Yüksek dayanımlı beton dolgulu çelik boru (High-Strength Concrete-Filled Steel Tube, HSCFST), yüksek dayanımlı beton çekirdeğin çevresini saran çelik boruyla birlikte yük taşıdığı kompozit bir yapı elemanıdır. Çelik boru betonu çevresel olarak kısıtlarken beton çekirdek de çelik borunun yerel kararlılığına katkıda bulunur; iki malzemenin birlikte çalışabilmesi için çelik–beton arayüzündeki bağ ve kayma davranışı kritik önemdedir. Bu çalışma, HSCFST arayüzünün −60 °C ile 60 °C arasındaki sıcaklıklarda nasıl yük aktardığını 15 push-out deneyi, regresyon analizi, parçalı bağ gerilmesi–kayma modeli ve ABAQUS sonlu eleman simülasyonlarıyla araştırmıştır.

Deney programında dış çapı 140 mm olan 15 dairesel HSCFST numune kullanılmıştır. Çelik boru et kalınlıkları 2, 3 ve 4 mm; hedef ortam sıcaklıkları 60, 20, 0, −20 ve −60 °C'dir. Arayüz bağ uzunluğu 420 mm olarak sabitlenmiş ve 3 mm et kalınlığına sahip seri temel karşılaştırma grubu olarak kullanılmıştır.

Deneyler ortam sıcaklığı düştükçe genel arayüz bağ dayanımının arttığını göstermiştir. 3 mm et kalınlıklı temel grupta 20 °C'deki 0,616 MPa bağ dayanımı, 60 °C'de 0,587 MPa'a düşmüş; −60 °C'de 1,123 MPa'a yükselmiştir. Bu değerler 20 °C'ye göre sırasıyla %4,71 azalma ve %82,31 artışa karşılık gelmektedir.

Çelik borunun çap/et kalınlığı oranı D/t arttığında bağ dayanımı genel olarak azalmıştır. Daha ince göreli çelik duvar, çekirdek beton üzerindeki radyal kısıtlama etkisini zayıflatmış; bunun sonucunda arayüz normal basıncı, mekanik kenetlenme ve sürtünme tarafından sağlanan toplam direnç azalmıştır.

Düşük sıcaklıklarda gözlenen dayanım artışı, çelik ile betonun farklı termal büzülmeleri, düşük sıcaklıkta malzeme dayanımlarındaki artış ve gözenek/arayüz suyunun donmasının sağlayabileceği ek dirençle ilişkilendirilmiştir. Ancak donmuş su test sırasında doğrudan görüntülenmediği ve başlangıç nem içeriği ölçülmediği için donma kaynaklı ek bağ mekanizması kesin olarak kanıtlanmış değildir.

Araştırmacılar deney verilerinden ultimate bağ dayanımı ve buna karşılık gelen kayma için ampirik denklemler geliştirmiştir. Ultimate bağ dayanımı denklemi leave-one-out cross-validation analizinde R² = 0,8761 ile görece kararlı davranırken karakteristik kayma denkleminin R² değeri −0,5037 olmuştur. Bu nedenle kayma bağıntısı doğru tekil tahmin modeli değil, genel eğilimi yaklaşık açıklayan ilişki olarak değerlendirilmelidir.

Bağ–kayma davranışı OA, AB/AC ve BC olmak üzere karakteristik evrelere ayrılmış ve üç farklı eğri tipi için parçalı bir constitutive ilişki geliştirilmiştir. Bu ilişki ABAQUS/Standard 2024 içinde dağıtılmış nonlinear connector elemanlarına aktarılmıştır. Model, çalışmanın kendi deneyleriyle karşılaştırıldığında ortalama tepe yükünde %1,66 sapma göstermiştir; ancak bu karşılaştırma bağımsız doğrulama değildir, çünkü model parametreleri aynı deney verilerinden türetilmiştir.

Sonlu eleman modeli gerçek ısınma veya soğuma sürecini geçici termo-mekanik olarak simüle etmemiştir. Her sıcaklık, önceden o sıcaklığa koşullandırılmış bağımsız izotermal mekanik durum olarak modellenmiştir. Dolayısıyla çalışma aşırı sıcaklık koşullarındaki push-out davranışı için güçlü bir deneysel ve sayısal çerçeve sunarken gerçek yapılardaki sıcaklık gradyanları, termal çevrimler ve uzun dönem servis davranışı için ek doğrulama gerekmektedir.

Araştırma problemi neden önemli?

Beton dolgulu çelik boru sisteminde çelik ve beton yalnız yan yana duran iki malzeme değildir. Çelik boru çekirdek betonu çevresel olarak sınırlar; beton ise çelik borunun içe doğru yerel deformasyonunu sınırlandırabilir. Fakat bu kompozit etkinin oluşabilmesi için eksenel yükün bir malzemeden diğerine arayüz üzerinden aktarılması gerekir.

