yükün işe yararlılığı, azaltılan sabit ve hareketli yük oranlarıyla geliştirilir.

NCHRP Rapor 226, öngerilmeli kirişler için Çizelge 2.1 ’de gösterildiği gibi onarım yöntemlerinin seçilmesine yönelik seçim matrisi oluşturmuştur. Her onarım yöntemi için belirtilen ana esaslar aşağıda açıklanmaktadır. Bu çalışmada değerlendirilen kirişlerde sadece 16 halat vardır.

NCHRP 12-21 projesinin ikinci aşaması ve NCHRP Rapor 280’in (Shanafelt ve Horn 1985) odak noktası, hasarlı öngerilmeli beton köprü elemanlarının değerlendirilmesine ve onarımına ilişkin olarak bir pratik kullanıcı kılavuzu sağlamaktı. Önemli olan husus, önceki Rapor 226’da sunulan onarım yöntemlerinin bazısının yük testinden geçmiş olması ve bunların uygulanmasına yönelik tavsiyelerde bulunulmasıdır. Bu noktada, kirişlerin asla maksimum kapasitelerine kadar yüklenmediklerini belirtmek yerinde olacaktır. Bütün testler, yapay hasarlı tek bir kiriş üzerinde gerçekleştirilmiştir ve her test için onarım tekniklerinden biri kullanılmıştır. Bu nedenle, bütün onarım yöntemlerini test etmek amacıyla, kiriş göçme noktasına kadar yüklenmemiştir. Her onarımın davranışını ölçmek için tek bir I-kiriş üzerinde on farklı yük testi gerçekleştirilmiştir.

Çizelge 2.1 : Onarım seçim ölçütleri (Shanafelt ve Horn, 1980).

Onarım Yöntemi

Değerlendirme Faktörü

Art Germe Halat

	Ekleme	Mantolama	Değiştirme
Sınır Yük Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel
Aşırı Yük Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel
Yorgunluk Mükemmel	Sınırlı	Mükemmel	Mükemmel
Hasarlı Olmayan Kirişlere Dayanım Mükemmel Kazandırılması	–	Mükemmel	–
Ekleme Yöntemlerinin Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	–
Ekleme Tendonları ve Sınırlı	–	Mükemmel	Mükemmel
Eklenmiş Halatların Sınırlı	Sınırlı	Fazla	Sınırlı
Gerekli Ön Yük Belki	Evet	Muhtemelen	Hayır
Beton Kaybının Geri Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel
Onarım Hızı Đyi	Mükemmel	Đyi	Kötü
Dayanıklılık Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel
Maliyet Düşük	Çok düşük	Düşük	Yüksek
Estetik Vasat	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel

Çelik

Kiriş

Kombinasyonu

Halatlar Sayısı

Kazanılması

Onarım Teknikleri

NCHRP 12-21’de açıklanan teknikler, öngerilmeli beton kirişlere tekrar mukavemet ve işlerlik kazandıran birçok onarım yöntemi sağlamıştır. Bunun sonucunda düzenlenen 226 ve 280 raporları, her onarım yönteminin uygulanabilirliğini test eden

önemli miktarda araştırma için bir zemin sağlamıştır. Bu bölümde, NCHRP 12-21 raporlarının yayınlanmasından bu yana mevcut olan literatür gözden geçirilmektedir. Aşağıda irdelenen teknikler halat ekleme, çelik art germe ve kiriş mantolama; bunların geleneksel onarım yöntemleri olduğu düşünülmektedir.

Halat ekleme

Az sayıda hasarlı halatı tamir ederken, halat ekleme etkili, hızlı ve basit bir çözüm sağlar. Halat ekleri kopan halatları yeniden bağlar ve halatın yeniden gerilmesine olanak verir. Ne var ki, çoklu halat ekleri kullanıldığında, eklenen halatlar ile kiriş davranışı arasındaki karşılıklı etkileşimin araştırılması gerekmektedir. Tork anahtarı yöntemine dayanan halat ekleme gerdirmesinin (örn. bir halet eki bağlayıcısına bir öngörülmüş tork değerinin tatbik edilmesi), halat eki boyunca sürtünme gerilmelerindeki değişiklik ve dolayısıyla halata verilen gerilmenin değişmesi nedeniyle tatmin edici bulunmamıştır (Labia, vd. 1996). Gerilmeyi hesaplamak için halat sıkma aynaları veya ekleme uçları arasındaki deplasmanı ve malzeme özelliklerini kullanın somun döndürme yöntemi daha kolay gerçekleştirilebilir ve güvenilir bulunmuştur (Labia, vd. 1996 ve Olson, vd. 1992). Bu yöntem, bir halata mantolanırken, halatın uzatılmasıyla uygun öngerilme sağlama yöntemiyle aynıdır. Yapılan test, halat eklerinin orijinal kiriş dayanımını tekrar sağlayabildiklerini göstermiştir (Labia, vd. 1996).

Bazı durumlarda, halat ekleri boyutunun sorun yarattığı saptanmıştır. Kiriş geometrileri ve beton paspayı miktarı halat eklerinin kullanımını sınırlandırmaktadır. Genellikle, halatlar birbirine çok yakın aralıklarla konumlandırılmaktadır veya beton paspayı halat ekini barındıramayacak kadar küçüktür. Ayrıca, germe donanımlı halat ekleri, halatların kendisinden çok daha büyük eksenel ve eğilme sertliğine sahiplerdir. Bu durum, bilhassa eğer ekleme onarımı kiriş çapraz kesitinde simetrik değilse kiriş davranışını etkilemektedir. Olson vd. (1992), orijinal kiriş kapasitesinin

%82’sinin altında gerilmede kopan bir halat ekleme sistemi ile onarılan test kirişini rapor etmektedir. Gerilme kopmasının olası nedenleri arasında şunlar yer almaktadır:

Yorgunluk programı sırasında halat hasarının artması: gerilme aralıkları, kirişin hasarlı olmayan tarafında çoğalmış olabilir.
Germe donanımlı halat ekleri, kirişin hasarlı kısmında ankraj olarak çalışmış olabilirler
Bu iki faktörün birleşimi şeklinde olabilir.

Halat eklerinin dayanımının sağlanması önemlidir. Zobel ve Jirsa (1998), çeşitli halat ekleme onarımlarının performansını incelemişlerdir. Bütün halat ekleri, halatın nominal dayanımının %85’i kadar bir minimum dayanım verdiler. Bu çalışmaya dayanılarak, şu durumlarda halat ekleri önerilmektedir:

Kalan hasarsız halatlarla birlikte kirişin maksimum eğilme dayanımı faktörlü tasarım momentinden daha büyük olduğunda, diğer halatlar üzerine uygulanan gerilme değer aralığını düşürmek için iç halat eklemeyle onarım kullanılabilir.
Eğer yorgunluk önemli düzeyde kaygı verici değilse, bir hasarlı kirişe tekrar maksimum eğilme dayanımı kazandırmak için iç ekleme yöntemleri kullanılabilir. Her halükarda, tek bir kiriş içindeki toplam halat sayısının %10-15’inden fazlasının onarılması tavsiye edilmez (Zobel ve Jirsa, 1998).

Günümüzde piyasada mevcut bilinen tek bir halat eki vardır. Grabb-it Halat Eki, bir ters dişli bağlayıcı kullanır. Oluşturulabilecek öngerilme kuvvet 175.7 kN (39.5 kips) ile sınırlıdır ve 1.27 cm (0.5 inç) lik halat için öngörülen çekme dayanımından (f_pu) daha fazladır (Law Engineering 1990).

Halat ekleme dayanımının şöyle olması gerektiğine inanılmaktadır:

Halat eki kopması olasılığını en aza indirmek için halat dayanımından en az %15 daha fazla (Labia, vd. 1996).
4.13 cm (1.625 inç) lik halat eki çapı beton paspayını ve halat ara mesafe gerekliliklerini potansiyel olarak etkilemektedir. Her halükarda, ikinci sorun, söz konusu halat eklerinin bir elemanın uzunluğu boyunca kademelendirilmesini gerektirmektedir (Grabb-it teknik literatürü 2008).

Art germe

Art germe, öngerilmeyi ve ayrıca kiriş dayanımını tekrar sağlamaya yardımcı olmak için kullanılabilir. Bu, dayanımın ve hizmet verebilirliğinin arzu edildiği şekilde yeniden sağlanması için tasarımın isteğe uygun gerçekleştirilmesine olanak verir. Örneğin, Preston vd. tarafından (1987) incelenen bitişik kutu kesitli (AB) kirişde, belli bir beton gerilme koşulunu sağlamak için orijinal halat formu tayin edildi. Onarımın halat öngerilmesini orijinal tasarım amacıyla tutarlı bir şekilde sağlaması önemliydi. Art germeli onarımda, dört tane öngerilmeli 1.27 cm (0.5 inç) çapında,

epoksi kaplamalı, düşük gerilme boşalımlı ve kiriş alt yüzeyinin 5.08 cm (2 inç) altında monte edilmiş, her biri 95.6 kN (21.5 kips) ’da gerdirilmiş ve ankrajlanmış halatlar kullanılmıştır. Onarımın toplan derinliği 7.62 cm (3 inç)’ dir. Art germe halatlarını oturturken bazı sorunlar ortaya çıkmıştır; çünkü kayıplar beklendiğinden daha büyüktü ve bu nedenle ortaya çıkan çekme kuvvetinin bu kayıpları karşılayacak şekilde artırılması gerekiyordu. Buna karşın, kirişin tam maksimum kapasitesi ve ayrıca kayıp öngerilme kuvvetinin bir kısmı tekrar sağlanmıştır.

Aynı konsept, ön germe malzemesi olan çelik yerine CFRP kullanılarak da gerçekleştirilebilir. El-Hacha ve Elbadry (2006), beton kirişlerin güçlendirilmesi için art germeli 7-telli CFRP kablolarının kullanımını incelemişlerdir. Yapılan deney, çelik art germeli onarımlarla benzer sonuçlar vermiştir.

Korozyonun hafifletilmesi

Korozyona uğramış halatın onarımı söz konusu olduğunda, korozyon kaynağının değerlendirilmesi önemlidir. Örneğin, kirişteki çatlaklar nedeniyle başlayan korozyon, çatlakların onarılmasını gerektirir. Öngerilme halatlarının çelik kalitesi düşük olduğundan korozyondan çabuk etkilenir. Bu nedenle, öngerilmeli beton kirişler, özellikle kiriş uçlarında, korozyona duyarlıdırlar. Öngerilmeli halatlar kiriş uçlarında ankrajlandıkları için, bu bölgedeki halat korozyonu kiriş dayanımına zarar verebilir. Tabatabi vd. (2004), kiriş uç bölgesinin (kirişten önceki 60 cm’ lik (2 feet) mesafe içindeki bölge) onarımı üzerinde yoğunlaşmışlardır. Deneysel olarak hızlandırılmış korozyon programı başlamadan önce bazı kiriş uçlarına bir koruyucu kaplama konularak bunun halat korozyonu derecelerini nasıl etkilediğine bakılmıştır. Daha sonra, kiriş uçları, korozyon sürecini hızlandırmak için bir etkili elektrik akımıyla birlikte tuzlu su püskürtüsüne tabi tutulmuştur. Önce altı aylık bir maruz bırakma süresinden sonra, işlem görmeyen kiriş uçlarından biri dışında hepsi CRFP sargı kullanılarak veya bir koruyucu kaplamayla boyanarak korunduktan sonra, korozyon sürecinin bir yıl daha devam etmesi sağlanmıştır. Yüzey işlemlerinin ve kaplamalarının kısa vadede etkili olduğu, fakat eğer kaplama klorür kirlenmesinden önce tatbik edilmediyse uzun vadede etkili olmadığı sonucuna varılmıştır. Beklendiği üzere, en kötü performansı başlangıç koruması olmayan bir yama onarımı göstermiştir. Çizelge 2.2’de, kiriş dereceleri karşılaştırılmakta ve en etkili önlemler gösterilmektedir.

Çizelge 2.2 : Çeşitli kiriş sayısal derecelerinin ve genel derecelerin karşılaştırılması. (Tabatabi vd. 2004)

Kiriş

Ucu			Derece
1A 1. Günden Đtibaren 1	2	3	6
6 Ay Maruz Kalma
1B Sonrasında Epoksi 2.5 Kaplanmış	4	7	13.5
2A Hiçbir işlem 2	6	5.5	13.5
6 Ay Maruz Kalma
2B Sonrasında Yamayla 8	7	8	23
Onarım 1. Günden Đtibaren
3A Tatbik Edilen Yalıtım 1	5	3.5	9.5
Maddesi
6 Ay Maruz Kalma
3B Sonrasında Tatbik 2	8	5.5	15.5
Maddesi
6 Ay Maruz Kalma
4A Sonrasında Tatbik 4.5	3	6	13.5
Kaplama
6 Ay Maruz Kalma
4B Sonrasında Tatbik 2.5 Edilmiş FRP Sargı 1. Günden Đtibaren	1	7	10.5
5A Tatbik edilen Polimer 1	1	2	4
Reçine Kaplama
5B 1. Günden Đtibaren 1.5	1	2	4.5

Açıklama Klorürler* Çatlama* Korozyon* Genel

Epoksi Kaplanmış

yapılmamış

Edilmiş Yalıtım

Edilmiş Polimer Reçine

Tatbik Edilen FRP

* kriter dereceleri, 1-8 arasında derecelendirmeye sahip cetvele dayanmaktadır; 1 en iyi etkiyi, 8 en kötü etkiyi göstermektedir. Genel derecelendirme, 3-24 arasında derecelendirilmiş bir cetvele dayanmaktadır; 3 en iyi durumu ve 24 ise en kötü

dürümü göstermektedir. Yapılan çalışmalar, FRP kompozit sargıların gelecekteki korozyon hasarının hafifletilmesinde etkili olduklarını göstermişlerdir (Taratabi vd. 2004 ve Klaiber vd. 2004). Genel olarak konuşacak olursak, katodik koruma da etkilidir, fakat yüksek bakım maliyetleri ve yöntem karmaşıklığı nedeniyle yaygın şekilde kullanılmamaktadır (Broomfield ve Tinnea 1992 ve Tabatabi vd. 2004).

Artgermesiz CFRP Onarımı

Öngerilmeli beton kirişlere bağlanan karbon halatla güçlendirilmiş polimer (CFRP) şeritler, kirişin eğilme kapasitesini artırabilir. Hasarlı kirişlerin eğilme kapasitesine eski durumuna geri döndürmek için dışarıdan monte edilen CFRP şeritlerinin kullanılması araştırılmıştır. (Scheibel, vd. 2001, Tumialan vd. 2001, Klaiber vd. 2003; Green vd. 2004; Reed ve Peterman 2004; Wipf vd. 2004; Reed ve Peterman 2005; Reed vd. 2007). Çoğu durumda, onarımlar beklendiği ve tasarlandığı şekilde gerçekleştirilmiştir. Genellikle, erken ayrılma olasılığını azaltmak için, CFRP’yi ve alt yüzeyde bulunan beton yamayı yerinde ‘tutmaya’ yardımcı olmak için enine U- sargılı CFRP şeritler kullanılmıştır. (Scheibel vd. 2001; Tumialan vd. 2001; Klaiber vd. 2003; Green vd. 2004; Reed ve Peterman 2004; Wipf vd. 2004 ve Reed ve Peterman 2005). Beton yamasının ek olarak bağlı tutulması, yamanın pörtlemesine ve kabarmasını hafifletmeye yardımcı olur.

Öngerilmeli beton kirişlerde, art germesiz CFRP’ nin etkilerini göstermek için Wight vd. (2001) tarafından rapor edilen sonuçlar kullanılmaktadır. Şekil 2.5, Wight vd. (2001) tarafından kullanılan test numunelerinin kesitini göstermektedir.

Şekil 2.5 : Wight vd. tarafından test edilen numune kesitleri (2001).

Bir numune CFRP ile güçlendirilmedi (kontrol numunesi olarak kullanılması için), bir numune öngerilmelisiz CFRP tabakalarıyla güçlendirildi ve kalan iki tanesinde ise art germeli CFRP tabakaları kullanılmıştır. Her güçlendirilmiş eleman, açıklığın ortasında toplam 0.47 inç² (3 cm²) CFRP için 5 CFRP tabakasıyla güçlendirildi (burada sonraki her tabaka önceki tabakadan 7.87 inç (2 cm) daha kısaydı ve numunenin gerilme yüzü üzerinde ortalanmıştır). Şekil 2.6, deneysel olarak

gözlemlenen yük-sapma davranışı özetlenmektedir. Şekil 2.6’dan görüleceği üzere, kontrol kirişiyle karşılaştırıldığında, CFRP ile güçlendirilmiş kirişin orta-açıklık moment kapasitesinde %20’lik bir artış olmuştur.

Şekil 2.6 : Wight vd. tarafından test edilen moment-deplasman çizimleri.

Artgermeli ve Öngerilmeli CFRP Onarımları

Öngerilmeli ve öngerilmesiz CFRP onarımları ile öngerilmeli ve konvansiyonel donatılı beton kirişler arasında bir paralellik kurulabilir. Çeliğin öngerilmesi, kirişin çekme zonunda betonda ön sıkışma gerçekleştirir. Kirişe yükleme yapıldığında, öncelikle halatların yarattığı sıkıştırma gerilmesini yenmelidir; böylece beton eleman daha dayanıklı (tamamen öngerilmeli elemanlar servis yükleri altında çatlamazlar) duruma gelir. Uygulama öncesinde CFRP şeritlerinin gerilmesinin faydaları, bir beton kirişte bir öngerilmeli halat kullanılmasıyla aynıdır. Bir öngerilmeli CFRP onarım tekniğinin kullanılmasının sağladığı dört ana avantaj şunlardır (Nordin ve Taljsten 2006):

Onarım malzemesinin daha iyi kullanılması.
Betonda daha küçük ve daha iyi dağılmış çatlaklar.
Çelik donatının boşaltılması (gerginlik azaltma).
Daha yüksek çelik akma yükleri.

Konvansiyonel olarak kullanılan CFRP malzemeleri, 1862 MPa ‘lık (270 ksi) çelik öngerme halatının çekme gerilmesinin yaklaşık 1.5 katına ve çeliğin yaklaşık %55 Young modülüne sahiptir; dolayısıyla, daha yüksek bir deformasyona ulaşabilirler. Onarım için CFRP’nin gerilmesi, kirişe öngerilme kuvvetinin tekrar geri verilmesini sağlar ve böylece halatlardaki ve betondaki gerilmelerin yeniden dağıtılmasına ve azalmasına olanak verir (Kim vd. 2008b). Böylece, yeniden yüklendiğinde, mevcut halatlardaki gerilme düzeyleri, onarılmamış kirişle karşılaştırıldığında azalacaktır. Başka bir deyişle, öngerilmeli CFRP sistemleri bir aktif yük taşıma mekanizması yaratırlar. Bu mekanizma, sabit yükün o kısmının CFRP tabakaları tarafından taşınmasını sağlarken, öngerilmeli olmayan CFRP şeritleri sadece CFRP’nin yapıya montajından sonra tatbik edilen yükleri destekleyebilirler (Wight vd. 2001; El-Hacha vd. 2003; Kim vd. 2008a ve Kim vd. 2008c). Öngerilmeli CFRP’nin yerleştirilmesini takip eden yükleme sonucunda;

1. Malzeme en verimli şekilde kullanılır.
2. CFRP şeridi kullanılarak eğilme kapasitesi artar.

Dış art germe CFRP sistemleri üç şekilde uygulanır;

Öngerilmeli CFRP: CFRP, dış reaksiyon yoluyla çekilerek gerilir ve gerilme altındayken beton alt yüzeyine tatbik edilir. Bağlayıcı yapıştırma maddesi kuruyuncaya kadar, dış reaksiyondan yararlanılarak gerilme muhafaza edilir. Reaksiyon gösteren gerilme serbest bırakılır ve öngerilme alt tabaka betona aktarılır. Bu öngerme yöntemi, gerilme transferinde büyük kayıplara ve yapıştırma sisteminin sünmesi nedeniyle uzun vadeli kayıplara potansiyel olarak hassastır. Ayrıca, CFRP şeritlerinin sonunda ayrılmayı hafifletmek için detaylar (FRP U-sargıları gibi) sağlanmalıdır. Öngerilmeli CFRP sistemleri, gerilmenin bağ yoluyla yapısal elemana aktarıldığı öngerilmeli beton sistemlerine benzer.

