Sway ve non-sway çerçeve arasındaki temel fark nedir?

Sway çerçevelerde yanal rijitlik yalnızca rijit moment bağlantılarından sağlanır ve kolon tepe uçları serbestçe öteler; bu nedenle P-Δ etkileri ihmal edilemez. Non-sway çerçevelerde ise çapraz, perde veya kayma duvarı yanal rijitliği karşılar ve birinci mertebe analiz yeterlidir.

αcr değeri nasıl hesaplanır ve eşik değerleri nelerdir?

TS EN 1993-1-1 Madde 5.2.1'deki yaklaşık ifade αcr = (H_Ed / V_Ed) × (h / δ_H,Ed), çatı eğimi küçük ve kiriş/mertek basınç kuvveti önemsiz olan çerçevelerde kullanılır ve her kat için ayrı hesaplanır. Elastik analizde αcr ≥ 10, plastik analizde αcr ≥ 15 ise ikinci mertebe etkiler ihmal edilebilir; elastik analizde αcr ≥ 3 ise yatay etkiler 1/(1 − 1/αcr) katsayısıyla büyütülebilir, αcr < 3 ise ikinci mertebe analiz yapılmalıdır.

ÇYY 2016 B1–B2 yönteminin geçerlilik sınırı nedir?

ÇYY 2016 Madde 6.5.1'e göre B1–B2 katsayılı yaklaşık ikinci mertebe analizi, düşey yüklerin düşey çerçeveler, kolonlar ve perdeler tarafından taşındığı yapı sistemlerine uygulanır; bu bölümde ayrıca bir B2 üst sınırı yoktur. B2 ≤ 1,5 koşulu burkulma boyu yönteminin uygulama sınırıdır (Madde 6.4.1(b)). Koşul sağlanmazsa stabilite tasarımı genel analiz yöntemiyle yapılır; bu yöntem sınırlama olmaksızın tüm çelik yapı sistemlerine uygulanabilir (Madde 6.3.1).

TBDY 2018 θII gösterge değeri neden önemlidir?

TBDY 2018 Madde 4.9.2.3'e göre, tüm katlar için hesaplanan θII,i değerlerinin en büyüğü Denk.(4.36) koşulunu sağlamazsa, gözönüne alınan deprem doğrultusundaki tüm iç kuvvetler βII = 0,88 + (Ch·R/D)·θII,max ≥ 1 katsayısıyla çarpılarak artırılır; diğer seçenek taşıyıcı sistemin rijitlik ve/veya dayanımını artırıp deprem hesabını yenilemektir.

Sway çerçevede K burkulma boy katsayısı nasıl belirlenir?

K katsayısı, kolon üst ve alt uçlarındaki G oranları (ÇYY 2016 Denk. 6.4) kullanılarak, yanal ötelenmesi önlenmemiş çerçevelerde Denk. (6.6) ya da Şekil 6.2 nomogramıyla belirlenir. Kolonun temele bağlantısı rijitse, temel dönmesinin sıfır olduğu kanıtlanmadıkça G = 1 alınabilir; temele rijit bağlanmayan kolonlarda, gerçek bir mafsal yoksa G = 10 alınabilir.

Çelik Çerçeve Stabilite Analizi — Sway/Non-Sway

Q: ÇYY 2016 B1–B2 yönteminin geçerlilik sınırı nedir?

ÇYY 2016 Madde 6.5.1'e göre B1–B2 katsayılı yaklaşık ikinci mertebe analizi, düşey yüklerin düşey çerçeveler, kolonlar ve perdeler tarafından taşındığı yapı sistemlerine uygulanır; bu bölümde ayrıca bir B2 üst sınırı yoktur. B2 ≤ 1,5 koşulu burkulma boyu yönteminin uygulama sınırıdır (Madde 6.4.1(b)). Koşul sağlanmazsa stabilite tasarımı genel analiz yöntemiyle yapılır; bu yöntem sınırlama olmaksızın tüm çelik yapı sistemlerine uygulanabilir (Madde 6.3.1).

Q: TBDY 2018 θII gösterge değeri neden önemlidir?

TBDY 2018 Madde 4.9.2.3'e göre, tüm katlar için hesaplanan θII,i değerlerinin en büyüğü Denk.(4.36) koşulunu sağlamazsa, gözönüne alınan deprem doğrultusundaki tüm iç kuvvetler βII = 0,88 + (Ch·R/D)·θII,max ≥ 1 katsayısıyla çarpılarak artırılır; diğer seçenek taşıyıcı sistemin rijitlik ve/veya dayanımını artırıp deprem hesabını yenilemektir.

Q: Sway çerçevede K burkulma boy katsayısı nasıl belirlenir?