Bu aktarım kimyasal aderans, yüzey pürüzlülüğünden kaynaklanan mekanik kenetlenme ve bağ bozulduktan sonra devreye giren sürtünme gibi mekanizmalara bağlıdır. Arayüzde belirgin kayma oluşması, beton çekirdek ile çelik borunun artık tam uyumlu deformasyon göstermediği anlamına gelir.

Aşırı sıcaklık bu sistemi daha karmaşık hâle getirir. Çeliğin ve betonun ısıl genleşme/büzülme özellikleri aynı değildir. Beton gözeneklerindeki serbest su düşük sıcaklıkta donabilir; çelik ve betonun elastik modülleri ve dayanımları sıcaklıkla değişebilir. Bu nedenle oda sıcaklığında geliştirilmiş bir bağ–kayma modeli, −60 °C gibi koşullara doğrudan taşınamayabilir.

Literatürdeki boşluk

Daha önce sıradan dayanımlı CFST sistemlerinde oda sıcaklığı, yangın ve düşük sıcaklık altında arayüz bağına ilişkin çok sayıda deney ve model geliştirilmiştir. Ancak yüksek dayanımlı beton; daha düşük su/çimento oranı, farklı gözenek yapısı, daha yüksek basınç dayanımı ve daha yüksek gevreklik nedeniyle sıradan betondan farklı davranabilir.

Kaynak çalışma üç boşluğu hedeflemektedir: sıcaklığa bağlı CFST eğilimlerinin HSCFST için geçerli olup olmadığını test etmek; yalnız ultimate bağ dayanımını değil bütün bağ–kayma eğrisini modellemek; geliştirilen parçalı constitutive ilişkiyi doğrudan sonlu eleman modeline uygulamak.

Aşırı Sıcaklık HSCFST Arayüz Bağ Dayanımını Nasıl Etkiliyor?

İncelenen −60 °C ile 60 °C aralığında HSCFST arayüz bağ dayanımı sıcaklık yükseldikçe genel olarak azalmıştır; 3 mm et kalınlıklı temel grupta 20 °C'ye göre 60 °C'de %4,71 düşüş, −60 °C'de ise %82,31 artış ölçülmüştür, ancak düşük sıcaklık artışının bir bölümü için önerilen donma mekanizması doğrudan doğrulanmış değildir.

Sıcaklığa göre beton dayanımı

Aynı beton karışımından hazırlanan küp numunelerin sıcaklığa bağlı basınç dayanımları aşağıdaki gibi ölçülmüştür:

Düşük sıcaklıkta daha yüksek basınç dayanımı elde edilmekle birlikte −60 °C numunelerinin kırılma morfolojisi daha gevrek ve parçalıdır. Yani “daha yüksek dayanım” daha sünek davranış anlamına gelmemektedir.

Çelik özellikleri de sıcaklığa bağlı değişiyor

Çelik borular Q235 düşük karbonlu çelikten üretilmiştir. Kaynak, sıcaklık azaldıkça akma ve çekme dayanımlarının yükseldiğini, uzamanın ise genel olarak azaldığını göstermektedir.

Örneğin 3 mm çelik için akma dayanımı 60 °C'de 308,32 MPa, 20 °C'de 320,31 MPa ve −60 °C'de 396,43 MPa'dır. Aynı numune grubunda kopma uzaması 60 °C'de %29,27 iken −60 °C'de %19,81'e düşmüştür.

Bu nedenle düşük sıcaklık altında HSCFST arayüzündeki değişim yalnız beton suyunun donmasıyla açıklanamaz; hem çelik hem beton malzemesinin sıcaklığa bağlı mekanik özellikleri değişmektedir.

Temel grubun sıcaklık–bağ dayanımı ilişkisi

Tablo, bağ dayanımının sıcaklıkla oldukça düzenli değişmesine karşılık karakteristik kayma S_u'nun monoton bir sıcaklık ilişkisi göstermediğini açık biçimde ortaya koymaktadır. Bu durum daha sonra kayma regresyonunun düşük LOOCV performansıyla da uyumludur.

Düşük Sıcaklıktaki Bağ Artışının Nedeni Buzlanma mı?

Kaynak, beton gözeneklerindeki veya çelik–beton arayüzündeki suyun donmasının mekanik kenetlenme ve ek arayüz direncine katkı verebileceğini öne sürmektedir; ancak test sırasında buz oluşumu doğrudan görüntülenmediği ve başlangıç nem içeriği ölçülmediği için donma, bağ artışının doğrulanmış tek nedeni değildir.

Gözlenen kanıt

Push-out deneylerinden sonra düşük sıcaklık numuneleri kesildiğinde çelik boru ile beton arayüzünde nem görülmüştür. Araştırmacılar bu nemi test sırasında donmuş suyun deney sonrasında erimesiyle uyumlu bir gözlem olarak yorumlamaktadır.

Aynı zamanda düşük sıcaklık numunelerinin yüklenen uçlarında beton parçalanması daha belirgin olmuş ve daha büyük yükler taşınmıştır.