Ayrık art germeli CFRP: CFRP, reaksiyon sağlamak için, onarılmakta olan eleman yoluyla çekilerek gerilir. Gerilme, mekanik ankrajla elemana aktarılır. Genelde, germe uygulamak için bir hidrolik veya mekanik germe sistemi kullanılır. Ankraj yöntemine bağlı olarak, ankrajdaki sünme nedeniyle uzun vadeli kayıplar görülür. Böyle sistemler, aşındırma potansiyelini hafifletmek amacıyla CFRP ile alt katman betonu arasında yeterli mesafe bırakılarak tasarlanmalıdır.

Bağlanmış art germeli CFRP: CFRP, bağlanmamış sistemlerle aynı şekilde gerilir ve ankrajlanırlar. CFRB ankrajdan sonra beton alt tabakayı bağlanır ve bunun sonucunda CFRP ankrajlama sonrasında tatbik edilen yükler bakımından bir kompozit sistem yaratırlar. Yapıştırma sistemi, art germe kuvveti nedeniyle gerilme altında olmadığı için, yapıştırıcı sünmesi bu sistemde kaygı uyandıracak kadar önemli değildir. CFRP’nin bağlanması, aynı zamanda, ankrajlama ile ilgili sünme kayıplarını hafifletmeye de yardımcı olabilir.

PCFRP sistemlerini kullanmanın bir başka avantajı, yapının deplasmanlarının veya performansının geri kazanılmasıdır. PCFRP sistemleri beton üzerinde (ve daha da önemlisi herhangi bir yama malzemesi üzerinde) bir sınırlama etkisine sahiplerdir, çünkü betonu sıkışma durumuna getirirler. Bu nedenle, bu teknik kullanıldığında, çatlamanın başlamasında bir gecikme ve çatlak genişliklerinde bir azalma sağlandığı tespit edilmiştir (Wight vd. 2001; El-Hacha vd. 2003; Kim vd. 2008a; Kim vd. 2008c ve Yu vd. 2008b).

Deneysel olarak gözlemlenen yük-eğilme eğrileri Şekil 2.6’da gösterilmektedir. Bağlı PCFRP için orta-açıklık moment kapasitesi, hem güçlendirilmemiş kontrol kirişlerinden hem de öngerilmesiz CFRP güçlendirilmiş kirişlerinden daha fazladır (Şekil 2.6’daki bu eğri, “Öngerilmeli FRP ile Güçlendirilmiş” olarak adlandırılmaktadır). Bağlı PFRP onarımının eğilme kapasitesi, kontrol numunesininkinden %35-40 daha fazladır. Ayrıca, bağlı art-germe onarımı, kontrol numunesininkinden %150 daha fazla bir çatlama yükü göstermiştir. Çatlama yükündeki artış, öngerilmenin yarattığı sıkıştırma kuvvetinin tekrar kazandırılmasından kaynaklanmaktadır ve kirişi onarım öncesinden daha sağlam duruma getirmektedir.

Öngerilme yapan CFRP şeritleriyle ilgili bazı önemli zorluklar sözkonusudur. Bunların en bariz olanı, şeridin ön gerilmesini gerçekleştirme aracıdır. Önerilen bir çözüm, CFRP şeridinin Şekil 2.7’de gösterildiği gibi CFRP şeridinin kiriş ucuna doğru art gerdirmesinin gerçekleştirilmesidir (Wight vd. 2001 ve El-Hacha vd. 2003).

Şekil 2.7 : Doğrudan öngerilme sistemi (Wight vd. 2001).

Bu yöntem, şeritlerin kirişin bir ucunda (genellikle ‘ölü uç’ olarak adlandırılır) ankrajlanması ve öte yandın diğer, hareketli uçta (‘krikolama ucu’ olarak adlandırılır) krikolama kuvvet tatbik edilmesidir. Ankrajlama sağlamak için şeridin her bir ucuna çelik makaralar bağlanır. Krikolama ucuna bağlanan makaralar, bir hidrolik şahmerdana (hidrolik kriko) bağlı olan çelik öngerilme halatlarına bağlanırlar. Hareketli uç makaralar, istenilen uzatma konumuna kaldırılır ve kalıcı olarak ankrajlanır.

Ankrajlar

Öngerilmeli CFRP uygulamalarında, CFRP şeridindeki öngerilme kuvveti, bağlama maddesi (yapıştırıcı) yoluyla kirişe aktarılmaktadır. Bağ arabirimindeki yüksek deformasyonlar nedeniyle, şeridin ayrılması önemli bir kaygı kaynağıdır. Bütün kuvvetin yapıştırıcı katmanı yoluyla kirişe aktarılması esastır; aksi takdirde, onarım tasarlandığı şekilde davranmayacak ve erkenden sorun yaratacaktır. Ayrıca, uygun yüksek performanslı epoksi yapıştırıcıların çoğu önemli ölçüde sünme gösterir ve bu nedenle ek ankraj olmadan büyük bir öngerilme kuvvetini muhafaza etmeye uygun değildirler. Eğer mekanik ankrajlar yerinde bırakılırsa, sistem bir art germeli CFRP sistemidir (ki bu bağlanabilir veya ayrılabilir). Öngerilme kuvvetine karşı koymak ve erken ayrılma ve soyulma sorunu olasılığını azaltmak için kalıcı ankrajlar

kullanılabilir (Wight vd. 2001; El-Hacha vd. 2003; Kim vd. 2008a ve Yu vd. 2008b). CFRP şeritlerinin uçlarındaki ankrajlar, erken bozulma olasılığını en aza indiren öngerilme kuvvetiyle bağlantılı olarak yapıştırıcı katmanın içinde meydana gelen kırılma deformasyonunu azaltırlar (El-Hacha vd. 2003). İster ankraj ister yapıştırıcı kullanılmış olsun, bir sistemin kırılmayı aktarabilme yeteneği, beton alt tabakanın kırılma kapasitesiyle sınırlıdır. ACI 440 (2008), aktarılan kırılma gerilmesinin her halükarda 1377.95 Pa (200 psi) ile sınırlı olmasını tavsiye etmektedir.

El-Hacha vd. (2003) bir yuvarlak çubuk, elips çubuk ve bir düz plaka ankrajını içeren üç farklı metal ankrajı test etmiştir. Elde edilen sonuçlar, bir düz plaka ankrajın en etkili ankraj olduğunu göstermiştir ve ankraj bölgesinin CFRP U-sargısıyla güçlendirilmesi daha büyük göçme yükleri yaratmıştır. CFRP U-sargısı ankrajla birlikte kullanıldığında, ankraj bölgesinin uzağında göçme yaşanmıştır. Bu sonuçların umut verici görünmesine karşın, çelik ve CFRP şeritleri doğrudan doğruya temas ettiklerinde ankrajda galvaniz korozyonu sorunu ortaya çıkmaktadır. Galvaniz korozyonunun hafifletilmesine, konvansiyonel olarak bir yalıtım tabakasıyla (Cadei vd. 2004) çözüm getirilmektedir. Bu tabaka CFRP’den daha yumuşaktır ve bu nedenle gerilim aktarmasının verimliliğini etkiler.

U-sargılı CFRP şeritleri, metal ankraj sistemlerine alternatif olarak kullanılmaktadır (Kim vd. 2008a, kim vd. 2008b ve Yu vd. 2008b). CFRP-U sargılarına yönelik metal-olmayan birçok mekanik ankrajlama sistemi araştırılmıştır (Kim vd. 2008 ve kim vd.2008b). Bunlar arasında;

CFRP U-sargı,
Mekanik ankraj,
Mekanik ankrajlı öngerilmeli CFRP U-sargı,
CFRP sargı ankrajlı sistemler yer almaktadır.

Yapılan testler sonucunda;

Metal-olmayan ankrajlara sahip kirişlerin, CFRP ankrajların katkısı nedeniyle göçme gösterdikleri,
Mekanik olarak ankrajlanan U-sargılarına veya yan tabakalara sahip kirişlerin kontrol kirişininkine yakın bir kapasite gösterdikleri,
Metal-olmayan ankrajlar takılmış kirişlerin, çelik ankrajlara sahip kirişle karşılaştırıldığında gerilimin daha iyi dağıldığı görülmüştür (Kim vd. 2008b).

Bir ankraj sistemi kullanıldığında, ankrajlanan öngerilmeli tabakaların, ankrajlanmamış öngerilmeli tabakalardan daha dayanıklı olduğu görülmüştür. Çünkü ankrajlama, onarım esnasında erken ayrılma olasılığını büyük ölçüde azaltmıştır (Wight vd. 2001, El-Hacha vd. 2003; Kim vd. 2008a;Kim vd. 2008b ve Yu vd. 2008b).

Bir özel yaklaşımda ise ankraj kullanılmamış, bunun yerine şeridin ucundaki kuvvet sıfır oluncaya kadar şeridin öngerilme kuvveti kademeli olarak azaltılmıştır (Aram vd. 2008). Elde edilen sonuçlar, kademeli ankrajlama yönteminin etkili olmadığını ve erken ayrılma sorunu yaşandığını göstermektedir.

Piyasada Mevcut PCFRP Sistemi

Piyasada mevcut tek bilinen ‘standart’ (yani her uygulamaya göre uyarlanamayan) PCFRP sistemi, SIKA Corporation şirketi tarafından yapılmakta ve esasen Avrupa’da pazarlanmaktadır. SIKA CarboStress sistemi Şekil 2.8’de gösterilmektedir.

a) Ölü uç ankrajı. b) Hareketli çerceve içinde uç ankrajın krikolanması.

c) Bir yerde çoklu canlı uç ankrajları. d) Gerilim kafası sistemi.

Şekil 2.8 : Sika CarboStress Sistemi (SIKA).

Ankraj 300 kN (67 kips) kapasiteye sahiptir ve maksimum 200 kN (45 kips) tatbik edilmiş öngerilme kuvvetine yönelik olarak tasarlanmıştır. CFPR şeritlerinin malzeme özellikleri Çizelge 2.3’de gösterilmektedir.

Çizelge 2.3 : CFRP malzemesi ve geometrik özellikleri (Sika 2008a ve 2008c).

Özellik Sika CarboDur şeritler

Biçimlendirilmiş CFRP

Malzeme tipi

SikaWrap Hex 103C (Sikadur Hex 300 epoksiyle birlikte)

CFRP kumaşı

	şeridi
Çekme dayanımı, f_fu	2800 MPa (406 ksi)	717 MPa (104 ksi)
Sıkıştırma dayanımı	–	–
Young Modülü, E_f	159,964 MPa (23,200 ksi)	651,30 MPa (9,446 ksi)
Kırılma deformasyonu, _fu	0.017	0.0098
Malzeme kalınlığı	1.2 mm (0.047 inç)	0.1 mm (0.004 inç)

Boyut/ambalaj

50 mm (1.97 inç) şeritler

80 mm (3.15 inç) şeritler

100 mm (3.94 inç) şeritler

635 mm x 15.24 mt rulo

635 mm x 91.44 mt rulo

Bu sistem, her uçta imal edilmiş olan ve gerilim kafaları olarak adlandırılan CFRP ankrajlarına sahip CFRP şeritlerinden oluşur. Bu gerilim kafaları, betona monte edilmiş çelik ankrajlarla (Şekil 2.8a) veya krikolama donanımıyla (Şekil 2.8b ve Şekil 2.8d) tutulur. Bir ankraj sabittir (Şekil 2.8a), diğeri ise krikolama ucudur (Şekil 2.8b). Krikolama ucu gerilim kafası, bir hidrolik krikoya bağlı bir hareketli çelik çerçeveye bağlanır ve bu suretle şeride gerilim sağlanmasına olanak verir. Gereken gerilim düzeyine ulaşıldığında, CFRP’deki gerilimi muhafaza etmek için mekanik olarak kilitlenebilir veya CFRP şeridi kelepçelerle kriko ucuna yakın ankrajlanabilir (Şekil 2.8c). Ankraj noktaları aynı zamanda kiriş diyaframlarında yer alırlar. Şeritlerde yaratılan gerilim, yapısal ihtiyaçlara göre değişkenlik gösterebilir ve şeridin çekme dayanımıyla sınırlıdır (çoğu durumda, kirişin ankraj yerindeki dayanımı, tatbik edilebilecek öngerilme kuvvetinin miktarını kontrol eder). Herman (2005), bu sistemin iki tane öngerilme beton kutu kesitli kiriş köprü üzerindeki uygulamasını rapor etmektedir. Öngerilme beton kutu kesitli kirişlerin arzu edilen onarımı, eğilme kapasitesini yeniden sağlamak ve ayrıca kayıp öngerilme kuvvetlerinin bir kısmını geri kazandırmaktır; onarım tekniği olarak Carbostress sisteminin kullanılmasının, eğilme kapasitesinin ve öngerilme kuvvetinin tekrar sağlanmasında başarılı olduğu kanıtlanmıştır. Ayrıca, bu yöntem hem para hem

malzeme kaynakları bakımından tasarruf sağlamış ve yapım süresini ve yolu trafiğe kapama süresini en aza indirmiştir.

Beklenen Hasar

Onarım önlemleri tasarlanırken, tasarımcının onarım öncesinde elemanın durumunu anlaması son derece önemlidir. Yapının durumuna ilişkin yanlış varsayımlar, kötü veya uygun olmayan onarım tasarımıyla sonuçlanır. Ayrıca, hasarı anlamak hasarın kaynağına yönelik hareket etmek ve aynı zamanda onarımın kolaylaştırılmasını sağlamak için hasarın niteliğinin veya nedeninin değerlendirilmesi de önemlidir. Örneğin, Lake View Drive Köprüsünün çökmesiyle ilgili olarak yapılan araştırma sonucunda elde edilen bulgulara dayanılarak (Harries 2006 ve Naito vd. 2006), halatlardaki gözlemlenebilir korozyon hasarı değerlendirilirken, gözlemlenemez halatların, hasarlı yapının derecelendirilmesinde dikkate alınması şeklinde bir tavsiyede bulunulmuştur. Bu tavsiyelere dayalı olarak PennDOT, kayıp öngerilme halatı alanının değerlendirilmesinde ‘%150 kuralını’ benimsemiştir. Bir öngerilmeli kirişteki korozyon hasarını değerlendirirken, korozyon nedeniyle etkili olamayacağı varsayılan öngerilmeli halatın alanı, görsel muayene ile saptananın %150’si olarak alınacaktır.

Aynı şekilde, bir çarpma hasarına uğrayan bir kirişin dayanım kapasitesi önemli ölçüde değişebilir. Örneğin, bir öngerilmeli beton yapısına bir kamyon çarpar ve sadece bir halat görünür ve kopar. Halatların arasındaki mesafenin az olması halatlar arasında az beton olması sonucunu yaratır. Bu durumda, bitişik halatı/halatları çevreleyen beton bu halatların öngerilme kuvvetinin yapıya aktarılmasını sağlamak için yeterli olmayabilir. Bunun sonucunda, çarpmanın yakınındaki öngerilme kuvvetinin bir kısmının veya tamamının etkisiz olabileceğini göz önüne almak gerekir.

ENVANTER DURUM DEĞERLENDİRMESİ

Bu tezde köprü tipleri ve hasarları için Pennsylvania’daki bütün öngerilmeli köprü yapılarının incelenerek gözden geçirildiği araştırma envanter çalışması olarak kullanılmıştır.

Veriler, eyalet çapında ve sadece Bölge 11 için (Allegheny, Beaver ve Lawrence ilçeleri) değerlendirilmiştir. Bu işlemin amacı, Pennsylvania’daki öngerilmeli beton envanterinin durumunun küçük bir portresini sunmak ve sonraki çalışma için (Bölge

11) değerlendirilen köprülerin eyalet dağılımını temsil etmelerini sağlamaktır.

Gözden Geçirilen Köprü Envanteri

Çizelge 3.1’de, eyalet çapında ve Bölge 11 verilerini değerlendirerek köprü tipine dayalı olarak elde edilen verilerin bir özeti sunulmaktadır. Bu çalışma için, sadece yapısal kusurlu (SD) olarak nitelendirilmiş yapılar ele alınmaktadır. Ayrıca, veriler herhangi bir nedenle kusurlu olarak nitelendirilen köprüler ve sadece üstyapı kusuru olan köprüler şeklinde bölünmüştür; bu çalışma, üstyapı hasarları üzerinde yoğunlaşmaktadır. Çizelge 3.1 ’i okurken, “Sayısı” Sütunlarında belirtilen yüzdeler, rapor edilen öngerilmeli köprülerin toplam sayısına dayalı olarak tayin edilmektedir. Eyalet çapında öngerilmeli köprülerin %33’ü ‘basit kompozit kutu kesitli kirişlerdir.

Çizelge 3.1 : Eyalet çapındaki ve Bölge 11’deki öngerilmeli köprü envanterinin özeti.