K katsayısı, kolon üst ve alt uçlarındaki G oranları (ÇYY 2016 Denk. 6.4) kullanılarak, yanal ötelenmesi önlenmemiş çerçevelerde Denk. (6.6) ya da Şekil 6.2 nomogramıyla belirlenir. Kolonun temele bağlantısı rijitse, temel dönmesinin sıfır olduğu kanıtlanmadıkça G = 1 alınabilir; temele rijit bağlanmayan kolonlarda, gerçek bir mafsal yoksa G = 10 alınabilir.

Birincil Mevzuat: TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2 + ÇYY 2016 — Çelik Yapıların Tasarım, Hesap ve Yapım Esaslarına Dair Yönetmelik, Bölüm 6 (RG: 04.02.2016 — Sayı: 29614) İkincil Mevzuat: TBDY 2018 Madde 4.9 | AISC 360-16 Bölüm C | TS EN 10025-2:2006 | TS EN 1090-2:2018

Özet

Çelik çerçevelerin taşıyıcı sistem güvenliğini belirleyen en kritik kavramlardan biri, yanal deplasmanın serbest olup olmadığına bağlı sway/non-sway sınıflandırmasıdır. Bu sınıflandırma; ikinci mertebe etkilerin hesaba alınma zorunluluğunu, etkin (burkulma) boy katsayısı $K$ 'yı ve dolayısıyla tüm eleman tasarımını doğrudan etkiler. TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1, elastik kritik yük çarpanı $α_{cr}$ ile somut eşik değerleri tanımlar; ÇYY 2016 Bölüm 6 ise ikinci mertebe etkileri genel analiz yöntemi, burkulma boyu yöntemi ve B1–B2 katsayılı yaklaşık ikinci mertebe analiziyle ele alır. TBDY 2018 Madde 4.9.2 ise deprem etkisi altında ikinci mertebe gösterge değeri $θ_{I I}$ ile ek kontrol koşulları getirir.

1. Tanım ve Temel İlke

1.1 Sway / Non-Sway Sınıflandırması

Çelik çerçeveler, yanal rijitlik kaynağına ve deplasman davranışına göre iki kategoriye ayrılır:

Non-Sway (yanal hareketi engellenmiş) çerçeve: Yanal rijitliği çapraz, betonarme perde veya kayma duvarı gibi elemanlardan sağlanan sistemdir. Yanal ötelenme ihmal edilebilir düzeyde kalır; birinci mertebe analiz sonuçları yeterlidir.
Sway (yanal deplasmanı serbest) çerçeve: Yanal rijitliği yalnızca rijit (moment aktaran) bağlantılardan sağlanan sistemdir. Kolon tepe uçları serbestçe ötelebileceğinden ikinci mertebe etkiler ihmal edilemez.

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 1: Sway / Non-Sway Sınıflandırması
Özellik	Non-Sway	Sway
Yanal rijitlik kaynağı	Çapraz, perde, kayma duvarı	Moment bağlantıları
$α_{cr}$ değeri (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1)	$\geq 10$	$3 \leq α_{cr} < 10$
İkinci mertebe etkiler (elastik analiz)	$α_{cr} \geq 10$ ise ihmal edilebilir; birinci mertebe analiz yeterli	Hesaba katılır: $α_{cr} \geq 3$ ise büyütme katsayısı, $α_{cr} < 3$ ise ikinci mertebe analiz
Burkulma boyu katsayısı $K$	$K \leq 1, 0$	$K \geq 1, 0$
TBDY 2018 Tablo 4.1 örnek sistem ve R	C12 (dışmerkez / burkulması önlenmiş çaprazlı): R=8; C13 (merkezi çaprazlı): R=5	C11 (moment aktaran çerçeve): R=8

Saha Notu: Tek katlı endüstriyel portal çerçeveler ve büyük açıklıklı depo yapıları, yanal yükler yalnız çerçevenin moment aktaran birleşimleriyle karşılanıyorsa çoğu zaman ötelenmeye duyarlıdır. Deprem hesabında TBDY 2018 Madde 4.9.2'deki θII kontrolü her katta yapılır; ÇYY 2016'ya göre ikinci mertebe etkiler genel analiz yöntemiyle ya da koşulları sağlanıyorsa burkulma boyu yöntemi veya B1–B2 katsayılı yaklaşık yöntemle hesaba katılır.

Dikkat: TBDY 2018 Madde 4.9.2.3'e göre $θ_{I I, m a x}$ sınırı aşılırsa, ilgili deprem doğrultusundaki tüm iç kuvvetler $β_{I I}$ ile artırılır ya da taşıyıcı sistemin rijitlik ve/veya dayanımı artırılarak deprem hesabı yenilenir. Bu kontrollerin proje hesap raporunda gösterilmesi, denetimde izlenebilirlik için yararlıdır.