Eksik olan doğrudan kanıt

Çalışma sub-zero durumda arayüzü görüntülememiştir. Başlangıç su/nem miktarı da nicel olarak ölçülmemiştir. Dolayısıyla buzun konumu, miktarı ve bağ dayanımına ayrı katkısı hesaplanamamaktadır.

Bu nedenle Verianla anlatımında “buz ek bir direnç oluşturmuş olabilir” ifadesi uygundur; “bağ dayanımı buz nedeniyle %82,31 arttı” ifadesi ise kaynak tarafından desteklenmez.

Çap/Et Kalınlığı Oranı D/t Neden Bağ Dayanımını Azaltıyor?

D/t arttığında çelik boru aynı çapa göre daha ince hâle geldiği için radyal rijitlik ve çekirdek beton üzerindeki çevresel kısıtlama azalır; bunun sonucunda arayüzdeki normal temas kuvveti, mekanik kenetlenme ve sürtünmeden sağlanan bağ direnci zayıflar.

D/t değerleri

Dış çap bütün deney numunelerinde 140 mm'dir. Buna göre:

60 °C'de bağ dayanımı D/t = 35 için 0,845 MPa, D/t = 46,67 için 0,587 MPa ve D/t = 70 için 0,564 MPa'dır.

−60 °C'de karşılık gelen değerler 1,446, 1,123 ve 1,008 MPa'dır.

Bu eğilim incelenen sıcaklıkların tamamında genel olarak görülmüştür.

D/t için ikinci derece ifadeler neden “fizik kanunu” değildir?

Kaynak her sıcaklık için üç D/t noktasına ikinci derece eğri uydurmuştur. Ancak araştırmacılar yalnız üç D/t seviyesi bulunduğu için bu denklemleri özellikle interpolasyon ilişkileri olarak tanımlar ve doğrulanmış genel fonksiyonel yasa olmadıklarını belirtir.

Bu nedenle denklemler test edilen 35–70 aralığının çok dışına güvenli biçimde ekstrapole edilemez.

Ortalama bağ gerilmesinin hesabı

Deneyde arayüz boyunca yerel bağ gerilmesinin tamamı doğrudan ölçülemediği için eşdeğer ortalama ultimate bağ gerilmesi kullanılmıştır:

\[ \tau_u=\frac{P_u}{\pi D_0 l} \tag{1} \]

Burada \(\tau_u\) çelik–beton arayüzündeki eşdeğer ortalama ultimate bağ dayanımıdır ve MPa cinsindendir. \(P_u\), karakteristik bağ hasarı yüküdür; \(D_0\) çelik borunun iç çapı, \(l\) ise çelik–beton bağ uzunluğudur.

Denklemin paydasındaki \(\pi D_0l\), silindirik arayüzün nominal bağ alanını temsil eder. Dolayısıyla aynı yük için daha büyük arayüz alanı daha düşük ortalama gerilmeye karşılık gelir.

Bu büyüklük yerel arayüz gerilmesinin her noktada gerçekten eşit olduğunu söylemez; deneydeki global bağ direncini karşılaştırabilmek için kullanılan eşdeğer ortalamadır.

Push-out eğrilerinin üç davranış tipi

Kaynak bağ gerilmesi–kayma eğrilerini üç tipe ayırmaktadır. Type I belirgin tepe göstermeyen ve ilk karakteristik dönüm noktasından sonra daha yatay seyreden eğridir. Type II belirgin bir tepe ve ardından azalan direnç gösterir. Type III ise yine belirgin tepe içerir fakat sonraki sürtünme evrimi farklı biçimde gelişir.

Bu eğriler farklı görünse de araştırmacılar bağ aktarımını ortak fiziksel evrelerle açıklamaktadır.

OA evresi: aderans ve başlangıç kenetlenmesi

İlk yükleme sırasında çelik ve beton arasındaki göreli kayma çok küçüktür. Kimyasal aderans temel direnç kaynaklarından biridir; düşük sıcaklıkta donmuş arayüz suyunun ek katkısı olabilir.

Yük arttıkça kimyasal aderans uç bölgelerden bozulmaya başlar ve mekanik kenetlenmenin göreli önemi artar.

AB / AC evresi: yaygın kayma

Kayma arayüz boyunca yayıldıkça kimyasal aderansın katkısı azalır. Mekanik kenetlenme ve statik sürtünme yük aktarımında daha önemli hâle gelir.

Eğri tipine bağlı olarak bu evrede ikinci bir tepe, plato veya azalan dal oluşabilir.

BC evresi: artık sürtünme

Kimyasal aderans ve mekanik kenetlenme büyük ölçüde kaybolduktan sonra hareketli sürtünme arayüz direncinin ana bileşeni hâline gelir. Kayma artmaya devam ederken eğrinin eğimi küçülür.

Normalize edilmiş yükselen dal

Parçalı modelin yükselen dalı kaynakta şu boyutsuz biçimde verilmektedir:

\[ \frac{\tau}{\tau_u} = \left(\frac{S}{S_u}\right)^\beta \tag{22} \]

Burada \(S/S_u\) normalize kayma, \(\tau/\tau_u\) normalize bağ gerilmesi ve \(\beta\) yükselen dalın biçimini kontrol eden boyutsuz parametredir.