Eyalet çapında Bölge 11

Sayısı

SD (puan <4) Alt Üst

Sayısı

SD (puan <4) Alt Üst

Bütün köprüler 25203 5385

3465

505

318

(%21.4)

(%13.7) 1781

(%28.4) (%17.9)

Bütün öngerilmeli köprüler

5874

(%23.3)

887

(%15.1)

456

(%7.8)

671

(%37.7)

188

(%28.0)

(%7.8)

Basit, kompozit olmayan döşeme

42 3

(%7)

(%5)

0 0 0

Basit, kompozit olmayan boşluklu döşeme

4 2

(%50)

0 4 2 0

(%50)

Basit, kompozit olmayan I-kiriş

Basit, kompozit olmayan çoklu kutu kesitli kiriş

56 16

(%29)

84 20

(%24)

(%2)

(%13)

29 15

(%52)

41 16

(%39)

(%22)

Basit, kompozit olmayan bitişik kutu kesitli kiriş

821

(%14)

350

(%43)

326

(%40)

(%10)

(%28)

(%20)

Basit, kompozit döşeme 55 1 (%2) 0 6 0 0

Basit, kompozit I-kiriş 1275

(%22)

173

(%14)

(%2)

167

(%25)

(%35)

(%5)

Basit, kompozit çoklu- kutu kesitli kiriş

Basit, kompozit bitişik kutu kesitli kiriş

1921

(%33)

1110

(%19)

214

(%11)

(%9)

(%3)

177

(%26)

(%14)

(%30)

(%18)

(%7)

(%8)

Basit, kompozit diğer 3 1 (%33) 0 1 0 0

Sürekli, kompozit olmayan I-kiriş Sürekli, kompozit olmayan çoklu-kutu kesitli kiriş

Sürekli, kompozit olmayan bitişik kutu kesitli kiriş

5 0 0 3 0 0

1 0 0 0 0 0

Sürekli, kompozit I-kiriş 210 7 (%3) 0 50 7 (%14) 0

Sürekli, kompozit çoklu- kutu kesitli kiriş

Sürekli, kompozit bitişik kutu kesitli kiriş

197 0 0 20 0 0

65 1 (%2) 0 9 0 0

Diğer I-kiriş 6 1 (%7) 0 0 0 0

Diğer çoklu-kutu kesitli kiriş

Diğer bitişik kutu kesitli kiriş

5 0 0 0 0 0

10 3 (%30) 3(%30) 0 0 0

Diğer 2 0 0 0 0 0

Yapısal hasarlı ‘SD’ sütunlarında belirtilen yüzdeler, belli bir tipteki köprülerin toplam sayısına dayanmaktadır; dolayısıyla eyalet çapında, ‘basit kompozit kutu kesitli kirişlerin’ %11’i yapısal olarak kusurludur (214/1921 = 0.11). Aşağıdaki gözlemler bu verilere dayanmaktadır:

Eyalet çapında, öngerilmeli köprülerin envanteri, toplam envanterden (%21.4) oransal olarak daha az kusurlu yapılardır (%15.1). Bu şaşırtıcı değildir; çünkü öngerilmeli beton göreceli olarak dayanıklı bir malzemedir ve öngerilmeli envanterin ortalama yaşı, bir bütün olarak envanterden daha gençtir.
Bölge 11, eyalet çapındaki envantere (%23.3) göre daha büyük oranda öngerilmeli köprülere (%37.7) sahiptir.
Bölge 11, eyalet çapındaki envanterle karşılaştırıldığında daha fazla oranda kusurlu yapıya (%28.4) sahiptir. Ayrıca, Bölge 11’de kusurlu olarak rapor edilen öngerilmeli köprülerin oranı (%28.0), bu bölgedeki toplam kusurlu envanterin oranına (%28.4) yakındır. Ne var ki, Bölge 11’deki kusurlu yapıların çoğu, üstyapı durumuna dayalı olarak kusurlu şeklinde nitelendirilmektedir ve Bölge 11 temel olarak eyalet çapıyla aynı oranda kusurlu öngerilmeli üstyapılara sahiptir (iki durumda da %7.8).
Öngerilmeli envanterde dört köprü tipi baskın durumdadır: basit, kompozit- olmayan bitişik kutu kesitli kirişler (eyalet çapında öngerilmeli envanterin

%14’ü ve Bölge 11’de ise %10’u); basit kompozit I-kirişler (%22/%25), basit kompozit kutu kesitli kirişler (%33/%26) ve basit kompozit bitişik kutu kesitli kirişler (%19/%14).

Sadece üstyapıya göre kusurlu olarak derecelendirilmiş öngerilmeli köprüler düşünüldüğünde, kompozit-olmayan kutu kesitli kirişler söz konusu köprülerin çoğunluğunu oluşturmaktadır (Böyle köprülerin %40’ı kusurlu olup eyaletteki kusurlu öngerilmeli yapıların %71’ini oluşturmaktadır). Ayrıca Kompozit I-kiriş, bitişik kutu kesitli kiriş ve çoklu-kutu kesitli kirişler çok büyük sayıda böyle kusurlu köprüleri temsil etmektedirler. Bu dört köprü tipinin eğilimleri ve hâkimiyeti, sadece Bölge 11 değerlendirildiğinde benzerlik göstermektedir.

Bu gözden geçirmeye dayalı olarak, bir yapısal kusurlu üstyapı derecelendirmesiyle sonuçlanan hasarın niteliğini değerlendirmek amacıyla inceleme raporlarını derinlemesine gözden geçirmek için Bölge 11’den 28 köprü seçilmiştir. Çizelge 3.1 ’de görüldüğü gibi, Bölge 11’i yansıtacak şekilde beş köprü tipi seçildi. Önce, 4’ün altında bir üstyapı puanına sahip olanlar ve bir karayolu üzerinde trafik akışı yüksek olarak rapor edilen 22 köprü (Çizelge 3.2’deki A – H arasındaki köprüler) seçilmiştir. İkinci kriter, seçilen köprülerde araç darbe hasarının olmasını sağlamak amacıyla seçildi. Bilinen araç darbelerine sahip beş ek köprü eklendi (Köprüler I – P). Son olarak, Bölge 12’den çöken Lake View Drive köprüsü (Harries 2006) eklendi (Köprü LV). Çizelge 3.2, ek çalışma için seçilmiş olan 29 köprüyü göstermektedir. Köprülere, Çizelge 3.2 ’de gösterildiği gibi bir sayısal kimlik numarası verilmiştir; bu numaralama, ek raporlamada netliğin sağlanmasını ve hizmetteki köprülerin kimliğinin belirlenmesini sağlamaktadır.

Çizelge 3.2 : Araştırılması için seçilen köprüler.

Kimlik

No.		Açıklık(m)	Yapım	Onarım
A	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş	5.26 (17.25 ft)	1962	1976
A	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş		1962	1976
A	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş		1962	1976
A	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş	16.15 (53.00 ft)	1962	1976
B	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş		1967	–
B	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş	4.44 (14.58 ft)	1967	–
C	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş		1963	–
C	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş	4.40 (14.42 ft)	1963	–
C	S-NC çoklu-kutu kesitli kiriş	4.40 (14.42 ft)	1963	–
D	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş		1957	–
D	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş	3.05 (10.00 ft)	1957	–
E	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş		1901	1957
E	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş	2.44 (8.00 ft)	1901	1957
F	S-C-I kiriş	9.75 (32.00 ft)	1969	–
F	S-C-I kiriş	9.75 (32.00 ft)	1969	–

Yapı Tipi

Min. Düşey

Yıl

S= basit; NC= kompozit olmayan, C = kompozit

Çizelge 3.2 : (devam) Araştırılması için seçilen köprüler.

Kimlik

No.		Açıklık(m)	Yapım	Onarım
F	S-C-I kiriş		1969	–
F	S-C-I kiriş		1969	–
G	S-C-çoklu kutu-kesitli kiriş	4.50(14.75 ft)	1973	–
G	S-C-çoklu kutu-kesitli kiriş	4.50 (14.75 ft)	1973	–
G	S-C-çoklu kutu-kesitli kiriş		1973	–
G	S-C-çoklu kutu-kesitli kiriş		1973	–
H	S-C bitişik kutu kesitli kiriş	4.75 (15.58 ft)	1966	–
H	S-C bitişik kutu kesitli kiriş	0.61 (2 ft)	1966	–
H	S-C bitişik kutu kesitli kiriş	4.75 (15.58 ft)	1966	–
J	S-C çoklu kutu kesitli kiriş	4.57 (15.00 ft)	1988	–
K	S-NC I kiriş	4.40 (14.42 ft)	1970	–
M	S-NC I kiriş	4.85 (15.92 ft)	1971	–
N	S-C-I kiriş	4.40 (14.42 ft)	1970	–
P	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş	–	–	–
LV	S-NC bitişik kutu kesitli kiriş	4.42 (14.50 ft)	1961	–

Yapı Tipi

Min. Düşey

Yıl

S= basit; NC= kompozit olmayan, C = kompozit

Öngerilmeli Beton Kirişlerdeki Hasarın Kaynakları

Öngerilmeli beton kirişlerdeki hasarın gözlemlenen hasar kaynakları, Çizelge 3.3’te gösterildiği şekilde sınıflandırılmaktadır.

Çizelge 3.3 : Gözlemlenen hasarın kaynakları.

Hasar Kaynağı

Açıklama

Temsili Şekil(ler) Şekil 3.1 ile

Gözlemlenen Köprüler

Ağır vasıtanın çarpması

Çevresel Tehlike/Eskime;

dönme-çözüme ve suyun neden olduğu hasarlar dâhil Yapım hatası veya önceki

Şekil 3.5 arasındaki

şekiller

Şekil 3.6

Şekil 3.7

A,C,J-P&LV

A,E,F,G,H,N&LV

onarımla ilgili kötü uygulama

– H&LV

Montajla ilgili yapım hatası Şekil 3.8 C&E

Şekil 3.7

Kötü bakım uygulaması

Şekil 3.8

A,C,E,F,H&LV

Yapım hatası Şekil 3.9 LV Yükle ilgili hasar (darbe

dışında); doğal afetlerin etkileri dahil

Doğal afet ve yangın gibi olağan dışı olaylar

Şekil 3.12

Şekil 3.13

Şekil 3.10

Araç darbesi hasarı (Kaynak I) köprü seçimi için esas oluşturuyor. 16 Temmuz 2008 tarihi itibarıyla, Bölge 11’de sadece 18 köprü araç darbesinden dolayı önemli hasar görmüştür; bunların 7 tanesi öngerilmeli beton yapılardı. Darbe hasarı, araştırılan köprülerde gözlemlenmiş olan önemli kesit ve güçlendirme kaybından (Şekil 3.1) köprü güçlendirmesinde önemsiz ‘sıyrık’ işaretlerine (Şekil 3.2) kadar uzanmaktadır.

Şekil 3.1 : Araç darbesinden kaynaklanan AASHTO kirişinde kesit kaybı.

Şekil 3.2 : Hafif araç darbesinden kaynaklanan sıyrılma (PennDOT ve Harries 2006)

Şekil 3.3’te ise I kirişlerinde darbeden dolayı meydana gelmiş hasarlar görünmektedir. Burada kopmuş halatların yakın plan görünümünü ve darbeden kaynaklanan uzunlamasına çatlamaların plan görünümünü göstermektedir. Şekil 3.4’te ise araç darbesi sonucu halat kopmasını göstermektedir.

Kiriş güçlendirmesinde hasar yakın plan görünümü.
Kopmuş halatların yakın plan görünümü.
Darbeden kaynaklanan uzunlamasına çatlamanın yakın plan görünümü.

Şekil 3.3 : I-kirişinde darbe hasarı (PennDOT).

Şekil 3.4 : Araç darbesi sonucu ortaya çıkan ve kesilen halat. (Lake View Drive Köprüsü, Harries 2006)

Darbe parçalanmaya neden olabilmekte ve genellikle halatların ortaya çıkmasına neden olmaktadır. Feldman vd. (1996), yan darbe soncunda genel olarak meydana gelen bir hasar tipini tespit etmiştir. Darbe, Şekil 3.5’te gösterildiği gibi dış (veya alın) kirişte burulmanın yarattığı bir kesme çatlamasına neden olmaktadır. Bu çalışma için gözden geçirilmiş olan Köprü P’de (Şekil 3.5) bu tip hasar gözlemlenmiştir

Şekil 3.5 : Çarpışma sonucunda araç darbesi.

Gözlemlenen en yaygın hasar kaynağı, çevresel tehlike’den, yapının normal olarak yıpranmasından ve yetersiz bakımdan (Kaynak II) kaynaklanmaktadır. Yol tuzunun kullanılmasından kaynaklanan klorür müdahalesi ise en önemli çevresel etken durumundadır. Köprü yüzeyindeki klorür yüklü su, damlalık şeritlerinin mevcut olmadığı köprü platformunu, köprünün yanlarını ve güçlendirme kısımlarını etkilemektedir (Şekil 3.6).

Bitişik kutu kesitli kirişin dış yüzünden aşağı akan su (Harries 2006).
Bitişik kutu kesitli kirişler arasında su sızıntısı (PennDOT).

Şekil 3.6 : Bitişik kutu kirişlerin üzerindeki su.

Ayrıca, ‘korunduğu’ varsayılan bölgelere de, sızıntı yapan genleşme derzleri ve gider sistemleri nedeniyle klorür müdahalesi söz konusu olabilmektedir (Şekil 3.7).

Tıkanmış platform giderinden kaynaklanan su birikintisi.
Üstyapıyı etkileyen suya neden olan hasarlı gider sistemi.

Şekil 3.7 : Öngörülemeyen kaynaklardan gelen su.

Uygun olmayan güçlendirme veya onarım uygulamaları hasar başlatabilir (Kaynak III). Örneğin, bitişik betondan daha düşük klorür içeriğine sahip olan bir beton yama, yama arabiriminde bir lokal korozyon hücresi oluşumuna yol açarak ek klorür yükü olmasa bile (çünkü klorür iyonları eski betondan yamanın içine göçerler) bu bölgede korozyonun hızlanmasına neden olur. Bu hasar kaynağı, yamalı platformlarda en sık görülenidir. Köprü güçlendirmesiyle ilgili bir başka hasar kaynağı (IV), bir bariyer korkuluk sisteminin konulduğu ve orijinal cıvatalı bağlantı yerlerinin yamanmadığı yerlerdir. Bu, Şekil 3.8’de görüldüğü gibi lokal kabarmaya neden olabilir. Ayrıca, yeni korkuluk montajının (Şekil 3.8a) bir halatı delerek geçmesi veya gelecekte kabarma yaratması olasılığı da göz ardı edilemez.

Sorijinal ataşmanda pullanma ve gelecekte yeni ataşmanda hasar.
Yüzeyde yamanmamış delikler halatların ortaya çıkmasıyla sonuçlanır.

Şekil 3.8 : Bariyer desteklerinin yerlerinin değişmesinin halatlarda yarattığı hasar.

Yetersiz bakım uygulamaları bir ana hasar kaynağı olarak nitelendirilemez; ne var ki, bunlar mevcut hasarı daha da kötüleştirebilirler (Kaynak V). Tıkanan gider sistemleri, görünür duruma gelen halatlar, yamanmadan kalan beton ve tıkanmış drenaj delikleri, bunların hepsi daha fazla hasar meydana gelmeden giderilmesi gereken bakım sorunlarıdır. Örneğin, Lake View Drive Köprüsünün bitişik kutu kesitli kirişlerindeki drenaj delikleri (Harries 2006), kiriş boşluklarında önemli su birikmesinin kanıtladığı gibi açık bir şekilde tıkanmıştır. Bu dâhili su, yukarıdan aşağıya doğru kiriş güçlendirmesinin klorür oranını etkileyebilir ve kirişe hesaba katılmamış bir sabit yük ekleyebilir.

İnşaat hatası (Kaynak VI), eğer düzeltilmezse köprü hasarıyla sonuçlanabilir. Ufak tefek hatalar, diğer hasar kaynaklarının yarattığı bozulmayı kötüleştirebilirler. Örneğin, Şekil 3.9 ’da, Lake View Drive Köprüsündeki bazı halatların öngörülen

3.81 cm (1.5 inç) ‘lik paspayının sadece yarısına sahip olduklarını göstermektedir. Böyle yanlış yerleştirme, çeliğin klorür müdahalesine karşı daha az korunmasına neden olur ve kabarmayı artırır.

a)Yetersiz paspayı. b) Halatlar arasında değişken aralık.

Şekil 3.9 : Yeterli paspayı olmayan ve halatlar arasında mesafenin değişken olduğu kiriş (Lake View Drive Köprüsü. Harries 2006).

Köprülür, aşırı yükten (Kaynak VII) veya olağan dışı olaylardan (Kaynak VIII) hasar görebilirler. Böyle yükler, aşırı yüklü veya aşırı boyutlu araçlardan veya sismik etkiler dâhil olmak üzere doğal olaylardan (Şekil 3.10a) veya sellerden kaynaklanabilir.

Genel olarak, selin taşıdığı molozun yarattığı hasar araç darbesinin yarattığı hasara benzeyecek, fakat köprü derinliğinin herhangi bir yerinde görülebilecektir. Bu çalışmada, böyle hiçbir hasar ele alınmamaktadır. Köprüler, yangın sonucunda da

hasar görebilirler (Şekil 3.10b). Bu tür hasarın niteliği nedeniyle, yangından etkilenen köprüler her vaka için özel olarak değerlendirilmelidir. Yangın hasarı, bu çalışmanın kapsamı dışında kalmaktadır.

1. Deprem (FEMA). b) Yangın (SIKA Corporatice).

Şekil 3.10 : Ekstrem olaylar.

Öngerilmeli Beton Köprü Kirişlerindeki Hasar Tipleri

Öngerilmeli beton kirişlerde gözlemlenen hasar tipleri, Çizelge 3.4’de sınıflandırılmaktadır.

Çizelge 3.4 : Gözlemlenen hasarın tipleri.

Hasar tipi

Gözlemlenen Hasar

Temsili

Şekil(ler)

Gözlemlenen Köprüler

A,C,D,E,F,G,

Hasar Kaynağı

Beton kabarması Şekil 3.11
Ortaya çıkan öngerme halatları Şekil 3.11 Karıncalanma olmadan

&LV A,C,D,E,F,G, K,N&LV

Hepsi

VI dışında hepsi

VI dışında

vii

viii

korozyona uğramış öngörme halatı

Hafif karıncalanmayla korozyona uğramış öngerme halatı

Ciddi karıncalanmayla korozyona uğramış öngerme halatı

Korozyon nedeniyle halat alanında kısmi kayıp (tek tek tellerin kesilmesi)

Korozyon nedeniyle halat alanında komple kayıp

Yük veya darbeyle ilgili halat kesilmesi

Şekil 3.11 A,E,J,N&LV

Şekil 3.11 A,LV

Şekil 3.3

K,N&LV

Şekil 3.4

hepsi

VI dışında hepsi

I, IV, VII & VIII

I, VI, VII

Kiriş kesme çatlaması Şekil 3.12 C,G&LV
Kiriş eğilme çatlaması Şekil 3.13 –

Şekil 3.3c

& VIII VI, VII & VII

I, II, VII &

Uzunlamasına kiriş çatlaması

Şekil 3.5

J,N&P

VIII

Daha az önemli hasar tipleri (i ve ii Tipleri), düzeltilmeden bırakıldıklarında, korozyonun görünür duruma gelmesi gibi daha önemli (iii, iv ve v Tipleri) hale gelebilirler. Nihayetinde, korozyon halatta kesit kaybına (vi ve vii) neden olacak ve dolayısıyla öngerilme ve eleman kapasitesiyle sonuçlanabilecektir. Şekil 3.11, bu

korozyon hasarı sürekliliğini şematik olarak göstermektedir. Böyle hasar tiplerinin onarılması, mümkün olduğunda hasarın kaynağının hafifletilmesiyle birlikte gerçekleştirilir.

Beton pullanması. b) Korozyonsuz olarak ortaya cıkan halatlar.

1. Karıncalanma olmadan korozyon.
2. Hafif karıncalanma olan korozyona uğramış halat.

1. Ciddi karıncalanmanın olduğu korozyona uğramış halat.
2. Kısmı halat alanı kaybı.

1. Halat alanında kayıp.

Şekil 3.11 : Korozyon hasarları. (Naito vd.2006; Harries 2006)

Halat kırılmasıyla sonuçlanan mekanik hasar, aynı zamanda önemli darbe olaylarından (Tip viii) veya başka aşırı yüklerden de (ix ile xi arasındaki hasar Tipleri) kaynaklanabilir; buna karşın bu ikinci hasar tipleri nadir görülür ve bu çalışmada genel olarak gözlemlenmemiştir. Lake View Drive Köprüsünden (Harries 2006) alınan kirişler üzerinde gerçekleştirilen yük testlerinin, sırasıyla Şekil 3.12 ve 3.13’te gösterildiği gibi hem kesme (Tip ix) hem eğilme (Tip x) hasarına ilişkin örnekler içerdiğini belirtmektedir.