15 numunede \(\beta\) 0,890 ile 1,528 arasında değişmiş, aritmetik ortalama 1,172 bulunmuştur. Kaynak D/t veya sıcaklıkla sistematik bir \(\beta\) ilişkisi belirleyemediği için basitleştirilmiş modelde \(\beta=1,172\) kullanmıştır.

\(S/S_u=0,50\) olduğunda \(\beta=0,890\), 1,172 ve 1,528 için normalize bağ gerilmeleri sırasıyla 0,540, 0,444 ve 0,347'dir. \(S/S_u=0,90\) olduğunda değerler 0,910, 0,884 ve 0,851'e yaklaşmaktadır. Bütün eğriler \(S/S_u=1\) noktasında \(\tau/\tau_u=1\)'de birleşir.

Dolayısıyla \(\beta\), tepe dayanımını veya tepe kaymasını değiştirmemekte; daha çok tepe öncesi rijitlik ve eğri biçimini kontrol etmektedir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Numune geometrisi

Kayma ölçüm yuvaları

Çelik borularda üç farklı yükseklikte 10 × 40 mm boyutlarında boyuna yuvalar açılmış ve 200 × 8 × 2 mm çelik şeritler geçirilmiştir. Bu sistem, arayüzün farklı konumlarındaki göreli kaymaların deplasman ölçerlerle izlenmesini sağlamıştır.

Yuvaların toplam arayüz alanına oranı yaklaşık %0,67–0,69'dur. Test sırasında çevrelerinde belirgin yerel burkulma görülmemiştir; fakat yuvalar çevresel rijitliği yerel olarak azaltabilir ve çelik şeritler betonla ek mekanik etkileşim oluşturabilir.

Kaynakta yuvasız kontrol numunesi bulunmadığından bu etkinin büyüklüğü ayrıştırılamamıştır.

Kür ve sıcaklık koşullandırması

Bütün push-out numuneleri ve referans beton küpler aynı beton harmanından dökülmüş, 20 ± 2 °C sıcaklık ve en az %95 bağıl nem altında 28 gün standart kürlenmiştir.

Düşük sıcaklık deneylerinden önce numuneler 48 saat ultra-düşük sıcaklık kabininde tutulmuş; deney sırasında sıvı azot kullanılarak çevresel sıcaklık korunmuştur.

60 °C koşulunda elektrikli ısıtma bantları kullanılmıştır. Çekirdek beton içine gömülü PT100 sensörleri iç sıcaklığı sürekli izlemiştir. Hedef sıcaklık deney boyunca ±2 °C sınırında tutulmuştur.

Yükleme protokolü

Push-out testleri 500 kN kapasiteli bilgisayar kontrollü universal test cihazında yapılmıştır.

İlk aşamada yük kontrolü kullanılmış; her yük adımı tahmini ultimate yükün %5'i olarak belirlenmiş ve 1–2 dakika tutulmuştur. Nonlinear kayma başlayınca veya ultimate yükün yaklaşık %70'ine ulaşıldığında deplasman kontrollü yüklemeye geçilmiştir.

Maksimum göreli kayma 30 mm'ye kadar izlenmiştir.

15 numunenin ana push-out sonuçları

Sıcaklığa bağlı doğrusal deneysel ilişkiler

Her et kalınlığı için kaynak, deney aralığında sıcaklık ile ultimate bağ dayanımı arasında aşağıdaki regresyonları vermiştir:

\[ \tau_u=-0.0039T+0.7196 \qquad (t=2\text{ mm}) \tag{2} \]

\[ \tau_u=-0.0045T+0.7738 \qquad (t=3\text{ mm}) \tag{3} \]

\[ \tau_u=-0.0048T+1.0796 \qquad (t=4\text{ mm}) \tag{4} \]

Bu ifadelerde \(T\) °C, \(\tau_u\) MPa'dır. Negatif sıcaklık katsayıları, ilgili deney gruplarında sıcaklık yükseldikçe bağ dayanımının azalmasıyla uyumludur.

Ultimate Bağ Dayanımı ve Karakteristik Kayma Denklemleri Ne Kadar Güvenilir?

Ultimate bağ dayanımı için geliştirilen Equation (10) leave-one-out cross-validation analizinde R² = 0,8761 ile görece kararlı sonuç vermiştir; buna karşılık karakteristik kayma Equation (11) için R² = −0,5037 olduğundan bu ikinci denklem hassas tahmin modeli değil, yalnız genel eğilimi tarif eden yaklaşık ampirik ilişki olarak kullanılmalıdır.

Çok değişkenli ultimate bağ dayanımı denklemi

Kaynak Equation (10):

\[ \tau_u= k\frac{1}{\gamma} \left[ 0.003T +0.022f_{cu} +0.0007\left(\frac{D}{t}\right)^2 -0.082\left(\frac{D}{t}\right) +1.152 \right] \tag{10} \]

Burada \(\tau_u\) ultimate arayüz bağ dayanımıdır (MPa); \(T\) ortam sıcaklığıdır (°C); \(f_{cu}\) yüksek dayanımlı betonun küp basınç dayanımıdır (MPa); \(D/t\) boyutsuz çap/et kalınlığı oranıdır.