Şekil 3.12 : Temsili kesme tehlikesi. (Lake View Drive köprüsü DIŞ test kirişi; Harries 2006)

Şekil 3.13 : Temsili eğilme tehlikesi.

(Lake View Drive köprüsü iç test kirişi; Harries 2006)

ÖNGERİLMELİ TİPİK KİRİŞ SEÇİMİ

Köprü kirişi hasar envanterinin gözden geçirilmesinden sonra, Çizelge 3.2 deki verilere uygun olarak sadece üç köprü tipi incelenecektir.

Bitişik kutu kesitli kirişler (AB); Şekil 4.1
Kutu kesitli kirişler (SB); Şekil 4.2
I-kirişler (AASHTO tipi kirişler) (IB); Şekil 4.3

Şekil 4.1 : AB kiriş kesiti.

Şekil 4.2 : SB kiriş kesiti.

Şekil 4.3 : IB kiriş kesiti.

Hasar Sınıflandırması

NCHRP 12-21 çalışmasında (Shanafelt ve Horn 1980 ve 1985), üç hasar sınıflandırması yapılmıştır: küçük, orta derece ve ciddi hasarlar. Bunlar Kısım 2.1 ’de tanımlanmaktadır. Daha ciddi hasar gören elemanların daha etkili

güçlendirilmesine yönelik potansiyele dayalı olarak, ciddi kategorisinde aşağıda belirtildiği gibi ayrıca bir bölümlendirme yapılması önerilmektedir:

KÜÇÜK sığ kabarmalar, çentikler çatlaklar, sıyrıklar ve biraz ufalanma, pas veya su lekeleri olarak tanımlanmaktadır. Bu düzeydeki hasar, elemanın kapasitesini etkilememektedir. Onarım işlemleri estetik veya engelleyici amaçlara yöneliktir.

ORTA daha büyük çatlakları ve halatların görünmesine yol açacak kadar

DERECE yüzey kabarmaları veya beton kaybını içerir. Orta derece hasar eleman kapasitesini etkilemez. Onarımlar, elemanın daha fazla kötüleşmesini önlemeye yöneliktir.

CİDDİ I Hasar, bir öngerilmesiz/art germeli yöntem kullanılarak gerçekleştirilebilecek yapısal onarım gerektirir.

CİDDİ II Hasar, yeni öngerilme veya art gerrme yoluyla öngerme kuvvetinin değiştirilmesini içeren yapısal onarım gerektirir.

CİDDİ III Hasar çok kapsamlıdır. Onarım yapılması uygun değildir ve elemanın değiştirilmesi gerekir.

Hasar, çeşitli şekillerde ölçülebilir. Çizelge 4.1, hem öngerilmeli elemanlardaki hasarı ölçme yönteminin seçilmesi bakımından hem de hasarın ölçülmesi bakımından bir kılavuz olarak görülebilir.

Çizelge 4.1 : Önerilen hasar sınıflandırmaları.

değiştirilmesi

Hasar Sınıflandırması CĐDDĐ I	CĐDDĐ II	CĐDDĐ III
Hareketli yük kapasitesinin <%5	%5 – %30	>%30
Sınır yük kapasitesinin <%8	%8 – %15	>%15
Kayıp halatların değiştirilmesi <%5	%5 – %25	>%25

değiştirilmesi

Aşağıda belirtilen durumlarda değiştirme yapılması gerekmektedir.

- 1. Halatların %25 ’ten fazlasının kopması durumunda.
  2. Kiriş aksı, darbe sonucunda kalıcı şekilde değiştiği durumlarda.
  3. Kiriş gövdesi/flanş arabirimindeki çatlakların açık kalması durumunda.
  4. Ani yanal kaymalar, etriyelerin bel verdiği durumlarda.
  5. Öngerilmenin kalıcı olarak kaybedilmesiyle sonuçlanan beton hasarlarında.
  6. Kiriş uçlarında öngerilmenin kalıcı olarak kaybedilmesiyle sonuçlanan ciddi beton hasarlarında.

En önemli hasarın kamyon çarpmasıyla ilgili olduğu varsayılmaktadır. Bu nedenle, dış kiriş gövdesi güçlendirme köşesinde başlayan halatları almak ve kiriş güçlendirmesi üzerinden içeriye doğru hareket etmek uygundur. Hasarın kaynağı kamyon darbesi olmasa bile, bu şekilde halatların alınması mantıklıdır, çünkü en kötü senaryoyu temsil etmektedir (Harries 2006).

Analiz Saptama Örneği

Aşağıdaki analizlerde, halatlar sadece alt üç tabakadan alınmıştır. Her analizin üç haneli tanıtma numarası sırasıyla alt, ikinci ve üçüncü tabakalardan alınan halatların sayısını göstermektedir. Dolayısıyla, IB 6-2-1 ifadesi alt tabakadan 6 halatın, ikinci tabakadan 2 ve üçüncü tabakadan 1 halatın alındığını göstermektedir; böylece I-kirişi kesitinden toplam 9 halat alınmıştır. Bütün durumlarda, halatlar dış yüzeyden alınmış ve içeriye doğru ilerlenmiştir. Şekil 4.4 ’de bir analiz saptama örneği gösterilmektedir.

Şekil 4.4 : Analiz saptama örneği.

Onarım Örnek Seçimi

Mevcut onarım yöntemlerinin gözden geçirilmesine ve önerilen hasar sınıflandırmasına dayalı olarak, ele alınan her kiriş tipi (bitişik kutu kesitli (AB); çoklu-kutu kesitli (SB) ve AASHTO I kirişi için uygun onarım yöntemlerinin bir akış şeması oluşturulmuştur. Sonuçta ortaya çıkan onarım örnekleri matrisi Çizelge 4,2’de gösterilmektedir.

Çizelge 4.2 : Onarım örnekleri.

Kiriş Hasar Onarım

Bitişik Kutu Kesitli Kiriş

4-0-0&8-2-1 Öngerilmesiz CFRP şerit 8-2-1 Öngerilmeli CFRP şeritler

(AB) 8-2-1 Art germeli CFRP şeritler

Kutu kesitli Kiriş

4-0-0&8-2-1 Öngerilmesiz CFRP şerit 8-2-1 Öngerilmeli CFRP şeritler

(SB) 8-2-1 Art germeli CFRP şeritler 4-0-0 Halat Eki

AASHTO I-

kiriş (IB)

4-0-0,6-2-1&10-2-1 Ön gerilmesiz CFRP kumaş

4-0-0,6-2-1&10-2-1 Öngerilmeli CFRP şeritler

4-0-0, 6-2-1&10-2-1 Art germeli CFRP şeritler 6-2-1&10-2-1 Dış çelik art germe

ÖRNEK ONARIM TASARIMLARI

Bu bölümde CFRP onarımları, halat ekleme ve çelik art germe onarımlarını içeren tipik onarım tasarımları açıklanmaktadır. CFRP onarımları genellikle ACI 440.2R-08 (Beton Yapıların Güçlendirilmesi amacıyla Dıştan Bağlanmış FRP Sistemlerinin Tasarımına ve Yapımına Yönelik Kılavuz) rehber alınarak tasarlanmışlardır ve kesitin deformasyon uyumluluğu dayanak alınmıştır. Benzeri halat ekleme ve çelik art germe onarımları, NCHRP 12-21 projesi (Shanafelt ve Horn 1985) tarafından sağlanan önceden saptanmış bilgilerden yararlanılarak tasarlanmışlardır. Bu bölümün amacı, bir hasarlı öngerilmeli kirişin kesit eğilme kapasitesini yeniden eski durumuna getirmeye yönelik onarım durumuna ilişkin tasarım örnekleri sağlamaktır. Her kiriş tipi ve hasar için seçilen onarım yöntemi Çizelge 4.2’de ana hatlarıyla belirtilmektedir.

Malzemeler

Prototip kirişlerin kesit geometrisi ve malzeme özellikleri Çizelge 5.1’de verilmektedir.

Çizelge 5.1 : Tipik kiriş malzemeleri ve geometrik özellikler.

Özellik AB SB IB

Kısım

kiriş
413.7-1723.75 MPa	468.86-1723.75 MPa	344.7-1723.75 Mpa
(60-250 ksi) 0.95 cm	(68-250 ksi) 0.95 cm	(50-250 ksi) 1.1 cm
(3/8 inç) yedi telli	(3/8 inç) yedi telli	(7/16 inç) yedi telli
halat	halat	halat
196,507 MPa	196,507 Mpa	196,507 Mpa
(28,500 ksi)	(28,500 ksi)	(28,500 ksi)
46850 Pa	37,893 Pa	37,893 Pa
(6,800 psi)	(5,500 psi)	(5,500 psi)
32406MPa	29145MPa	29145Mpa
(4700 ksi)	(4227 ksi)	(4227 ksi)
	27559 Pa (4000 psi)	27559 Pa (4000 psi)
	24856 Mpa (3605 ksi)	24856 Mpa (3605 ksi)
Şekil 4.1	Şekil 4.2	Şekil 4.3
27.43 m	21.03 m	23.01 m
(90.0 ft)	(69.0 ft)	(75.5 ft)

Öngerilmeli beton bitişik kutu kesitli

Öngerilmeli beton kutu kesitli kiriş

Öngerilmeli beton I kiriş

Öngerme çeliği

Öngerilmeli çeliğin Young Modülü Beton kiriş sıkıştırma dayanımı, fc’

Kiriş Young modülü, E_c

Beton platform sıkıştırma dayanımı

Platformun Young modülü

Kiriş geometrisi

Kiriş uzunluğu

CFRP onarım malzemeleri ve art germe çelik malzeme özellileri sırasıyla Çizelge 5.2 ve 5.3’te gösterilmektedir.

Çizelge 5.2 : CFRP malzemesi ve geometrik özellikleri. (Sika 2008a ve 2008c)

Özellik Siko CarboDur şeritler

Ön biçimlendirilmiş tek

Malzeme tipi

yönle CFRP şeridi

2800 Mpa

SikaWrap Hex 103C (Sikadur Hex 300 epoksiyle birlikte)

Tek yönlü CFRP kumaşı

717 Mpa

Çekme dayanımı, f_fu

Young Modülü, E_f Kırılma deformasyonu,

(406 ksi)

159,964 Mpa

(23,200 ksi)

(104 ksi)

65130 Mpa

(9,446 ksi)

fu

0.017 0.0098

Malzeme kalınlığı

Boyut/ambalaj

0.119 cm (0.047 inç)

cm (1.97 inç) şeritler

7.5 cm (3.15 inç) şeritler 10 cm (3.94 inç) şeritler

0.102 cm (0.004 inç)

63.5 cm x 15.24 m (25 inç x 50 ft rulo)

63.5 cm x 91.44 m 25 inç x 300 ft rulo

Çizelge 5.3 : Art gerdirme çelik malzemesi ve geometrik özellikleri. (Williams 2008)

Nominal Çubuk

Minimum Net Alan

Minimum Gerilme

Minimum Akma

Çapı		Dayanımı	Dayanımı
3.175 cm	8.06 cm²	836.22 kN	667.2 kN
(1.25 inç)	(1.25 inç²)	(188 kips)	(150 kips)
3.49 cm (1.375	10.19 cm²	1054.17 kN	845.12 kN
inç)	(1.58 inç²)	(237 kips)	(190 kips)

CFRP malzemesi ve geometri özellikleri, imalatçının Sika CarboDur şeritlerine (biçimlendirilmiş CFRP şeritleri) (Sika 2008a) ve SikaWrap Hex 103C (CFRP kumaş) malzemelerine ilişkin verilerine dayanmaktadır.

SikaWrap malzemesine ilişkin veriler, Sikadur Hex 300 epoksi (Sika 3008c) kullanıldığını varsaymaktadır. Art germe çelik malzeme ve geometrik özellikler, 1034 MPa (150 ksi) dişli çubuk (Williams 2008) kullanımına dayanmaktadır. Bu özellikler kolaylık olması için kullanılmıştır.

Varsayımlar Ve Yalınlaştırmalar

Kirişlerin analizi ve tamiri için, genelleştirilmiş temsili tasarımların hazırlanabilmesi amacıyla bazı varsayımlarda bulunulmuş ve yalınlaştırmalar yapılmıştır. Her yapının farklı olduğunu ve bütün tasarımlarda yerel koşulların ve durumların dikkate alınması gerektiğini belirtmek gerekir.

Bütün prototip kirişler iç kirişlerdir. Darbe hasarının dış kirişlerde meydana gelmesi daha muhtemeldir, fakat bariyer duvarlarının dahil edilmesi analizi (Harries 2996) karmaşıklaştırdığından ve bu çalışmada ihmal edilmiştir. Ana amaç, onarım tasarımları sağlamak ve onarım dayanımını doğrulamak amacıyla onarılan kiriş modelini yaratmaktır. Bu nedenle, modellenen bütün kirişler iç kiriş olarak alınmış ve bariyer duvarları dâhil edilmemiştir.

FRP onarımlarının tasarım yöntemi, tasarım hesaplarında FRP’nin montajı sırasında mevcut olan deformasyon dağılımını dâhil etmek suretiyle kirişin iç durumunu belirtmektedir. Bu sırada güçlendirmedeki deformasyon durumunun, sadece yapının sabit yükünden kaynaklanan deformasyon olduğu varsayılmaktadır. Saha uygulamalarında ise, başlangıç deformasyon koşullarının hesaplanmasına dâhil edilmesi gereken ek yükler kullanılabilir.

Kesitten halatların alınmasıyla modellenen hasar, kamyon çarpma hasarını taklit etmek için seçilmiştir. Kesit artık simetrik değildir ve tarafsız eksenin dönmesi kirişe verilen bir burulma momentiyle sonuçlanır. Harries (2006), burulma momentinin etkisinin iç kirişler için gözardı edilebilir olduğunu göstermiştir. Ayrıca, bitişik kirişlerin varlığı ve döşemenin birleşen etkisi, burulmanın iç kirişler üzerindeki etkilerini olumsuzlaştırmaktadır. Bu belgede sunulan analizlerde, kiriş bükülmesi dikkate alınmamıştır.

Analiz Tasarım Yöntemi

FRP onarım sistemleri için kesitler analiz tasarım yöntemi, deformasyon uyumluluğuna dayanmakta ve kiriş eğriliğini dikkate almamaktadır. FRP sistemleri için onarım tasarımlarının modellenmesinde kolaylık olması amacıyla, hedef onarım kapasitesi seçilmiş eğrilikteki moment kapasitesine dayalı olarak tayin edilmiştir (φ = 0.00015). Amaç sınır kapasiteyi değerlendirmek olduğu için, bir elyaf kesit analiziyle onarılmış kirişin maksimum kapasitesi Çizelge 5,4’de gösterilmektedir. Çizelge 5.4’te, hasarlı kirişlerin nominal kapasitesi, hasarlı olmayan kirişin nominal kapasitesiyle birlikte verilmektedir. Bütün onarımların amacı, hasarlı olmayan kiriş kapasitesini yeniden kazanmaktır. Şekil 4.1, 4.2 ve 4.3 kiriş tiplerini ve bunların halat düzenlemesini göstermektedir.

Çizelge 5.4 : Onarım tasarımları için hedef ve onarılmış eğilme kapasiteleri.

Örnek Onarım Tipi

AB 4-0-0 CFRP şeridi

AB 8-2-1 CFRP şeridi

SB 4-0-0 CFRP şeridi

SB 8-2-1 CFRP şeridi

CFRP

IB 4-0-0

kumaş

CFRP

IB 6-2-1

kumaş

CFRP

IB 10-2-1

kumaş

Öngerilmeli

AB 8-2-1

CFRP

Öngerilmeli

SB 8-2-1

CFRP

Öngerilmeli

IB 4-0-0

CFRP

Öngerilmeli

IB 6-2-1

CFRP

Öngerilmeli

IB 10-2-1

CFRP

Art gerdirmeli

AB 8-2-1

CFRP

Art gerdirmeli

B 8-2-1

CFRP

=0.00015’de

(k-ft) hasarlı kapasite 3160 (k-ft)

4360 kNm

2770 (k-ft)

3822 kNm 4317(k-ft) 5957 kNm 3838(k-ft) 5296 kNm 4200(k-ft) 5796 kNm

3731 (k-ft)

5148 kNm 3340(k-ft) 4609 kNm

2770 (k-ft)

3822 kNm

3838 (k-ft)

5296 kNm

4200 (k-ft)

5796 kNm

3731 (k-ft)

5148 kNm

3340 (k-ft)

4609 kNm

2770 (k-ft)

3822 kNm

3838 (k-ft)

5296 kNm

=0.00015’de

(k-ft) Hedef Kapasite 3387 (k-ft)

4674 kNm

3387 (k-ft)

4674 kNm 4596(k-ft) 6342 kNm 4596(k-ft) 6342 kNm 4590(k-ft) 6334 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm

3387 (k-ft)

4674 kNm

4596 (k-ft)

6342 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm 4590(k-ft) 6334 kNm 3387(k-ft) 4674 kNm

4596 (k-ft)

6342 kNm

Onarılan Kapasite (k-ft) 3425 (k-ft)

4726 kNm 3396(k-ft) 4686 kNm 4591(k-ft) 6335 kNm

4822 (k-ft)

6654 kNm 4596(k-ft) 6342 kNm 4436(k-ft) 6121 kNm

4052 (k-ft)

5591 kNm

3590 (k-ft)

4954 kNm 4553(k-ft) 6283 kNm

4345 (k-ft)

5996 kNm

4492 (k-ft)

6199 kNm

4280 (k-ft)

5906 kNm 3369(k-ft) 4649 kNm 4461(k-ft) 6156 kNm

Onarılan

=

0.00019

0.00015

0.00022

0.00013

0.00025

0.00013

0.00018

0.00013

Çizelge 5.4 : (devam) Onarım tasarımları için hedef ve onarılmış eğilme kapasiteleri.

Örnek Onarım Tipi

Art gerdirmeli

IB 4-0-0

CFRP şerit

Art gerdirmeli

IB 6-2-1

CFRP şerit

Art gerdirmeli

IB 10-2-1

CFRP şerit

Art gerdirmeli

IB 6-2-1

çelik

Art gerdirmeli

IB 10-2-1

çelik

=0.00015’de

(k-ft) hasarlı kapasite 4200 (k-ft)

5796 kNm

3731 (k-ft)

5149 kNm 3340(k-ft) 4609 kNm 3731(k-ft) 5149 kNm

3340 (k-ft)

4609 kNm

=0.00015’de

(k-ft) Hedef Kapasite 4590 (k-ft)

6334 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm 4590(k-ft) 6334 kNm 4590(k-ft) 6334 kNm

4590 (k-ft)

6334 kNm

Onarılan Kapasite (k-ft) 4502(k-ft) 6213 kNm

4600 (k-ft)

6348 kNm 4554(k-ft) 6284 kNm 4291(k-ft) 5922 kNm 4040(k-ft) 5575 kNm

Onarılan

=

0.00013

0.0001

Köprü Yüklemesi

Köprü yük hesapları, AASHTO LRFD (2007) spesifikasyonlarına uygun olarak yapılmıştır ve çeşitli kiriş tipleri için 5.5 ile 5.8 arasındaki Çizelgelerde sunulmuştur.

Yükler, HS-25 aracına dayalı olarak hesaplanmaktadır. Yetersiz veya hasarlı kesme anahtarlarına sahip bitişik kutu kesitli (AB) kirişli köprülerde g=0.50’lik bir moment dağılım faktörünün kullanılması önerilmektedir (Harries 2006). Çizelge 5.6 ’da bu durum gösterilmekte ve dağılım faktörünün yaklaşık olarak g = 0.30 (Çizelge 5.5) olduğu varsayılan yük dağılımı ile sahada olası koşullar arasındaki potansiyel fark gösterilmektedir.

Çizelge 5.5 : AASHTO tarafından öngörülen dağıtım faktörü g= 0.285 ile AB yüklemesi.

Yükleme Moment MPF g IM Dayanım

						I	I	III
MDECK	0.12 klf	118	–	–	–	177	118	118	k-ft
MSW	0.90 klf	909	–	–	–	1137	909	909	k-ft
MJB	0.17 klf	171	–	–	–	214	171	171	k-ft
MLANE	0.64 klf	648	1	0.285	–	323	185	148	k-ft
MHS20	HS20	1344	1	0.285	1.33	891	509	407	k-ft
MHS25	HS25	1680	1	0.285	1.33	1114	637	509	k-ft
MTAN	TANDEM	1076	1	0.285	1.33	713	407	326	k-ft
Sabit Yük Momenti (MDL)= 1528							1199	1199	k-ft
2108							1654	1654	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS20)= 1214							694	555	k-ft
1675							958	766	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS25)= 1437							821	657	k-ft
1983							1133	907	kNm
Hareketli Yük Momenti (TANDEM) = 1036							592	447	k-ft
1430							817	617	kNm

Hizmet

Birim

MPF = çoklu yol şeridi varlığı, g = moment için dağılım faktörü, IM = darbe faktörü

Çizelge 5.6 : g=0.5 dağılım faktörüyle AB yüklemesi.

Yükleme Moment MPF g IM Dayanım

						I	I	III
MDECK	0.12 klf	118	–	–	–	117	118	118	k-ft
MSW	0.90 klf	909	–	–	–	1137	909	909	k-ft
MJB	0.17 klf	171	–	–	–	214	171	171	k-ft
MLANE	0.64 klf	648	1	0.5	–	567	324	259	k-ft
MHS20	HS20	1344	1	0.5	1.33	1564	894	715	k-ft
MHS25	HS25	1680	1	0.5	1.33	1955	1117	894	k-ft
MTAN	TANDEM	1076	1	0.5	1.33	1252	715	572	k-ft
Sabit Yük Momenti (MDL)= 1468							1199	1199	k-ft
2026							1655	1655	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS20)= 2131							1218	974	k-ft
2941							1681	1344	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS25)= 2522							1441	1153	k-ft
3480							1989	1591	kNm
Hareketli Yük Momenti (TANDEM) = 1819							1039	831	k-ft
2510							1434	1147	kNm

Hizmet

Birim

MPF = çoklu yol şeridi varlığı, g = moment için dağılım faktörü, IM = darbe faktörü

Bu çalışmada gözden geçirilen köprülerin çoğun 1960 yılı civarında yapılmışlardır; bu nedenle, köprüler 1960 AASHTO Spesifikasyonlarına uygun olarak başlangıçta daha düşük bir HS-20 yüklemesine göre tasarlanmışlardır. HS-20 ve HS-25 yükleri,

mevcut nominal yükler ile başlangıçtaki tasarım yükleri arasındaki farklılığı karşılaştırmak amacıyla 5.5 ile 5.8 arasındaki Çizelgelerde gösterilmektedir. Bu çizelgelerden seçilen yük düzeyleri, daha sonra sunulan onarılmış kiriş moment- eğrilik çizimlerine bindirilmektedir.

Çizelge 5.7 : g=0.648 dağılım faktörüyle SB yüklemesi.

Aşağıdaki

Moment MPF g IM

Dayanım

Hizmet

Birim

	temelinde					I	I	III
MDECK	0.77 klf	456	–	–	–	570	456	456	k-ft
MDW	0.20 klf	122	–	–	–	182	122	122	k-ft
MSW	0.80 klf	475	–	–	–	594	475	475	k-ft
MJB	0.09 klf	53	–	–	–	66	53	53	k-ft
MLANE	0.64 klf	381	1	0.648	–	432	247	197	k-ft
MHS20	HS20	968	1	0.648	1.33	1460	834	667	k-ft
MHS25	HS25	1210	1	0.648	1.33	1825	1043	834	k-ft
MTAN TANDEM 813 1 0.648 1.33 1227							701	561	k-ft
Sabit Yük Momenti (MDL)= 1411							1105	1105	k-ft
1947							1525	1525	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS20)= 1892							1081	865	k-ft
2611							1492	1194	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS25)= 2257							1289	1032	k-ft
3115							1779	1424	kNm
Hareketli Yük Momenti (TANDEM) = 1659							948	758	k-ft
2289							1308	1046	kNm

MPF = çoklu yol şeridi varlığı, g = moment için dağılım faktörü, IM = darbe faktörü

Çizelge 5.8 : g=0.592 dağılım faktörüyle IB yüklemesi.

Aşağıdaki Moment MPF g IM Dayanım

	temelinde					I	I	III
MDECK	0.70 klf	499	–	–	–	623	499	499	k-ft
MSW	0.69 klf	491	–	–	–	614	491	491	k-ft
MJB	0.15 klf	108	–	–	–	135	108	108	k-ft
MLANE	0.64 klf	456	1	0.592	–	472	270	216	k-ft
MHS20	HS20	867	1	0.592	1.33	1194	682	546	k-ft
MHS25	HS25	1084	1	0.592	1.33	1493	853	682	k-ft
MTAN	TANDEM	894	1	0.592	1.33	1232	704	563	k-ft
Sabit Yük Momenti (MDL)= 1372							1098	1098	k-ft
1893							1515	1515	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS20)= 1667							952	762	k-ft
2300							1314	1052	kNm
Hareketli Yük Momenti (HS25)= 1965							1123	898	k-ft
2712							1550	1239	kNm
Hareketli Yük Momenti (TANDEM) = 1705							974	779	k-ft
2353							1344	1075	kNm

Hizmet

Birim

MPF = çoklu yol şeridi varlığı, g = moment için dağılım faktörü, IM = darbe faktörü

Öngerilmesiz CFRP Şeridinin Onarımları

Öngerilmesiz CFRP şerit onarımları Sika CarboDur şeritlerinin kullanıldığı varsayılmaktadır (Çizelge 5.2). Onarım tasarımının açıklaması, örnek yoluyla en iyi şekilde görülür. Bu örnek, bir CFRP onarımının tasarlanmasında gerekli adımları göstermekte ve ayrıca her adıma ilişkin bir kısa açıklama sunmaktadır. Örnekte gösterilen bütün denklemler, denklem numaraları ve madde referansları aksi belirtilmedikçe ACI 440.2R-08’den alınmıştır. Bu örnek onarım için değerlendirilen kiriş ve tasarım AB 4-0-0 durumudur. Sonraki durumlar bu örnekte açıklanan adımlara atıfta bulunmakta ve uygun değişiklikleri tanımlamaktadırlar. Parametrelere, hesaplamalar sırasında elde edilen ara değerlere ve bu onarımın sonuçlarına ilişkin bir özet Çizelge 5.9’da gösterilmektedir.

Tasarım Örneği AB 4-0-0

Tasarım örneği aşağıda sunulmaktadır. Her adımına ilişkin kısa bir açıklama ve ilgili denklemler soldaki sütunda yer almaktadır. AB 4-0-0 durumuyla ilgili hesaplamalar sağ sütunda verilmektedir. Bütün sonraki CFRP tasarımlarında, takip eden bölümlerde gösterildiği gibi bazı değişikliklerle sunulan yaklaşımdan yararlanılmaktadır.

Aşağıdaki örnekte, hasarlı AB 4-0-0’ın kapasitesi M_n _4-0-0 = 4360 kNm (M_n _4-0-0 = 3160 k-ft)’dir (Çizelge 5.4). Onarımın amacı, kirişin hasarsız nominal moment kapasitesini M_n = 4685 kNm (M_n =3395 k-ft) yeniden kazanmaktır (Çizelge 5.4).

Prosedür

Hesaplama

Onarım amacını tanımlanır. İrdelenen bütün örnekler bakımından, amaç hasarsız moment kapasitesini (M_u) yeniden kazanmaktır. M_u değerleri ve hasarsız kirişlerin kapasitesi Çizelge 5.4’de verilmektedir.

Hasarsız moment kapasitesinin yeniden kazanılması:

M_n = 3395 k-ft M_n = 4685 kNm

Onarımsız hasarlı kirişin kapasitesi:

M_n _4-0-0 = 3160 k-ft

M_n _4-0-0 = 4360 kNm

Adım 1: FRP sistemi tasarım malzeme özellikleri hesaplanır. Onarım, elemanlarına kadar görünen bir köprü kirişiyle ilgilidir. ACI Tablo 9.1’e göre, 0.85’lik bir azaltma faktörü (C_E önerilmektedir).

f_fu = C_Ef^*

 _fu = C_E  ^*

f_fu = 0.85 x 2800 MPa (406ksi) = 2378 MPa

(345ksi)

 _fu = 0.85 x 0.017 in/in = 0.0145 in/in

Adım 2: Kiriş özellikleri bir araya toplanır.

Kiriş ve FRP sistemiyle ilgili geometrik ve malzeme özelliklerini bir araya toplanır. Burada, tahmini FRP alanı (A_f) seçilmektedir. Eğer kesit kapasitesi bu prosedürdeki bütün adımların tamamlanmasından sonra talebi karşılamazsa, FRPA alanı üzerinde tekrarlanır.

E_c = 46850 Pa (6800 psi)

A_cg = 5071 cm² (786 in²)

H = 106.7 cm (42 in)

d_p = 98.8 cm (38.91 in)

y_t = 52.3 cm (20.59 in)

y_b = 54.4 cm (21.41 in)

e = 46.4 cm (18.28 in)

I = 849112 cm⁴ (20400 in⁴)

r = 40.91 cm (16.11 in)

A_p = 28.9 cm² (4.48 in²)

E_ps = 196 MPa (28500000 psi)

 _pc = 0.0048

p_c = 2740 kN (616000 lb)

E_f = 160 MPa (23200000 psi)

A_f = 3.59 cm² (0.556 in²)

d_f = 106.7 cm (42.0 in) C halat = 7.85 cm (3.09 in)

Adım 3: FRP montajı sırasındaki kiriş güçlendirmesi üzerindeki deformasyon durumu tayin edilir. Kiriş güçlendirmesi üzerindeki mevcut deformasyon hesaplanır. Kirişin çatlaksız olduğu ve FRP montajı sırasında tatbik edilen yegâne yükün sabit yük olduğu varsayılır. CFRP montajı sırasında tatbik edilen bir farklı momente yansıtmak için M_DL değiştirilir. Eğer kiriş çatlaksa, uygun çatlak kesit özellikleri kullanılabilir. Ne var ki, bir çatlak öngerilmeli kiriş, çatlama yaratmak için gerekli aşırı öngerilme kaybı nedeniyle onarım için iyi bir aday olmayacaktır.

   Pc 1  eyb   M DL yb bi  2 

Ec Acg  r  Ec I g

   616000lb x

bt 6800 psi  768in2

 18.28in  21.41in 

1  16.11in2 

 

1199k  ft 12000 21.41in



6800 psi  204000in 4

 bt  0.001in / in

 bt  0.001cm / cm

Adım 4: Nötr eksene derinliği tahmini olarak hesaplanır.

Herhangi bir değer varsayılabilir, fakat c’nin makul başlangıç tahmini değeri 0.1h’dir. c’nin değeri denklemi sağlayacak şekilde ayarlanır.

c= 0.1 x 42in = 4.2in

c= 0.1 x 106 cm = 10.6 cm

Adım 5: FRP sisteminin tasarım deformasyonu saptanır.

FRP sistemindeki sınırlandırıcı deformasyon, üç olası yenilme moduna dayalı olarak hesaplanmaktadır. FRP’nin ayrılması (10.2), FRP’NİN KIRILMASI

(10.16) ve öngerilme yaratan çelik kırılmasına karşılık gelen FRP deformasyonu (10.17). FRP

sistemindeki deformasyon, (10.2), (10.16) ve (10.17)’den elde edilen minimum değerle sınırlıdır.

f ‘

  0.083 c (10.2)

fd nE t

f f

 cu (d f  c)

 fe    bı   fd (10.16)

 pu   pi (d f  c)

 fe  d  c   bı   fd

Burada: (10.17)

P P  e 2 

 e e 1   (10.18)

pi E A E A r 2

p p c c  

  0.083 6800 psi

fd 1 23200000psi  0.047in

 fd  0.0066in / in

  0.003in / in  (42.0in  4.2in)   0.001

fe 4.2in

 fe  0.0271in / in

 fe  0.0271cm / cm

  616000lb 

pi 28500000psi  4.48in2

616000lb  18.28in2 

1  

4700000psi  786in 2  16.11in2 

 

 pi  0.0052in / in

 pi  0.0052cm / cm

  0.035  0.0052(42.0  4.2)   0.001

fe 38.91  4.2

 fe  0.0326in / in

 fe  0.0326cm / cm

Bu nedenle, FRP sistemindeki sınırlandırıcı deformasyon  _fd = 0.0066in/in şeklindedir ve beklenen yenilme modu FRP ayrılmasıdır.

Adım 6. Mevcut öngerilmeli çelikteki deformasyon hesaplanır. Öngerilmeli çelikteki deformasyon (10.22) kullanılarak hesaplanabilir.

P  e 2 

    e 1    

ps pe E A r 2 pnet

c c  

 ps  0.035 ε_pnet, beton kırılması (10.23a) veya FRP kırılması veya ayrılması (10.23b) için hesaplanır. (10.22)’de kullanılan değer, sistemin yenilme moduna dayanmaktadır.

d p  c

 pnet  0.003

     d p  c

pnet fe bi d  c

Beton kırılması için:

  0.0048in / in  616000lb 

ps 4700000 psi  786in 2

 18.28in2 

1  16.11in2   0.0248in / in  0.035

 

 _ps = 0.0300in/in

 _ps = 0.0300cm/cm

FRP kırılması veya ayrılması için:

  0.0048in / in  616000lb 

ps 4700000 psi  786in 2

 18.28in2 

1  16.11 2   0.0059in / in  0.035

 in 

 _ps = 0.0111in/in

 _ps = 0.0111cm/cm

Bu nedenle, FRP ayrılması, sistemin beklenen yenilme modunu ve ε_pne‘yi temsil eder.

Adım 7: Öngerilme çeliği ve FRP’deki gerilme düzeyi hesaplanır.

Gerilmeler, öngerilme çeliğinde ve FRP’de sırasıyla (10.24) ve (10.9) kullanılarak hesaplanır.

f ps  28500 psi   ps

 ps  0.0076olduğunda

veya (10.24)

f  250ksi  0.04

ps   0.0064

 ps  0.0076olduğunda

f fc  E f   fe (10.9)

f  250ksi  0.04  241.5ksi

ps 0.0111 0.0064

f ps = 1665 MPa

f fe  23200000psi  0.0066in / in  152ksi

f fe = 1048 MPa

Adım 8: Gerilme parametreleri hesaplanır:

Deformasyon uyumluluğundan, yenilme durumundaki deformasyon şöyle hesaplanabilir:

 c   fe   bi d  c

f’_c’ye karşılık gelen deformasyon ε’_c

aşağıdaki gibi hesaplanır:

ACI 318-08 kullanılarak, denk gerilme (stres) bloğu faktörleri şöyle hesaplanabilir:

1.7 f ‘

 ‘ c c

4 ‘  

 c c

1 6 ‘  2

c c

3 ‘    2

  c c c

1 2

3  ‘

1 c

 c  0.0066in / in  0.0001in / in

4.2in  0.0007in / in

42.0in  4.2in

 ‘  1.7  6800 psi  0.0025in / in

c 40700000psi

  4  0.0025  0.0007  0.685

1 6  0.0025  2  0.0007

3  0.0025  0.0007  0.00072

1  3  0.685x0.00252

1  0.384

Adım 9: İç kuvvet bileşkeleri hesaplanır.

(10.25)’i kullanılır.

Ap f ps  A f f fc

c  (10.25)

 f ‘  b

1 c 1

4.48in 2  241ksi  0.556in 2 152ksi

c 

0.384  6800 psi 1000 0.685 48

c = 13.6 in c = 34.5 cm

Adım 10: Tahmin denklemi verinceye kadar c sayısı denenir. Adım 9’da hesaplanan c değeri, Adım 4’deki tahmine denk olmalıdır. Eğer değilse, bir başka c değeri seçin ve denklem sağlanıncaya kadar yeni c değeriyle 5 ile 9 arasındaki Adımları

tekrarlanır.

Tekrarlama yoluyla, c = cm (in)

Adım 11: Öngerilme çeliği ve FRP unsurlarına karşılık gelen eğilme dayanımı hesaplanır.

Eğilme dayanımı, (10.26) kullanılarak hesaplanır, FRP sisteminin katkıda bulunduğu eğilme dayanımı unsuru, bir ek (ampirik) azaltma faktörünü(ψ) içerir.

M  A f  d  1c 

np p ps  p 

 2 

M  A f  d  1c 

nf p fe  f 

 2 

Kesitin nominal kapasitesi şöyle bulunur:

M n  M np M nf

M np  4.48in  241ksi 

38.91in  0.728 10.0in 

 

 2 

M np  38132k  in M np  4385kNm

  0.85

M  0.556in 2 152ksi 

 0.728 10.0in 

 42.0in  

 2 

M nf  3242k  in

M nf  372.8kNm

  M nf  316.8kNm(2755k  in) Nominal kesit kapasitesi:

M_n = 38132k – in + 2755k – in

M_n = 40887k – in M_n = 4702 kNm

Adım 12: Onarımın, yapı üzerindeki yeterli dayanı sağladığı doğrulanır.

Sağlanan CFRP alanı (A_f), ayarlanır ve prosedür arzu edilen eğilme kapasitesi sağlanıncaya kadar tekrarlanır.

M_n = 3407k – ft M_n = 4701 kNm M_u = 3395k – ft M_u = 4685 kNm M_n > M_u

Bu nedenle, onarım yeterlidir.

Tasarım Özeti

A_f = 0.556 in² (A_f = 6.452 cm²)

Şekil 5.2a ve 5.6’da gösterildiği gibi CFRP şeritleri kullanılır.

Ana hatlarıyla verilen yaklaşım, tablolama şeklinde (bu çalışmada yapıldığı gibi) kolayca programlanarak tasarımcıya kolaylık sağlayarak değişen parametrelerin herhangi birisinin etkilerini araştırmasını mümkün kılar. Ayrıca tekrarlama prosedürleri (c ve A_F) kolayca otomatikleştirilir.

Eğilme tasarımından sonra, kırılma kapasitesi doğrulanmalıdır. Eğer eğilme kapasitesi hasarsız kiriş kapasitesinin geçerek artacak olursa, sınır kapasitesindeki kesme kuvveti artacaktır. Genellikle, uzun öngerilmeli karayolu köprü kirişleri sözkonusu olduğunda, kesme kuvveti, onarımın amacının kirişin hasarsız kapasitesini yeniden kazanmak olması kaydıyla, bir sorun teşkil etmeyecektir.