\(\gamma=1.055\) düzeltme katsayısıdır. \(k\), çelik boru iç yüzey durumunu temsil eder: kaynak alınan önceki çalışmaya göre paslı yüzey için 1,3; elle temizlenmiş pürüzlü yüzey için 1,0; mekanik olarak temizlenmiş daha düzgün yüzey için 0,7'dir. Bu çalışmada \(k=1,0\) kullanılmıştır.

Bu bir ampirik regresyon denklemidir; katsayıları evrensel boyutsal fizik sabitleri değildir ve kaynak çalışma koşulları dışında doğrudan genellenmemelidir.

Karakteristik kayma denklemi

Kaynak Equation (11):

\[ S_u= k\frac{1}{\lambda} \left[ -0.079T -0.237f_{cu} -0.015\left(\frac{D}{t}\right) +25.525 \right] \tag{11} \]

Burada \(S_u\) ultimate bağ dayanımına karşılık gelen karakteristik kaymadır (mm) ve \(\lambda=0.997\)'dir.

Kaynakta deneysel değerlerle birlikte iki denklem için genel uyum R² = 0,948 olarak raporlanmış; bağ dayanımı ve kayma denklemlerinin ortalama hata değerleri sırasıyla yaklaşık %7,33 ve %10,33 verilmiştir. Ancak bu kalibrasyon uyumu tek başına modelin görülmemiş veri üzerindeki performansını göstermez.

LOOCV neden daha önemli bir uyarı sağlıyor?

Leave-one-out cross-validation işleminde her seferinde 15 numuneden biri dışarıda bırakılmış, denklem kalan 14 numuneyle yeniden kurulmuş ve dışarıdaki numune tahmin edilmiştir.

Ultimate bağ dayanımının sıcaklık, beton dayanımı ve D/t ile daha düzenli ilişkisi Equation (10)'un daha iyi genelleşmesine yardım etmektedir.

S_u ise yerel arayüz koşulları, çatlak gelişimi, üretim toleransları ve hasar evriminden daha güçlü etkilenmektedir. Negatif LOOCV R², Equation (11)'in dışarıda bırakılmış numuneler için basit ortalama tahmininden bile daha kötü performans gösterebildiği anlamına gelir.

Çalışmanın üç evreli constitutive modeli

Deneysel eğriler OA, AB/AC ve BC evrelerine ayrılmıştır. Kaynak Equation (15) bu evreleri Type I, II ve III davranışları için farklı matematiksel dallarla birleştirmektedir.

OA yükselen dalı Equation (22)'deki kuvvet yasasıyla temsil edilir. Daha sonraki dallarda doğrusal/rasyonel ilişkiler kullanılarak tepe, azalan dal ve artık sürtünme bölgeleri birleştirilmiştir.

Kaynakta \(a\), \(b\), \(c\), \(d\), \(c'\) ve \(d'\) katsayıları deneysel karakteristik noktalardan regresyonla elde edilmiştir. Modelin amacı tek bir ideal eğriyi bütün numunelere zorlamak değil, deneylerde gözlenen üç ana eğri biçimini aynı parçalı yapı içinde temsil etmektir.

Sonlu eleman ağı

ABAQUS/Standard 2024 modelinde çelik boru S4R dört düğümlü reduced-integration shell elemanlarla; beton çekirdek C3D8R sekiz düğümlü reduced-integration solid elemanlarla modellenmiştir.

%5 kabul ölçütü kullanıldığı için 10 × 10 × 10 mm ağ hesap maliyeti ile doğruluk arasında seçilmiştir.

Beton damaged plasticity parametreleri

Beton için ABAQUS concrete plastic damage modeli kullanılmıştır. Kaynakta dilatasyon açısı 35°, eksantriklik 0,1, iki eksenli/tek eksenli basınç dayanımı oranı \(f_{b0}/f_{c0}=1.1667\) ve viskozite parametresi 0,005 olarak verilmiştir.

Sıcaklığa bağlı malzeme katsayıları

Çeliğin akma dayanımı için sıcaklık indirgeme/artırma katsayısı:

\[ k_y(T)= 1-0.001504(T-20) +1.832\times10^{-5}(T-20)^2 \tag{30} \]

Beton eksenel basınç dayanımı için:

\[ k_c(T)= 1-0.00479(T-20) +7.42\times10^{-6}(T-20)^2 \tag{31} \]

Daha sonra:

\[ f_{yT}=f_{y20}k_y(T) \tag{32} \]

\[ f_{cT}=f_{c20}k_c(T) \tag{33} \]

Bu bağıntılar yalnız çalışmada kullanılan sıcaklık ve malzeme verilerinden türetilen modellerdir.

Çelik–beton arayüzünün FEA'da modellenmesi

Arayüzde doğrudan nonlinear connector elemanları kurulmuş ve Python 3.10 betiğiyle referans model için toplam 1806 connector otomatik oluşturulmuştur.

Connector elemanları bağlı bölge boyunca eş ve simetrik biçimde dağıtılmıştır. Her connector için kuvvet–yer değiştirme eğrisi, toplam bağ kuvvetinin connector sayısına bölünmesiyle türetilmiştir.

Normal yönde kayma teğetsel kaymaya göre çok daha küçük olduğundan normal temas için hard contact kullanılmıştır.

Yükleme ucunda U3 = 30 mm yer değiştirme uygulanmış; U1, U2 ve bütün dönmeler sıfırlanmıştır. Taban referans noktası tamamen sabitlenmiştir.

Sonlu Eleman Modeli Gerçek Isınma ve Soğuma Sürecini Simüle Ediyor mu?

Hayır. ABAQUS modeli geçici sıcaklık alanını veya çelik ile betonun ısınma/soğuma sırasında oluşturduğu termal gerilmeleri çözmemekte; her hedef sıcaklığı ayrı bir izotermal mekanik durum olarak ele alıp o sıcaklıkta ölçülen malzeme ve arayüz özellikleriyle push-out yüklemesini simüle etmektedir.

Bu sınır neden önemli?

Gerçek bir köprü veya kolon gündüz–gece, mevsim veya ani soğuma sırasında kesit boyunca sıcaklık gradyanı geliştirebilir. Çeliğin yüksek ısıl iletkenliği nedeniyle dış boru ile beton çekirdeğin aynı anda aynı sıcaklığa ulaşması beklenmez.

Kaynak deneyinde ise numuneler hedef sıcaklığa koşullandırılıp iç sıcaklık stabil hâle getirildikten sonra test edilmiştir. Sonlu eleman modeli de tam olarak bu deneysel durumu taklit etmektedir.

Dolayısıyla bu model termal çevrim yorgunluğu, hızlı soğuma, gün içi sıcaklık gradyanı veya transient thermo-mechanical hasar modeli değildir.

Kalibrasyon ile bağımsız doğrulama arasındaki fark

Kendi 15 numunesiyle yapılan FEA karşılaştırması yüksek uyum göstermektedir; fakat bağ–kayma parametreleri aynı veri setinden geliştirildiği için bu işlem bağımsız validasyon değil, modelin kendi kalibrasyon verisini tutarlı biçimde yeniden üretip üretmediğinin kontrolüdür.

Daha bağımsız bir sınama için Yan ve arkadaşlarının daha önce yayımlanmış numuneleri kullanılmıştır.

Ancak C4 numunesinin −80 °C koşulu ve C45 beton gibi bazı özellikler modelin −60 ile 60 °C ve yaklaşık 69,5–108,6 MPa küp dayanımı kalibrasyon uzayının dışındadır. Bu nedenle kaynak bu karşılaştırmayı “external extrapolative assessment” olarak tanımlar.

FEA gerilme konturlarının anlamı

Figure 28–30'da gösterilen von Mises alanları çelik boru ile beton çekirdeğin mekanik gerilme dağılımını gösterir. Çelikte boyuna gerilme yükleme ucundan serbest uca doğru artarken, beton çekirdekte yükleme ucundan serbest uca doğru azalır.

Serbest uçtaki boş çelik boru bölümünde yerel gerilme yoğunlaşması; betonun yüklenen ucunda ise başka bir gerilme yoğunlaşması ortaya çıkmıştır.

Bu konturlar doğrudan connector bond stress haritası değildir. Kaynak, bunların gerçek arayüz boyunca nonuniform yerel bağ gerilmesinin nicel validasyonu olarak kullanılmaması gerektiğini özellikle belirtmektedir.

Kaynak şekillerinin bilimsel rolü

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

−60 ile 60 °C arasındaki incelenen koşullarda HSCFST arayüz bağ dayanımı genel olarak sıcaklık arttıkça azalmaktadır.

3 mm et kalınlıklı grupta −60 °C'deki bağ dayanımı 20 °C'ye göre %82,31 daha yüksektir.

D/t oranı arttıkça incelenen deney aralığında bağ dayanımı genel olarak azalmaktadır.

Bağ–kayma davranışı kimyasal aderans, mekanik kenetlenme ve sürtünme evreleriyle açıklanabilen çok aşamalı davranış göstermektedir.

Ultimate bağ dayanımı için geliştirilen ampirik denklem LOOCV'de görece kararlı sonuç vermektedir.

Parçalı bağ–kayma bağıntısı deneysel eğrilerin ana biçimini temsil edebilmektedir.

Dağıtılmış nonlinear connector yaklaşımı global push-out yük–kayma davranışını çalışmanın test koşullarında yakın biçimde yeniden üretmiştir.

Çalışmanın desteklemediği sonuçlar

Bağ dayanımı artışının tamamının buz oluşumundan kaynaklandığı kanıtlanmamıştır.