Örneklerde 2 inç (3.08 cm) genişliğinde CFRP şerit kullanılması rastgele bir seçimdir. Ne varki, Ramanathan ve Harries (2008), donatı çeliğine benzer şekilde, daha küçük genişlikte daha fazla sayıda şeridin (örn. 1- 4 inç (10.16 cm) şerit yerine,

2 – 2 inç (5.08 cm) şerit kullanılarak), ayrılma performansının büyük ölçüde etkilediğini göstermişlerdir. Bitişik şeritlerin etkileşimine dayalı olarak, şeritler arasındaki net mesafenin 0.25 inç’ (0.635 cm) ten daha büyük olması tavsiye edilmektedir (Oehlers ve Seracino 2004). Son olarak, mümkün olması halinde, şeritlerin hasarlı halatların yakınında bulunmaları gerekir. Örneğin, AB 4-0-0’ın tamiri muhtemelen Şekil 5.1 ’de gösterildiği gibi düzenlenecektir.

Şekil 5.1 : AB 4-0-0 için önerilen şerit yeri.

Bütün öngerilmesiz CFRP şerit onarımlarının bir özeti (AB 4-0-0, AB 8-2-1, SB 4-0-0 ve SB 8-2-1) Çizelge 5.9 ’da verilmektedir.

Çizelge 5.9 : Öngerilmesiz CFRP şeritle onarım sonuçları.

Adım

No. 4-0-0	8-2-1	4-0-0	8-2-1
1 ffu 345	345	345	345	Ksi
2378	2378	2378	2378	MPa
1 _fu 0.0145	0.0145	0.0145	0.0145	in/in cm/cm
2 cg halat 3.09	3.16	4.41	4.77	in.
7.85	8.02	11.2	12.11	cm.
2 df 42	42	50	50	in.
106.6	106.6	127	127	cm.
2 dp 38.91	38.84	45.59	45.23	in.
98.83	98.65	115.8	114.88	cm.
2 _cu 0.003	0.003	0.003	0.003	in/in cm/cm
2 Pe 616	539	692	616	kips.
2740	2397	3078	2740	kN
4.48	3.92	5.12	4.56	in²
2 AP 28.90	25.29	33.03	29.41	cm²
2 Eps 28500	28500	28500	28500	Ksi
196507	196507	196507	196507	MPa
786	786	1553	1553	in²
2 Acg 5070	5070	10019	10019	cm²
2 EC 4700	4700	4230	4230	Ksi
32407	32407	29166	29166	MPa
2 E 18.32	18.31	27.44	27.14	in
46.53	46.51	69.7	68.9	Cm
204000	204000	543000	543000	in⁴
2 I 8491121	8491121	22601366	22601366	cm⁴
2 r 16.1	16.1	18.7	18.7	in
40.89	40.89	47.5	47.5	Cm

AB AB SB

SB Birim

2 0.0048 0.0048 0.0047 0.0047 in/in

pe

cm/cm

2 A_F

0.56

3.612

1.57

10.13

0.56

3.612

1.67

10.77

in² cm²

2 f_c ^’DECK – – 4000

				27520	27520
3	bi	-0.0001	0	-0.0002	-0.0001

4000

psi Pa in/in cm/cm

4 c 9.9

25.14

25.4

7.5

19.05

7.5 in

1. Cm

5 0.0066 0.0066 0.0059 0.0059 in/in

fd

cm/cm

5 _fe(cc) 0.0098 0.0097 0.172 0.0172 in/in

cm/cm

5 0.0052 0.0052 0.0051 0.0050 in/in

pi

cm/cm

Çizelge 5.9 : (devam) Öngerilmesiz CFRP şeritle onarım sonuçları.

Adım		AB	AB	SB	SB Birim
No.		4-0-0	8-2-1	4-0-0	8-2-1
5	_fe (psr)	0.0331	0.0332	0.0336	0.0339 in/in
6	_pnet (cc)	0.0088	0.0087	0.0152	0.0151 in/in
6	_pnet (frp)	0.0058	0.0059	0.0051	0.0051 in/in
6	_ps (cc)	0.0140	0.0138	0.0203	0.0201 in/in
6	_ps (frp)	0.0110	0.0110	0.0102	0.0101 in/in
7 fps 241			241	239	239	ksi
1661			1661	1647	1647	MPa
7 ffe 152			152	137	137	ksi
		1048	1048	945	945 MPa
8	_c	0.0020	0.0020	0.0010	0.0010 in/in

8 ^_c 0.0025			0.0025	0.0016	0.0016	in/in cm/cm
8 1 0.728			0.730	0.711	0.711	–
8  0.811			0.820	0.697	0.701	–
9/10 c(kontrol) 10.0			10.1	7.6	7.6	in
25.4			256.5	19.3	19.3	cm
11 Mnp 38132			33253	52593	46388	k-in
4385			3824	6048	5334	kNm
11 Mnf 3242			9175	3596	10782	k-in
373			1055	413	1240	kNm
11 _f 0.85			0.85	0.85	0.85	–
11 Mn 40888			41052	55650	55553	k-in
4702			4721	6400	6389	kNm
11 Mn 3407			3421	4638	4629	k-ft
4701			4721	6400	6388	kNm
12 M_n 3395			3395	4596	4596	k-ft
(Çizelge5.4) 4685			4685	6342	6342	kNm

cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm

cm/cm

CFRP şerit onarımları Şekil 5.2 ’de gösterilmektedir.

Onarılmış kirişlerin detaylı moment-eğrilik çizelgeleri sırasıyla AB ve SB örnekleri için Şekil 5.3 ve Şekil 5.4’de gösterilmektedir. Ayrıca bu tablolarda, kirişler için 1960 AASHO ve 2007 AASHTO tasarım momenti ve sabit yük momentleri gösterilmektedir.

- 1. AB CFRP şerit onarımı.

- 1. SB CFRP şerit onarımı.

Şekil 5.2 : CFRP şerit onarımları.

Şekil 5.3 : CFRP şeridiyle onarılmış AB moment-eğrilik çizimi.

Şekil 5.4 : CFRP şeridiyle tamir edilmiş SB momenti-eğrilme çizimi.

Ek Örnekler

Aşağıdaki bölümlerde, önceki detaylı örnekten yararlanan başka onarım yöntemleri rapor edilmektedir. Bu bölümler, bu yöntemde kullanılan parametrelerdeki ve denklemlerdeki farklılıkları vurgulamaktadır. Sunulan AB 4-0-0 örneğindeki gibi, her kısım takip edilen prosedüre ilişkin özet tabloları, elde edilen tasarımların çizimlerini ve hedef ve onarılmış kiriş davranışlarının moment-eğrilik çizimlerini içermektedir.

Öngerilmesiz CFRP Kumaşla Onarım

Bu ve önceki onarım arasındaki fark CFRP malzemesidir. CFRP kumaşı esnektir ve karmaşık şekillerin etrafına sarılabilir ve bu nedenle özellikle bir I-kirişinin karmaşık çekme flanşının sarılması için faydalıdır. Ne var ki, kumaş bütün baş kısım etrafına sarılmamalıdır. Bunun yanısıra, bir keskin köşeyi sarmak için çok fazla çaba gösterilmesi gerekir, çünkü köşenin CFRP kumaşını alması için yuvarlatılması gerekir. Genellikle, kumaş imalatçıları, 1 inç (2.54 cm) ’lik bir minimum dış köşe yarıçapı tavsiye ederler ve bir iç köşenin etrafının sarılmasını tavsiye etmezler. Bu nedenle, kumaşla yapılan onarımlar uygulamada sadece baş kısımla (alt güçlendiriciden ve düşey kısımlardan oluşur) sınırlıdır. IB 6-2-1 ve IB 10-2-1 durumları için gerçekleştirilen onarımlarda, güçlendirici üzerindeki birkaç tabaka kumaş kullanılır (Şekil 5.5’de görüldüğü gibi).

a) IB 4-0-0 CFRP kumaş onarımı. b) IB 6-2-1 ve 10-2-1 CFRP kumaş onarımı.

Şekil 5.5 : CFRP kumaş onarımları.

CFRP malzeme özellikleri ve onarım tasarımı aynıdır. Giriş parametreleri ve sonuçlar Çizelge 5.10’da ve onarımların çizimleri Şekil 5.5’de gösterilmektedir.

Çizelge 5.10 : CFRP kumaşla onarım sonuçları.

Adım No.

IB 4-0-0

IB 6-2-1

IB 10-2-1

Birim

1 ffu 88.4

609.5

88.4

609.5

88.4

609.5

ksi Mpa

1 _fu 0.0102 0.0102 0.0102 in/in

			cm/cm
6.43	6.78	7.3	in
16.33	17.22	18.54	cm
52.5	52.0	52.0	in
133.35	132.08	132.08	cm
46.07	45.72	45.2	in
117.01	116.12	114.8	cm
0.003	0.003	0.003	in/in cm/cm
664	592	534	kips
2953	2633	2375	kN
4.97	4.43	4.00	in²
32.06	28.28	25.8	cm²
28500	28500	28500	ksi
196507	196507	196507	MPa
1272	1272	1272	in²
8206	8206	8206	cm²
4230	4230	4230	ksi
29165	29165	29165	MPa
26.45	26.1	25.72	in
67.18	66.3	65.32	cm
402400	402400	402400	in⁴
16747888	16747888	16747888	cm⁴
17.8	17.8	17.8	in
45.2	45.2	45.2	cm
0.0047 0.8	0.0047 3.44	0.0047 3.44	in/in cm/cm in²
5.16	22.19	22.19	cm²
4000	4000	4000	psi
27520	27520	27520	Pa
-0.0002	-0.0002	-0.0001	in/in
6.3	7.6	6.7	in
16	19.3	17	cm

2 cg halat

2 d_f

2 d_p

2 cu

2 P_e

2 A_P

2 E_ps

2 A_cg

2 E_C

2 E

2 I

2 R

2 pe

2 A_F

f_c ^’DECK
bi
C

5 0.0100 0.0058 0.0058 in/in

fd

cm/cm

5 (cc) 0.0222 0.0177 0.0204 in/in

fe

cm/cm

Çizelge 5.10 : (devam) CFRP kumaşla onarım sonuçları.

Adım		IB	IB	IB Birim
No.		4-0-0	6-2-1	10-2-1
5	pi	0.0051	0.0050	0.0050 in/in
5	_fe (psr)	0.0350	0.0350	0.0354 in/in
6	_pnet (cc)	0.0189	0.0150	0.0172 in/in
6	_pnet (frp)	0.0084	0.0048	0.0048 in/in
6	_ps (cc)	0.0240	0.0201	0.0222 in/in
6	_ps (frp)	0.0135	0.0099	0.0098 in/in
7 fps 244			238	238	ksi
1682			1641	1641	Mpa
7 ffe 95			55	55	ksi
		655	379	379 MPa
8	_c	0.0013	0.0010	0.0010 in/in

8 ^_c 0.0016			0.0016	0.0016	in/in cm/cm
8 1 0.731			0.708	0.702	–
8  0.822			0.677	0.614	–
9/10 c(kontrol) 6.4			7.7	6.8	in
16.2			19.5	17.2	cm
11 Mnp 53100			45394	40413	k-in
6106			5220	4647	kNm
11 Mnf 3798			9247	9241	k-in
437			1063	1063	kNm
11 _f 0.85			0.85	0.85	–
11 Mn 56328			53254	48268	k-in
6478			6124	5551	kNm
11 Mn 4694			4438	4022	k-ft
6478			6124	5551	kNm
12 M_n 4688			4688	4688	k-ft
(Çizelge 5.4) 6469			6469	6469	kNm

cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm

cm/cm

Onarımların moment-eğrilik çizimleri Şekil 5.6’da gösterilmektedir. IB 6-2-1 ve IB 10-2-1 için öngörülen onarımlar, hasarsız kiriş moment kapasitesini tamamen eski durumuna getirmemiştir.

Şekil 5.6 : CFRP kumaşla onarım moment-eğrilik çizimi.

Öngerilmeli CFRP Şeritle Onarım

CFRP şerit boyutu ve malzeme özellileri Sika CarboDur şeritlerine dayanmaktadır. Bu sistemde mekanik ankrajlama kullanılmaz; bu nedenle, öngerdirme kuvveti şeridin bütün bağ uzunluğu üzerinden kirişe aktarılır. Hiçbir ankraj kullanılmadığı için, şerit uçlarında soyulma sorunu olasılığını hafifletmeye yardımcı olmak için CFRP U- sargıları kullanılması tavsiye edilmektedir (Klaiber vd. 2003, Green vd. 2004; Reed ve Peterman 2004; Reed ve Peterman 2005, Scheibel vd. 2001, Tumialan vd. 2001 ve Wipf vd. 2004). Yapılan deneyler, şeridin sınır deformasyon kapasitesinin %30’u kadar bir sürdürülebilir ön gerilme kuvveti bir öngerilmeli CFRP sistemiyle sağlanabildiğini göstermiştir (El-Hacha vd. 2003); bu örnekte bu değer kullanılmaktadır. Öngerilmeli CFRP şeritle onarımın tasarımıyla sunulan örnek onarım tasarımı karşılaştırıldığında aşağıda belirtilen farklılıklar görülmektedir:

Öngerilmeli şeridin yarattığı deformasyon, başlangıç güçlendirme durumunun hesaplanmasında dikkate alınmaktadır, _bi: (Adım 3).

 Pe  0.30 f fu A f 

ey  M y

  1  b  DL b

Acg

 r 2 

Ec I g

Öngerilmeli şeridin ankrajlı deformasyonu ayırıcı deformasyonu eklenir

_fd (Adım 5)

 fd

 0.083

nE f t f

f ‘

 0.30 fu

(10.2)

Öngerilmeli CFRP ile onarım tasarımı sırasıyla 3 ve 5 numaralı adımlarda belirtilen değişiklikler hariç olmak üzere örnekle aynı prosedürü izler. Giriş parametreleri ve sonuçları Çizelge 5.11’te görülmektedir.

Çizelge 5.11 : Öngerilmeli CFRP onarım sonuçları.

Adım AB SB IB No.

8-2-1	8-2-1	4-0-0	6-2-1	10-2-1
345	345	345	345	345	Ksi
2379	2379	2379	2379	2379	MPa
0.0145 3.16	0.0145 4.77	0.0145 6.43	0.0145 6.78	0.0145 7.3	in/in cm/cm in
8.03	12.12	16.33	17.22	18.5	cm
42	50	52	52	52	in
106.7	127	132	132	132	cm
38.84	45.23	46.07	45.72	45.2	in
98.65	114.89	117.02	116.13	114.81	cm

1 f_fu

fu
cg strands

2 d_f

2 d_p

IB IB

Birim

2 _cu 0.003 0.003 0.003 0.003 0.003 in/in

					cm/cm
539	616	664	592	534	kips
2397	2740	2953	2633	2375	kN
3.92	4.56	4.97	4.43	4.00	in²
25.29	29.42	32.06	28.58	25.8	cm²
28500	28500	28500	28500	28500	ksi
196507	196507	196507	196507	196507	MPa
786	1553	1272	1272	1272	in²
5071	10019	8206	8206	8206	cm²
4700	4230	4230	4230	4230	ksi
32406	29166	29166	29166	29166	Mpa
18.31	27.14	26.45	26.1	25.72	in
46.51	68.94	67.18	66.29	65.33	cm
204000	543000	402400	402400	402400	in⁴
8491121	22601366	16749152	16749152	16749152	cm⁴
16.1	18.7	17.8	17.8	17.8	in
40.8	47.5	45.2	45.2	45.2	cm

2 P_e

2 A_P

2 E_ps

2 A_cg

2 E_C

2 E

2 I

2 R

2 0.0048 0.0047 0.0047 0.0047 0.0047 in/in

pe

cm/cm

Çizelge 5.11 : (devam) Öngerilmeli CFRP onarım sonuçları.

Adım No.

2 A_f

AB 8-2-1

0.74

4.77

SB 8-2-1

0.83

5.35

IB 4-0-0

0.19

1.23

IB 6-2-1

0.83

5.35

IB 10-2-1

1.02

6.58

Birim

in² cm²

2 f_c ^’DECK – 4000

			27520	27520	27520	27520
3	bi	-0.0001	-0.0002	-0.0002	-0.0002	-0.001

4000

Psi Pa in/in cm/cm

cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm

4 C 7.3			6.1	6.2	6.2	6.0	in
		18.54	15.49	15.75	15.75	15.24 cm
5	PT	0.004	0.004	0.004	0.004	0.004 in/in
5	fd	0.0109	0.0102	0.0102	0.0102	0.0102 in/in
5	_fe(cc)	0.0144	0.0218	0.0226	0.0226	0.0234 in/in
5	Pi	0.0052	0.0050	0.0051	0.0050	0.0050 in/in
5	_fe (psr)	0.0329	0.0338	0.0349	0.0353	0.0358 in/in
6	_pnet (cc)	0.0130	0.0192	0.0193	0.0191	0.0196 in/in
6	_pnet (frp)	0.0098	0.0090	0.0086	0.0086	0.0085 in/in
6	_ps (cc)	0.0181	0.0243	0.0244	0.0242	0.0246 in/in
6	_ps (frp)	0.0150	0.0140	0.0137	0.0136	0.0135 in/in
7 fps 245			245	245	244	244	ksi
1689			1689	1689	1682	1682	MPa
7 ffe 253			237	237	237	237	ksi
		1744	1634	1634	1634	1634 MPa
8	_c	0.0023	0.0014	0.0013	0.0013	0.0013 in/in

8 ^_c 0.0025			0.0016	0.0016	0.0016	0.0016	in/in cm/cm
8 1 0.741			0.735	0.731	0.731	0.728	–
8  0.863			0.840	0.825	0.825	0.811	–
9/10 c(kontrol) 7.4			6.1	6.2	6.3	6.1	in
18.8			15.4	15.7	16	15.4	cm
11 Mnp 34703			47970	53209	46990	41953	k-in
3991			5517	6119	5404	4825	kNm
11 Mnf 7348			9449	2209	9931	12156	k-in
845			1087	254	1142	1398	kNm
11 _f 0.85			0.85	0.85	0.85	0.85	–
11 Mn 40949			56002	55087	55431	52285	k-in
4709			6440	6335	6375	6013	kNm
11 Mn 3412			4667	4591	4619	4357	k-ft
4709			6440	6335	6375	6013	kNm
12 M_n 3388			4596	4557	4557	4557	k-ft
(çizelge5.4) 4675			6342	6289	6289	6289	kNm

cm/cm

Onarılmış AB 8-2-1 , SB 8-2-1 , IB 4-0-0 , IB 6-2-1 ve IB 10-2-1 Öngerilmeli CFRP ile Onarımlarının çizimleri ise 5.7 ile 5.9 arasındaki Şekillerde gösterilmektedir.

Şekil 5.7 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış AB.

Şekil 5.8 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış SB.

Şekil 5.9 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış IB.

Öngerilmeli CFRP ile onarılmış kiriş moment-eğrilik çizimleri, 5.10 ile 5.12 arasındaki şekillerde gösterilmektedir. IB 10-2-1 için öngörülen onarım, hasarsız kiriş moment kapasitesinin tamamen geri kazanılmasını sağlamadı.

Şekil 5.10 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış AB moment-eğrilik çizimi.

Şekil 5.11 : Öngerilmeli CFRP ile tamir edilmiş SB moment-eğrilik çizimi.