−60 °C'deki bulgular bütün HSCFST geometrilerine veya beton sınıflarına otomatik olarak genellenemez.

Equation (11) karakteristik kaymayı yüksek doğrulukla tahmin eden genellenebilir model değildir.

FEA'nın kendi 15 numunesiyle uyumu bağımsız validasyon değildir.

Model geçici ısıl yükleme ve termal gerilmeleri çözmemektedir.

Figure 28–30 gerçek yerel arayüz bağ gerilmesi haritası değildir.

Model üretimden kaynaklanan başlangıç geometrik kusurları içermemektedir.

Çalışma sıcaklık çevrimi, uzun süreli donma–çözülme veya gerçek saha servis ömrü performansını araştırmamıştır.

Temel sınırlılıklar

Tek tekrar: Her sıcaklık–et kalınlığı kombinasyonunda yalnız bir push-out numunesi vardır.

Sıcaklık–beton dayanımı karışması: Beton dayanımı sıcaklıkla birlikte değiştiği için bu iki etkinin deneysel tasarımda bütünüyle ayrılması mümkün değildir.

Nem ölçümü yok: Termal koşullandırma öncesi betonun nem içeriği doğrudan belirlenmemiştir.

Buzun doğrudan gözlenmemesi: Donmuş arayüz suyunun ek direnç oluşturduğu mekanizma post-test gözlemlerine dayalıdır.

Ölçüm yuvaları: Kayma ölçümü için açılan yuvaların etkisini belirleyecek yuvasız kontrol numunesi yoktur.

Uniform sıcaklık: Testler yaklaşık sabit ve uniform hedef sıcaklıklardadır; gerçek yapıdaki termal gradyan ve çevrimler incelenmemiştir.

Homojen arayüz modeli: Connector elemanlarına aynı nominal yerel ilişki atanmış; arayüz boyunca gerçek mekânsal değişkenlik modellenmemiştir.

Geometrik kusurlar: Çelik boruda üretim kusuru veya başlangıç imperfection tanımlanmamıştır.

Hasar değişkenleri: PEEQ, DAMAGEC, DAMAGET ve SDEG üzerinden ayrıntılı lokal hasar analizi yapılmamıştır.

Sınırlı dış değerlendirme: Yan ve arkadaşlarının veri seti yararlı olmakla birlikte bazı numuneler kalibrasyon uzayının dışındadır ve geniş bir bağımsız validasyon veritabanı oluşturmaz.

Gelecek araştırma yönleri

Kaynak, aynı sıcaklık koşullarında tekrarlı numuneler ve farklı beton dayanım sınıfları kullanılarak sıcaklık ile beton dayanımının daha iyi ayrıştırılmasını önermektedir.

Sıcaklık gradyanları, termal çevrimler, gerçek zamanlı arayüz donma ölçümü ve başlangıç nem içeriği gelecekte doğrudan ölçülmelidir.

Sonlu eleman modelinde ölçülmüş geometrik kusurlar, konuma bağlı bağ–kayma ilişkileri ve kalibre edilmiş çekme/basınç hasar evrimi değişkenlerinin kullanılması önerilmektedir.

Daha geniş sıcaklık, geometri ve malzeme aralığını kapsayan bağımsız deney veri tabanlarıyla modelin gerçek genellenebilirliği sınanmalıdır.

Kaynak ve Yöntem Notu

Özgün çalışma: Bond Transfer Mechanisms and Slip Evolution in High-Strength Concrete-Filled Steel Tubes Under Extreme Temperatures Through Push-Out Tests and Finite Element Simulations

Yazarlar: Mingyong Zhong; Yingjun Yang; Wenfeng Zhou; Xingtao Liu; Xijuan Yang; Li Wang.

Sorumlu yazar: Yingjun Yang.

Kurumlar: School of Civil Engineering, Lanzhou Jiaotong University; Gansu Road & Bridge Construction Group Co., Ltd.; Gansu Wantai Construction Engineering Co., Ltd., Çin.

Dergi: Buildings.

Yayınevi/platform: MDPI.

Bibliyografik kayıt: Buildings, 2026, 16(17), Article 3557.

DOI: 10.3390/buildings16173557.

Yayın süreci: Alınış 26 Temmuz 2026; revizyon 27 Ağustos 2026; kabul 27 Ağustos 2026; yayın 7 Eylül 2026.

Kaynak türü: Hakemli ve yayımlanmış deneysel yapı mühendisliği + sonlu eleman analizi araştırması.

Lisans: Creative Commons Attribution (CC BY).

Deney numunesi: 15 dairesel HSCFST kısa kolon.

Hedef sıcaklıklar: 60, 20, 0, −20 ve −60 °C.

Çelik et kalınlıkları: 2, 3 ve 4 mm.

Dış çap: 140 mm.

Bağ uzunluğu: 420 mm.

Test cihazı: 500 kN bilgisayar kontrollü elektronik universal test cihazı.

Düşük sıcaklık koşullandırması: Ultra-düşük sıcaklık kabininde 48 saat ve deney sırasında sıvı azotla sıcaklık kontrolü.