Şekil 5.12 : Öngerilmeli CFRP ile onarılmış IB moment-eğrilik çizimi.

Art Germeli CFRP İle Onarım

Art germeli CFRP onarımları, kirişin her ucunda mekanik ankrajın kullanılmasını içermektedir. Sonuç olarak, önceki bölümde açıklanan öngerilmeli CFRP sistemiyle karşılaştırıldığında daha büyük bir deformasyon sürdürülebilir. Siko CarboStress sisteminin teknik verileri, CFRP şeridinin sınır deformasyonunun %50’sinin muhafaza edilebileceğini belirtmektedir. Bu örnekte bu değer kullanılmaktadır. CFRP ankrajı aşağıda ele alınmaktadır. Giriş parametreleri ve sonuçlar Çizelge 5.12’de gösterilmiştir.

Çizelge 5.12 : Art gerdirmeli CFRP ile tamir sonuçları.

Adım

No. 8-2-1	8-2-1	4-0-0	6-2-1	10-2-1
1 ffu 345	345	345	345	345	ksi
2379	2379	2379	2379	2379	MPa
1 _fu 0.0145	0.0145	0.0145	0.0145	0.0145	in/in
2 cg halat 3.16	4.77	6.43	6.78	7.3	in
8.03	12.12	16.33	17.22	18.54	cm
2 df 42	50	52	52	52	in
106.7	127	132	132	132	cm
2 dp 38.84	45.23	46.07	45.72	45.2	in
98.65	114.88	117.02	116.13	114.81	cm
2 _cu 0.003	0.003	0.003	0.003	0.003	in/in
2 Pe 539	616	664	592	534	kips
2397	2740	2953	2633	2375	kN
3.92	4.56	4.97	4.43	4.00	in²
2 AP 25.29	29.42	32.06	28.58	25.81	cm²
2 Eps 28500	28500	28500	28500	28500	Ksi
196507	196507	196507	196507	196507	MPa
786	1553	1272	1272	1272	in²
2 Acg 5071	10019	8206	8206	8206	cm²
2 EC 4700	4230	4230	4230	4230	ksi
32406	29166	29166	29166	29166	MPa
2 e 18.31	27.14	26.45	26.1	25.72	in
46.51	68.94	67.18	66.29	65.33	cm
204000	543000	402400	402400	402400	in⁴
2 I 8491121	22601366	16749152	16749152	16749152	cm⁴
2 r 16.1	18.7	17.8	17.8	17.8	in
40.89	47.5	45.2	45.2	45.2	cm
2 _pe 0.0048 0.0047 0.56 0.56		0.0047 0.28	0.0047 0.74	0.0047 1.11	in/in cm/cm in²
2 Af 3.61 3.61		1.81	4.77	7.16	cm²
2 f_c ^’platform – 4000		4000	4000	4000	psi
27520		27520	27520	27520	Pa

AB SB IB

IB IB

Birim

Çizelge 5.12 : (devam) Art gerdirmeli CFRP ile tamir sonuçları.

Adım		AB	SB	IB	IB	IB Birim
No.		8-2-1	8-2-1	4-0-0	6-2-1	10-2-1
3	bi	-0.0001	-0.0002	-0.0002	-0.0002	-0.002 in/in
4 c 6.3			5.5	5.8	5.8	5.8	in
		16	13.9	14.7	14.7	14.7 cm
5	PT	0.007	0.007	0.007	0.007	0.007 in/in
5	fd	0.0138	0.0131	0.0131	0.0131	0.0131 in/in
5	_fe(cc)	0.0171	0.0245	0.0244	0.0244	0.0244 in/in
5	Pi	0.0052	0.0050	0.0051	0.0050	0.0050 in/in
5	_fe (psr)	0.0329	0.0337	0.0349	0.0350	0.0358 in/in
6	_pnet (cc)	0.0155	0.0217	0.0208	0.0208	0.0204 in/in
6	_pnet (frp)	0.0125	0.0116	0.0162	0.0162	0.0159 in/in
6	_ps (cc)	0.0207	0.0267	0.0259	0.0259	0.0254 in/in
6	_ps (frp)	0.0176	0.0166	0.0162	0.0162	0.0159 in/in
7 fps 246			246	246	246	246	ksi
1696			1696	1696	1696	1696	MPa
7 ffe 320			304	304	304	304	Ksi
		2206	2096	2096	2096	2096 MPa
8	_c	0.0024	0.0016	0.0016	0.0016	0.0016 in/in

8 ^_c 0.0025			0.0016	0.0016	0.0016	0.0016	in/in cm/cm
8 1 0.748			0.749	0.750	0.750	0.750	–
8  0.883			0.887	0.888	0.888	0.888	–
9/10 c (kontrol) 6.5			5.6	5.8	5.9	5.9	in
16.51			14.22	14.73	14.99	14.99	cm
11 Mnp 35181			48407	53612	47768	42222	k-in
4046			5567	6165	5493	4856	kNm
11 Mnf 7033			8105	4256	11345	17015	k-in
808			932	489	1305	1957	kNm
11 _f 0.85			0.85	0.85	0.85	0.85	–
11 Mn 41159			55296	57229	57411	56685	k-in
4733			6359	6581	6602	6519	kNm
11 Mn 3430			4608	4769	4784	4724	k-ft
4733			6359	6581	6602	6519	kNm
12 M_n 3388			4596	4742	4742	4742	k-ft
(Çizelge 5.4) 4675			6342	6544	6544	6544	kNm

cm/cm

cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm cm/cm

cm/cm

Bağlı art germeli CFRP onarımlarının tasarımı, öngerilmeli CFRP onarım tasarımıyla aynıdır; sadece Adım 5’te hesaplanan ayırma deformasyonu _fd şeridin sınır deformasyonunun %50’sine artırılır (önceki bölümde açıklanan %30 yerine). Ayrıca, güçlendirmedeki deformasyonun başlangıçtaki durumu _bi (Adım 3), CFRP tarafından sağlanan art germe miktarını ifade edecek şekilde hesaplanır. Onarımların çizimleri ise Şekil 5.13 ile Şekil5.15 arasındaki şekillerde gösterilmektedir.

Şekil 5.13 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış AB.

Şekil 5.14 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış SB.

Şekil 5.15 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış IB.

Bu onarım sistemi uçlarda ankrajı içerdiği için, soyulma sorunu kaygı yaratmaz. Art germeli CFRP ile tamir edilen AB, SB ve IB kirişlerinim moment-eğrilik çizimleri Şekil 5.16 ile Şekil 5.18 arasındaki şekillerde gösterilmektedir.

Şekil 5.16 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış AB moment-eğrilik çizimi.

Şekil 5.17 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış SB moment-eğrilik çizimi.

Şekil 5.18 : Art gerdirmeli CFRP ile onarılmış IB moment-eğrilik çizimi.

Halat Ekiyle Onarım

Kavramsal olarak bir halat ekinin amacı öngerilim kuvveti dâhil olmak üzere orijinal halatı yeniden yaratmaktır. Paspayının geometrik kısıtlamaları, bant ara mesafesi ve halat eki boyutları nedeniyle, bu onarım ancak belli bir kesimdeki az sayıda halatı tamir etmek için kullanılabilir. Halata tekrar uygun gerilimin verilmesi için somun döndürme yöntemi (tork anahtarı yönteminden ziyade) önerilir (Labia vd. 1996 ve Olson vd. 1992). Halat ekiyle halata kazandırılan gerilim miktarının tayin edilmesi halat ekinin sertliği ve geliştirilmemiş halat ekinin (yani: en azından bağlanmakta olan görünür halat) sertliği kullanılarak ve bunların somun döndürülürken ekin ‘kısaltılmasıyla’ dengelenmesi suretiyle yapılır. Halat ekinin sertliği onun geometrisinin, geliştirilmekte olan uzunluğu ve halat çapının bir fonksiyonudur. Bu sertlik, ayrı ayrı hesaplanmalıdır. Arzu edilen öngerilim kuvvetine (P), halat ekinin sertliğine (K_splice, halatın açıktaki uzunluğuna (L_exposed) ve betona halat transfer uzunluğuna (L_tr) dayalı olarak halat ekinin gerekli kısaltması aşağıda belirtildiği şekilde hesaplanabilir.

P P( Lexp osed  Ltr

 



(5.1)

splice

K splice

Ap E p

Örneğin, I-kiriş sözkonusu olduğunda, uzun süreli kayıplardan sonra 1.11 cm (7/16 inç) ‘lik halattaki gerilimin 921.17 Mpa (133.6 ksi) olduğu bulundu. Tavsiye edilen uygulama, ölü yük gerilimi içn 34.48 Mpa (5 ksi) ’nin ve hata için 34.48 Mpa (5 ksi) ’nin hedef gerilim değerine eklenmesi ve bu değerin halat ekinin yarattığı gerilime ilişkin hedef değer olarak kullanılmasıdır (Labia vd. 1996). Bu, halat başına 990 Mpa (143.6 ksi) ’lik bir hedef gerilmeyle sonuçlandı (bu değer, 68.95 kN (15.5 kips) ’lik bir kuvvete karşılık gelmektedir. (Labia vd. tarafından rapor edilmiştir, 1996), halat ekinin iki tarafından birine 61 cm (24 inç) ‘lik halatın maruz kaldığı ve halat transfer uzunluğunun d_b(f_pe/3000) = 53 cm (21 inç) (ACI 318-08) ‘ye eşit olduğu varsayıldığında, 1.07 cm (0.42 inç) ‘lik bir kısaltma gerekir. Halat eki üzerinde 2.54 cm ‘de (1 inç) 16 elyaf iplik vardır; bu yüzden, gerekli deformasyona ulaşmak için

6.7 somun turu yapılması gerekir. Bu nedenle, halat kuvvetinin geliştirilmesiyle ilgili halat deformasyonu PL_tr/2A_pE_p’dir. Ekin iki tarafı düşünüldüğünde, ½ katsayısı etkisiz hale getirir ve Denklem 5.1 elde edilir.

Harici Çelik Art Germe

Harici çelik art germenin amacı, orijinal öngerilmeli halatlarla amaçlandığı gibi kirişin altındaki sıkıştırma gerilimini yeniden kazanmak ve eğilme kapasitesini artırmaktadır. Bu belgenin kapsamında olmamasına karşın, hiçbir hasar olmasa bile kirişin altındaki orijinal gerilim düzeylerini yeniden kazanmak için dış çelik art gerdirme kullanılabilir. Bu yöntem IB 6-2-1 ve 10-2-1 vakalarını onarmak için kullanılmaktadır.

Halat kaybından sonra kesitin analizi bir kesitler analizi yoluyla yapılır. Burada örnek olması için bir genel prosedür belirtilmektedir:

- 1. Kiriş güçlendirmesinde halatların kaybından kaynaklanan gerilim miktarını saptanır:





floss   

P  Pe  M DL 



  

P  Pe  M DL 

(5.3)

 A S



S undamaged  A S

S damaged

Kesit modülünün (S) ve etkili alanın (A), bilhassa eğer hasarlı kiriş sabit yükün etkisi altında çatlarsa hasarsız ve hasarlı terimlerinin farklı olabileceğini belirtmek gerekir. P ve Pe terimleri sırasıyla eksenel öngerilme kuvveti ve bileşke momenttir (e, halat eksantrisitesidir) . M_DL terimi, kiriş sabit yükünden kaynaklanan momenttir.

- 1. Kayıp halatları değiştirmek için gereken art germe çeliğinde gereken kuvveti tayin edilir:



floss   

P Pe 

 

(5.3)

 A S

 PT

- 1. Art gerdirme sistemi için desteği tasarlanır.

Örnek onarımların çizimleri 5.19 ve 5.20 Şekillerinde ve onarılan kirişin momen- eğrilme çizimleri Şekil 5.21’de gösterilmektedir.

Şekil 5.19 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB 6-2-1 çizimi.

Şekil 5.20 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB 10-2-1.

Şekil 5.21 : Dış art gerdirmeli çelikle onarılmış IB moment-eğrilik çizimi.

Art gerdirme çeliği, genel olarak, katı yüksek dayanımlı art gerdirme çubuklarının (Williams tamamen dişli çubukları gibi) veya öngerilme halatının formunu alacaktır. Art gerdirme sisteminin boyutu ve darbe hasarı olasılığı nedeniyle, dış art gerdirme sistemleri, konvansiyonel olarak kiriş gövdesi boyunca monte edilir. Bu nedenle, bu onarım yöntemi bitişik kutu kesitli kirişler için uygun değildir. Dış uygulamalar için uygun çevre koruması (mahfazalı halat, epoksi kaplamalı veya galvaniz kaplamalı çubuk vs. kullanımı) sağlanır.

Destekler beton veya çelik malzemeden olabilir. Destek malzemesi tasarımcının tercihine kalmıştır; fakat bu noktada maliyet ve yapıma uygunluk hususları dikkate alınmalıdır.

Ön Yük Tekniği

Ön yük, onarım sürecinde bir kirişe bir yük uygulanmasıdır. Özellikle beton yamalar üzerindeki performansı iyileştirmek için uygulanıldığında, ön yük, kiriş güçlendirmesine tatbik edilen bir germe gerilimiyle sonuçlanır. Yama bu durumda yapılır ve ön yük serbest bırakıldığında yama çekilerek sıkışma durumuna getirilir.

Ön yükün amacı, hareketli yük etkilerine karşı koymak için beton yamasını yeterince sıkıştırarak yamanın dışarı doğru hareket olasılığını azaltmaktır.

Burada, örnek olarak bir genelleştirilmiş ön yük uygulama prosedürü verilmektedir (Labia vd. tarafından benimsenmiş ve düzeltilmiştir, 1996). Bu prosedürde, germe pozitif gerilmeyle temsil edilir.

AASHTO (2007) Tablo 5.9.4.2.2-1 kullanılarak, yamanın dibindeki maksimum müsaade edilen germe gerilimi f_t seçilebilir. Genel olarak,

0.19 seçilir.

f ‘

Tatbik edilebilecek maksimum dış moment M_EXTmax bulunur:
Hasarlı kirişte öngerilme kuvvetinden ve sabit yükten kaynaklanan sıkıştırma gerilimi Tablo 5.9.4.2.1.-1 (AASHTO 2007) kullanılarak kontrol edilmelidir. Bu gerilmeler 0.45f’_c değerini aşmamalıdır:

Ön yükün serbest bırakılmasından sonra beton yama M_EXT/S_d’ye eşit bir gerilmeyle sıkıştırma durumuna getirilir. Bir faydalı M_EXT değeri sağlamak için gereken yükün büyüklüğü nedeniyle, ön yüklemenin kullanılması sadece daha kısa mesafeler üzerinde pratiktir.

SONUÇLAR

Altyapının sürekli bozulması ve yapısal olarak kusurlu yapılardaki artış neticesinde, onarma ve güçlendirme stratejilerine duyulan ihtiyaç kendisini daha da belli etmeye başladı. Bu tezde, dört farklı hasar düzeyine sahip üç tip öngerilmeli beton; bitişik kutu kesitli (AB), kutu kesitli (SB) ve AASHTO – I tipi (IB) köprü kirişleri için onarım yöntemleri sunuldu. Bütün yapı tipleri veya bütün hasar düzeyleri için geçerli olmasa da, ele alınan onarım teknikleri arasında karbon elyafla güçlendirilmiş polimer (CFRP) şeritleri, CFRP kumaşı, öngerilmeli CFRP, art germeli CFRP, halat ekleme ve dış çelik art gerdirme yer almıştır. Belli bir projenin kendine özgü koşullarına en uygun onarımı tayin etmek için her yapının onarım senaryosunun ayrı ayrı değerlendirilmesi gerekmektedir. Bu nedenle, hasar düzeyini doğrudan doğruya belirli onarım tipleriyle bağıntılandıran genel sınıflandırmalar yapılmamıştır. Buna karşın, bir kirişteki halatların %25’i kirişin kapasitesine katkıda bulunmadığı zaman, kirişin değiştirilmesinin daha uygun bir çözüm olacağın sonucuna varılmıştır. Bu durum, eğilme kapasitesinin kolay bir şekilde eski durumuna kavuşturulamadığı IB 10-2-1 onarımında görülmektedir. IB 10-2-1’in kapasitesi sadece dış çelik art gerdirme yoluyla eski durumuna getirilmiştir.

Çizelge 5.4 kiriş tiplerinin hedef kapasitelerinin bir özeti sunulmaktadır; bu çalışmada, bu değer hasarsız kirişin kapasitesi olarak alınmıştır. Çizelge 5.4, her onarım yaklaşımından yararlanılarak sınır kapasiteyi ve ayrıca bu kapasitenin elde edildiği onarılmış kirişin sınır eğriliğini özetlemektedir. Bazı onarımların hedef kapasiteleri sağlanmasında başarısız olmasına rağmen, bütün örneklerin davranışında iyileşme olmuştur. Bu durum üç olası senaryo yaratmaktadır:

- 1. Hedef kapasite elde ediliyor ve onarımın başarılı olduğu düşünülüyor.
  2. Hedef kapasite elde edilmiyor; ne var ki kiriş davranışı gerekli yükleri taşıyabilecek kadar iyileştiriliyor.
  3. Hedef kapasite elde edilmiyor ve kirişin davranışı yeterince iyileştirilemiyor. Bu durumda, bir alternatif onarım yöntemine veya kirişin değiştirilmesine gerek duyuluyor.

Bir öngerilmeli kirişteki korozyon hasarını değerlendirirken, korozyon nedeniyle etkili olmayacağı varsayılan öngerilmeli halatın alanı, görsel muayene ile saptananın

%150’si olarak alınmıştır. Bu ilke Harries (2006) ve Naito vd. (2006) tarafından tavsiye edilmiştir.

Onarım Tipinin Seçilmesi

Bir IB kirişinde, birkaç halatın değiştirilmesi gerekiyorsa halat ekleme bir potansiyel onarım yaklaşımıdır. Halat düzenlemesinin ve halat ekinin geometrisi, bu yöntemi daha ciddi hasarlar için uygulanabilir olmaktan çıkarmaktadır. Kayıp halatların yüzdesi kiriş dayanımının temsili bir göstergesi gibi görünse de, kayıp halatların yüzdesi ile onarım yöntemi arasındaki tek bağlantı, kayıp halatların %25’i hasarlı ise kirişin değiştirilmesi kuralıdır. Bu hasar düzeyinde, onarım (hasarsız kapasitenin yeniden kazanılması) pratik olmaktan çıkar (IB 10-2-1’de görüldüğü gibi). Bu, kirişin onarılamayacağı anlamına gelmemektedir; fakat bu kirişi onarmak için gereken kaynaklar önemli boyutta olacak ve bu nedenle kirişin değiştirilmesi daha çekici bir çözüm haline gelebilecektir.

Genellikle, kirişlerin onarımı belli bir gerilim düzeyine sahip olacakları şekilde tasarlanmışlardır. Bu gerilimi yeniden kazanmak için, bir aktif onarımın (yani halat ekleme, öngerilmeli veya art gerdirmeli onarımlar) seçilerek kiriş dayanımının mümkün olduğunca geri kazanılması sağlanır.

Seçilen onarım tipi, her proje için ayrı ayrı seçilmelidir. Bu nedenle, yapılar arasındaki değişkenlik, belli bir kirişteki hasarın özel durumu ve orijinal kirişin tasarımı veya gerilim gereklilikleri gibi nedenler yüzünden hasar düzeyine bağlı olarak onarım tipi seçimini standartlaştırmak uygun değildir.