Sıcaklık ölçümü: Beton çekirdeğe gömülü PT100 sensörleri; deney sırasında hedef değerin ±2 °C içinde tutulması.

Ana deneysel metrik: Eşdeğer ortalama ultimate arayüz bağ dayanımı \(\tau_u=P_u/(\pi D_0l)\).

Regresyon değişkenleri: Ortam sıcaklığı T, beton küp basınç dayanımı f_cu, çap/et kalınlığı oranı D/t ve çelik iç yüzey koşulu katsayısı k.

Cross-validation: Leave-one-out cross-validation; Equation (10) için R² = 0,8761, Equation (11) için R² = −0,5037.

Parçalı model: Type I, Type II ve Type III bağ gerilmesi–kayma eğrileri; OA, AB/AC ve BC karakteristik evreleri.

Temsilî β: 1,172; deneylerde 0,890–1,528 aralığı.

FE yazılımı: ABAQUS/Standard 2024.

Çelik eleman: S4R shell.

Beton eleman: C3D8R solid.

Mesh: 10 × 10 × 10 mm; 5 mm referans mesh'e göre P_u sapması %1,39, S_u sapması %0.

Beton modeli: Concrete plastic damage; dilatasyon açısı 35°, eccentricity 0,1, f_b0/f_c0 = 1,1667, viscosity = 0,005.

Arayüz: Referans modelde Python 3.10 ile üretilmiş 1806 distributed nonlinear connector.

Yükleme sınır koşulu: U3 = 30 mm deplasman; taban referans noktası tamamen sabit.

Termal model sınırı: Geçici ısınma/soğuma ve diferansiyel termal gerilmeler açıkça simüle edilmemiştir; her sıcaklık ayrı izotermal mekanik koşuldur.

FE kendi-deney karşılaştırması: Kalibrasyon-temelli tutarlılık değerlendirmesi; bağımsız validasyon değildir.

Dış değerlendirme: Yan ve arkadaşlarının bağımsız deney verileriyle external extrapolative assessment; bazı koşullar model kalibrasyon aralığının dışındadır.

Ana FEA sonucu: Kaynak sonuç bölümüne göre ortalama peak-load sapması %1,66; diğer karakteristik yük sapmaları %5'in altındadır.

Finansman: Gansu Provincial Natural Science Foundation, Grant 25JRRA207.

Veri erişilebilirliği: Çalışmada sunulan veriler makale içinde mevcuttur.

Etik kurul: Uygulanabilir değildir.

Bilgilendirilmiş onam: Uygulanabilir değildir.

Çıkar çatışması/kurumsal istihdam: Yingjun Yang, Gansu Road & Bridge Construction Group Co., Ltd.; Wenfeng Zhou ve Xingtao Liu, Gansu Wantai Construction Engineering Co., Ltd. çalışanıdır. Diğer yazarlar potansiyel ticari veya mali çıkar ilişkisi bildirmemiştir. Kaynağa göre fon sağlayıcı araştırma tasarımı, veri toplama/analiz, yazım veya yayın kararında rol almamıştır.

Yazar katkıları: Kavramsallaştırma Mingyong Zhong ve Yingjun Yang; yöntem Mingyong Zhong, Yingjun Yang ve Wenfeng Zhou; yazılım Yingjun Yang; doğrulama Mingyong Zhong, Yingjun Yang ve Wenfeng Zhou; formal analiz Mingyong Zhong ve Yingjun Yang; araştırma Yingjun Yang ve Xijuan Yang; kaynaklar Xijuan Yang; veri kürasyonu Yingjun Yang, Xingtao Liu ve Li Wang; ilk taslak Mingyong Zhong ve Yingjun Yang; gözden geçirme Mingyong Zhong, Wenfeng Zhou, Xingtao Liu, Xijuan Yang ve Li Wang; görselleştirme Yingjun Yang ve Li Wang; gözetim Mingyong Zhong; proje yönetimi Yingjun Yang.

Temel yorum sınırı: Düşük sıcaklıktaki donma-kaynaklı ek arayüz direnci doğrudan ölçülmemiştir. Kayma regresyonu güçlü cross-validation performansı göstermemektedir. Sonlu eleman modeli transient thermo-mechanical süreç yerine sıcaklığa koşullandırılmış mekanik davranışı modellemektedir ve esas olarak global bond-transfer davranışı için uygundur.

Telif ve yeniden kullanım notu: Kaynak çalışma CC BY lisanslıdır. Bu Verianla içeriği makalenin mekanik Türkçe çevirisi değildir; özgün deney verileri, formüller, model koşulları, şekillerin bilimsel rolleri, sonuçlar ve sınırlılıklar korunarak bağımsız bir öğretim yapısı oluşturulmuştur. Deney fotoğrafları veya FEA rasterları sahte bilimsel ölçüm görüntüsü olarak üretken yapay zekâ ile yeniden oluşturulmamalı; sayısal grafikler ve teknik mekanizma şemaları kaynak verisinden özgün biçimde yeniden çizilebilir.