Onarım amacının belirlenmesi gerekir; yani, onarımın öngerilme kuvvetinin mi (bir aktif onarım) yoksa eğilme kapasitesinin mi ( pasif onarım) geri kazınılması gerektiği belirlenmelidir. Çizelge 6.1, her onarım tipi için potansiyel uygulamaları ve tasarım hususlarını özetlemektedir. Hasar düzeyleri belirtilmese de, bu tabloda her onarım tipinin uygulanabilirlik sınırları belirtilmektedir. Örneğin, çelik mantoların pratik

olmadığı düşünülmektedir. Bu metod hantaldır, test edilmemiştir ve tasarımları, montajı ve performansı bakımından CFRP yöntemlerinin daha üstün olduğu düşünülmektedir. Halat ekleme yönteminin tek tek darbelerle ilgili lokal onarımlar için uygun olarak görülmektedir.

CFRP yöntemleri bakımından, öngerilmeli olmayan yöntemler hem literatürde hem uygulamada oturmuş uygulamalardır. Öngerilmeli ve art gerdirmeli yöntemler şu anda özel sistemlerle sınırlıdırlar ve benzeri şekilde sınırlı saha tecrübesine sahiptirler.

Bütün harici uygulanan yöntemler çevreye karşı korunma gerektirirler. Çelik yöntemlerinde galvanizleme, epoksi kaplama veya muhafazalanmış halat kullanılabilir. CFRP’nin kendisi az ölçüde çevre koruması gerektirirken, yapışkanlı sistemler böyle bir koruma gerektirirler. Bu nedenle, CFRP sistemleri genellikle nem müdahalesini sınırlandırmak ve güneş ışınlarına karşı koruma sağlamak için genellikle bir jel kaplamayla boyanırlar. Harici onarım yöntemlerinin ayrıca mekanik hasara karşı korunmaları da gerekir.

Çizelge 6.1’de verilen maliyet ve estetik derecelendirmeler araştırmanın ölçüme dayalı değerlendirmeleridir. Yine, her onarım projesinin benzersiz niteliğe sahip olması nedeniyle, genel olarak maliyet verimliliği sağlanması güçtür.

Kiriş Biçimi

Kiriş biçimi onarım seçiminde ve tasarımında rol oynar. Sözgelimi, IB kirişleri, daha düşey olarak dağıtılmış halat düzenlemesine sahiptir ve bu durum AB ve SB kirişlerine göre halatların ağırlık merkezinin daha yüksek olmasını sağlar. Sonuç olarak, bir IB kirişinin alt sırası üzerindeki kayıp halatlar, bir AB veya SB kirişindeki aynı hasarla karşılaştırıldığında halatın ağırlık merkezi (ve dolayısıyla kiriş kapasitesi) üzerinde daha büyük bir orantısal etki yaratırlar. Bir başka deyişle, bir kayıp halat, bir AB veya SB kirişine göre bir IB kirişinde eğilme kapasitesi üzerinde daha büyük bir etkiye sahiptir. Dolayısıyla, IB kirişlerine yönelik onarımlar, aynı hasar düzeyine sahip AB veya SB kirişleriyle karşılaştırıldığında daha ciddidir.

Art gerdirme çelik sisteminin boyutu ve darbe hasarı olasılığı nedeniyle, dış art gerdirme sistemleri, konvansiyonel olarak kiriş gövdesi boyunca monte edilir. Bu nedenle, bu onarım yöntemi bitişik kutu kesitli kirişler için uygun değildir.

Hasar

Çizelge 6.1 : Onarım seçim kriterleri.

Onarım Yöntemi

Değerlendirme Faktörü

Öngermesiz CFRP şeritleri

CFRP kumaşı

Öngerilmeli CFRP

Artgermeli CFRP

Artgerme çeliği

Halat Ekleme

Çelik Mantolama

Kirişin Değiştirilmesi

Onarılabilecek hasar

Ciddi I Ciddi I Ciddi II Ciddi II Ciddi II Düşük

Ciddi I

Ciddi II Ciddi III

Aktif veya pasif onarım Uygulanabilir

Pasif Pasif Aktif Aktif Aktif Aktif Aktif veya

pasif

kiriş biçimleri Hepsi Hepsi Hepsi Hepsi Hepsi IB IB Hepsi

Sınır yükteki Mükemmel Mükemmel Mükemmel Mükemmel Mükemmel Mükemmel Belirsiz Mükemmel davranış

Aşırı yüke Bağ ile sınırlı Bağ ile sınırlı Bağ ile sınırlı İyi Mükemmel Mükemmel Belirsiz Mükemmel direnç

Yorgunluk Bağ ile sınırlı Bağ ile sınırlı Bağ ile sınırlı Mükemmel Mükemmel Kötü Belirsiz Mükemmel Hasarsız

kirişlere

dayanım kazandırılması Ekleme yöntemlerinin kombinasyonu

Mükemmel İyi Mükemmel Mükemmel Mükemmel Mükemmel

Olası Olası Olası İyi İyi Mükemmel Mükemmel

Eklenen halatların sayısı

%25’e kadar Sınırlı %25’e kadar %25’e kadar %25’e

kadar

%25’e

kadar

%25’e

kadar

Sınırsız

Çizelge 6.1 : (devam) Onarım Seçim Kriterleri.

Hasar Onarım Yöntemi Değerlendirme Öngermesiz Öngerilmeli Artgermeli Artgerme Halat Çelik Kirişin
Faktörü CFRP şeritleri			CFRP	CFRP	çeliği	Ekleme	Mantolama	Değiştirilmesi
Onarım için ön Hayır		“Hayır	Hayır	Hayır	Hayır	Olası	Olası
Yama için ön Olası		Hayır	Olası	Olası	Olası	Evet	Hayır
Beton kaybının Onarım öncesi giderilmesi yama		Onarım öncesi yama	Onarım öncesi yama	Onarım öncesi yama	Onarım öncesi	Mükemmel	Onarım öncesi
					yama		yama
Yapılabilirlik	Kolay	Kolay	Zor	Zor	Orta	Zor	Çok zor	Zor
Onarım hızı	Hızlı	Hızlı	Orta	Orta	Orta	Hızlı	Yavaş	Çok yavaş

CFRP kumaşı

yük yük

Onarım sürecinin çevre üzerindeki etkisi

Yapıştırıcıdan kaynaklanan VOC’ler (Uçucu Organik Bileşenler)

Yapıştırıcıdan kaynaklanan VOC’ler

Minimum Minimum Kaynak

Tipik kurulum sorunları

Dayanıklılık

		gerektirir	gerektirir	gerektirir	gerektirir		gerektirir
Maliyet	Düşük	Düşük	Orta	Orta	Düşük	Çok düşük	Orta	Yüksek
Estetik	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel	Vasat	Vasat	Mükemmel	Mükemmel	Mükemmel

Çevre koruması gerektirir

Çevre koruması

Korozyon koruması

Mükemmel

Korozyon koruması

Mükemmel

KAYNAKLAR

Aidoo, J. (2004). “Flexural Retrofit of Reinforced Concrete Bridge Girders Using Three CFRP Systems.” Doctoral Dissertation, University of South Carolina, Columbia, South Carolina.

Aidoo, J., Harries, K.A. and Petrou, M.F. (2006). “Full-scale Experimental Investigation of Repair of Reinforced Concrete Interstate Bridge using CFRP Materials”, ASCE Journal of Bridge Engineering, 11(3), 350- 358.

American Association of State Highway and Transportation Officials (AASHTO). (2007). LRFD Bridge Design Specifications, 4^th Edition. With Interims, Washington, D.C.

American Association of State Highway Officials (AASHO) (1960). “Standard Specifications for Highway Bridges”, 286pp.

American Concrete Institute (ACI) 318-08 (2008).“Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary”, 467pp.

American Concrete Institute (ACI) Committee 440 (2008). ACI 440.2R-08 “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures”, 76pp.

Aram, M-R., Czaderki, C. and Motavalli, M. (2008). “Effects of Gradually Anchored Prestressed CFRP Strips Bonded on Prestressed Concrete Beams”, Journal of Composites for Construction, 12(1), 25-34.

Broomfield, J.P. and Tinnea, J.S., (1992). “Cathodic Protection of Reinforced Concrete Bridge Components”, Report No. SHRP-C/UWP-92- 618,Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington, D.C.

Cadei, J.M.C., Stratford, T.J., Hollaway, L.C. and Duckett, W.G. (2004). “Strengthening Metallic Structures Using Externally Bonded Fibre- Reinforced Polymers”, CIRIA Pub. No. C595. 233 pp.

Casadei, P., Galati, N., Boschetto, G., Tan, K.Y., Nanni, A. and Galeki, G. (2006). “Strengthening of Impacted Prestressed Concrete Bridge I- Girder Using Prestressed Near Surface Mounted C-FRP Bars”, Proceedings of the 2^nd International Congress, Federation Internationale du Beton, Naples, Italy.

Chadwell, C.B.and Imbsen, R.A. (2002). XTRACT: A Tool for Axial Force – Ultimate Curvature Interactions.

Collins, M.P. and Mitchell, D. (1997). “Prestressed Concrete Structures.” Response Publications, Toronto, Canada.

El-Hacha, R. and Elbadry, M. (2006). “Strengthening Concrete Beams with Externally Prestressed Carbon Fiber Composite Cables: Experimental Investigation”, PTI Journal, 4(2). 53-70.

El-Hacha, R., Wight, R.G. and Green, M.F. (2003), “Innovative System for Prestressing Fiber-Reinforced Polymer Sheets”, ACI Structural Journal, ACI, 100(3): 305-313.

Feldman, L.R., Jirsa, J.O., Fowler, D.W. and Carrasquillo, R.L. (1993). “Current Practice in the Repair of Prestressed Bridge Girders”, Report No. FHWA/TX-96/1370-1, The University of Texas at Austin, Austin, TX.

Grabb-it. (2008). Cable Splice Product Information Sheet, Prestress Supply, Inc.

Green P.S., Boyd, A.J., Lammert, K. and Ansley, M. (2004). “CFRP Repair of Impact-Damaged Bridge Girders Volume 1 – Structural Evaluation of Impact Damaged Prestressed Concrete I Girders Repaired with FRP Materials”, UF Project No. 4504-922-12, University of Florida, Gainesville, FL.

Harries, K.A. (2006). “Full-scale Testing Program on De-commissioned Girders from the Lake View Drive Bridge”, Report No. FHWA-PA-2006- 008-EMG001, University of Pittsburgh, Pittsburgh, PA.

Harries, K.A., Zorn, A. ,Aidoo, J. and Quattlebaum, J. (2006). “Deterioration of FRP-to-Concrete Bond Under Fatigue Loading”, Advances in Structural Engineering -Special Issue on Bond Behaviour of FRP in Structure, 9(6), 779-789.

Herman, T. (2005). “A Tale of Two Bridges”, Bridges, Nov/Dec. 2005, 14-16.

Kim, Y.J., Green, M.F. and Fallis, G.J. (2008c). “Repair of Bridge Girder Damaged by Impact Loads with Prestressed CFRP Sheets”, Journal of Bridge Engineering, 13(1), 15-23.

Kim, Y.J., Wight, R.G. and Green, M.F. (2008a). “Flexural Strengthening of RC Beams with Prestressed CFRP Sheets: Development of Nonmetallic Anchor Systems”, Journal of Composites for Construction, 12(1), 35- 43.

Kim, Y.J., Wight, R.G. and Green, M.F. (2008b). “Flexural Strengthening of RC Beams with Prestressed CFRP Sheets: Using Nonmetallic Anchor Systems”, Journal of Composites for Construction, 12(1), 44-52.

Klaiber, F.W, Wipf, T.J. and Kempers, B.J. (2003). “Repair of Damaged Prestressed Concrete Bridges using CFRP”, Mid-Continent Transportation Symposium Proceedings, Center for Transportation Research and Education, Ames, IA.

Klaiber, F.W., Wipf, T.J., and Kash, E.J. (2004). “Effective Structural Concrete Repair – Volume 2 of 3: Use of FRP to Prevent Chloride Penetration in Bridge Columns”, Iowa DOT Project TR-428, Iowa Department of Transportation, Ames, IA.

Labia, Y., Saiidi, M. & Douglas. (1996). “Evaluation and Repair of Full-Scale Prestressed Concrete Box Girders”, Report No. CCEER-96-2, University of Nevada, Reno, NV.

Law Engineering, Geotechnical, Environmental and Construction Materials Consultants (1990), “Load Testing of Anchoring Assemblies (Grabb- it Cable Splice), Job No. 1460014400 Lab Number: E0429,” Testing Report, March 20, 1990.

Naito, C., Sause, R., Hodgson, I., Pessiki, S. & Desai, C. (2006). “Forensic Evaluation of Prestressed Box Beams from the Lake View Drive over I-70 Bridge”, ATLSS Report No. 06-13, Lehigh University, Bethlehem, PA.

Nordin, H. and Taljsten, B. (2006). “Concrete Beams Strengthened with Prestressed Near Surface Mounted CFRP”, Journal of Composites for Construction, 10(1), 60-68.

Nordin, H., Taljsten, B., and Carolin, A. (2002). “CFRP Near Surface Mounted Reinforcement (NSMR) For Pre-Stressing Concrete Beams”, Proceedings of Third International Conference on Composites in Infrastructure, San Francisco, June 2002.

Oehlers, D.J. and Seracino, R. (2004) “Design of FRP and Steel Plated RC Structures”, Elsevier, 228pp.

Olson, S.A., French, C.W. & Leon, R.T. (1992). “Reusability and Impact Damage Repair of Twenty-Year-Old AASHTO Type III Girders”, Minnesota Department of Transportation Research Report No. 93-04, University of Minnesota, Minneapolis, MN.

PADoH (1960a). District 11 prestressed concrete bridge standards – “I” beams.

Approved by PADoH August 17, 1964.

PADoH (1960b). District 11 bridge drawings. January 11, 1968. Approved by PADoH October 25, 1968.

PADoH (1960c). District 11 bridge drawings. June 20, 1959. Approved by PADoH August 9, 1960.

Preston, H.K., Osborn, A. E. N. & Roach, C. E. (1987). “Restoration of Strength in Adjacent Prestressed Concrete Box Beams”, Report No. FHWA- PA-86-044+84-21, Pennsylvania Department of Transportation, Harrisburg, PA.

Quattlebaum, J., Harries, K.A. and Petrou, M.F. (2005). “Comparison of Three CFRP Flexural Retrofit Systems Under Monotonic and Fatigue Loads”, ASCE Journal of Bridge Engineering. 10(6), 731-740.

Ramanathan, K. and Harries, K.A. (2008). “Influence of FRP Width-To-Concrete Substrate Width (bf/b) on Bond Performance of Externally Bonded FRP Systems”, Proceedings of the 12^th International Conference on Structural Faults and Repair, Edinburgh, Scotland.

Reed C.E. and Peterman, R.J. (2005). “Evaluating FRP Repair Method for Cracked Prestressed Concrete Bridge Members Subjected to Repeated Loadings Phase 1”, Report No. KTRAN: KSU-01-2, Kansas Department of Transportation, KS.

Reed, C.E. and Peterman, R.J. (2004) “Evaluation of Prestressed Concrete Girders Strengthened with Carbon Fiber reinforced Polymer Sheets”, Journal of Bridge Engineering, 9(2), 60-68.

Reed, C.E., Peterman, R.J., Rasheed, H. and Meggers, D. (2007). “Adhesive Applications Used During Repair and Strengthening of 30-Year-Old Prestressed Concrete Girders”, Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, 1827/2003, 36-43.

Russell, G. (2009). “Biaxial bending of prestressed concrete box girders subject to longitudinally eccentric loading.” MSCE thesis, University of Pittsburgh, Pittsburgh, Pennsylvania.

Schiebel, S., Parretti, R. and Nanni, A. (2001). “Repair and Strengthening of Impacted PC Girders on Bridge A4845 Jackson County, Missouri”, Report No. RDT01-017, Missouri Department of Transportation, Jackson City, MO.

Shanafelt, G.O. & Horn, W.B. (1980). “Damage Evaluation and Repair Methods for Prestressed Concrete Bridge Members”, NCHRP Report 226, Project No. 12-21, Transportation Research Board, Washington, D.C.

Shanafelt, G.O. & Horn, W.B. (1985). “Guidelines for Evaluation and Repair of Prestressed Concrete Bridge Members”, NCHRP Report 280, Project No. 12-21(1), Transportation Research Board, Washington, D.C.

Sika (2008a). “CarboDur Product Data Sheet”, Sika Corporation,

< SikaCarboDur> (Sep. 30, 2008).

Sika (2008b). “Prestressing System for Structural Strengthening with Sika CarboDur CFRP Plates”, Sika Corportion, USA.

Sika (2008c). “SikaWrap Hex 103C Product Data Sheet”, Sika Corporation,

< SikaWrapHex103C> (Sep. 30, 2008).

Spancrete (1960). Washington County L.R. 798-1 Bridge at STA. 1205+50.00 Drawings (3 sheets). June 28, 1960. Approved by PADoH August 10,

1960.

Tabatabi, H., Ghorbanpoor, A. and Turnquist-Naas, A. (2004). “Rehabilitation Techniques for Concrete Bridges – The Wisconsin DOT Report”, Project No. 0092-01-06, University of Wisconsin-Milwaukee, Milwaukee, WI.

Tumialan, J.G., Huang, P., Nanni, A. and Jones, M. (2001). “Strengthening of an Impacted PC Girder on Bridge A10062 St Louis County, Missouri”, Report No. RDT01-013, University of Missouri-Rolla, Rolla, MO.

Washington State DOT (2008). Response to Survey conducted as part of present PennDOTfunded project.

Wight, R.G., Green, M.F., and Erki, M-A. (2001). “Prestressed FRP Sheets for Post-strengthening Reinforced Concrete Beams”, Journal of Composites for Construction, 5(4), 214-220.

Williams Form Engineering Corporation (2008). 150ksi All Thread Bar Information, USA.

Wipf, T.J., Klaiber, F.W., Rhodes, J.D. and Kempers, B.J. (2004). “Effective Structural Concrete Repair – Volume 1 of 3: Repair of Impact

Damaged Prestressed Concrete Beams with CFRP”, Iowa DOT Project TR-428, Iowa Department of Transportation, Ames, IA.

Yu, P., Silva, P.F. and Nanni, A. (2008a). “Description of a Mechanical Device for Prestressing Carbon Fiber-Reinforced Polymer Sheets-Part I”, ACI Structural Journal, 105(1), 3-10.

Yu, P., Silva, P.F. and Nanni, A. (2008b). “Flexural Strength of Reinforced Concrete Beams Strengthened with Prestressed Carbon Fiber- Reinforced Polymer Sheets-Part II”, ACI Structural Journal, 105(1), 11-19.

Zobel, R.S. and Jirsa, J. O. (1998). “Performance of Strand Splice Repairs in Prestressed Concrete Bridges”, PCI Journal, 43(6), 72-84.

ÖZGEÇMİŞ

Ad Soyad: Bülent PEKYER

Doğum Yeri ve Tarihi: 01.01.1979

Adres: Çamlıca Mah. 2. Cadde 9/15 Yenimahalle/ANKARA

Lisans Üniversite: Samsun Ondokuz Mayıs Üniversitesi