1.2 İkinci Mertebe Etkiler

İkinci mertebe (second-order) etkiler, yapı şekil değiştirmesinin iç kuvvetleri artırmasını tanımlar ve iki bileşene ayrılır:

P- $Δ$ etkisi (global): Sistemin yanal yer değiştirmesi $Δ$ ile düşey yük $P$ 'nin çarpımından oluşan ek moment. Sway çerçevelerde belirleyicidir.
P- $δ$ etkisi (lokal): Eleman eğriliği (burkulma şekli) ile eksenel yükün çarpımından oluşan ikinci mertebe moment. Özellikle ince uzun elemanlarda önemlidir.

M_{I I} = M_{I} + P \cdot Δ (P- Δ katk ı s ı)

Birinci ve ikinci mertebe analiz karşılaştırması — kolon P-Delta şema diyagramı; birinci mertebede M=Ph, ikinci mertebede M=Ph+wΔ — **Şekil 1.** Birinci mertebe (First-order) ile ikinci mertebe (Second-order) analiz karşılaştırması — P-Δ etkisinin kolon momentine katkısı.

CE-027 Çelik çerçeve stabilite analizi sway/non-sway akış diyagramı — αcr=Fcr/FEd hesabı, αcr≥10 sallanmayan, αcr<10 sallanan, amplifikasyon faktörü, ikinci mertebe P-Δ analiz, etkin boy K yöntemi, P-Δ türev θ ve yanal yer değiştirme kontrolleri sırasıyla dokuz adım — **Şekil 1.1 — CE-027 Çerçeve Stabilite Analiz Akışı**
αcr ≥ 10 (sallanmayan, 1. mertebe) ve αcr < 10 (sallanan; αcr ≥ 3 ise büyütme, αcr < 3 ise ikinci mertebe analiz) ayrımını gösteren şematik akış. Görseldeki θ =…
Ayrıntılı açıklamayı göster
**Şekil 1.1 — CE-027 Çerçeve Stabilite Analiz Akışı**
αcr ≥ 10 (sallanmayan, 1. mertebe) ve αcr < 10 (sallanan; αcr ≥ 3 ise büyütme, αcr < 3 ise ikinci mertebe analiz) ayrımını gösteren şematik akış. Görseldeki θ = (P·Δ)/(V·h) sınıflandırması (≤ 0,10 ihmal, 0,10–0,25 büyütme, > 0,25 kabul edilmez) TBDY 2018'de yer almaz; TBDY'de ihmal koşulu Denk. (4.36) θII,max ≤ 0,12·D/(Ch·R), sağlanmazsa büyütme katsayısı Denk. (4.37) βII = 0,88 + (Ch·R/D)·θII,max ≥ 1'dir.

CE-027 Sallanan vs sallanmayan çerçeve karşılaştırma — X çapraz CBF (αcr≥10, Δ≈0) vs MRF moment çerçeve (αcr<10, Δ büyük), P-Δ şeması ek moment M_2nd=P·Δ, amplifikasyon faktörü grafiği ve TBDY 2018 sismik yanal yer değişim sınırları — **Şekil 1.2 — Sallanan vs Sallanmayan Çerçeve + P-Δ**
Sol: çaprazlı sallanmayan (αcr ≥ 10, 1. mertebe yeterli). Sağ: çaprazsız moment çerçeve (αcr < 10, P-Δ kritik). Amplifikasyon faktörü 1/(1-1/αcr) eğrisi; TBDY 2018…
Ayrıntılı açıklamayı göster
**Şekil 1.2 — Sallanan vs Sallanmayan Çerçeve + P-Δ**
Sol: çaprazlı sallanmayan (αcr ≥ 10, 1. mertebe yeterli). Sağ: çaprazsız moment çerçeve (αcr < 10, P-Δ kritik). Amplifikasyon faktörü 1/(1-1/αcr) eğrisi; TBDY 2018 Tip A/B sismik yanal yer değişim sınırları (1/100, 1/200).

Saha Notu: Türkiye'deki çelik yapı projelerinde DTS=1 veya 1a bölgelerinde (İstanbul, Kocaeli, İzmir, Bursa) çelik moment çerçeveler için TBDY Tablo 4.1'den R=8, D=3 alındığında P- $Δ$ etkisi kritik önem taşır.

2. Sınıflandırma Kriteri — Elastik Kritik Yük Çarpanı $α_{cr}$

2.1 Formül ve Hesap (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1)

TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1 (3)B, portal ve çerçeveli yapılar için yatay yük altında $α_{cr}$ 'yi şöyle tanımlar:

α_{cr} = \frac{H _{E d}}{V _{E d}} \cdot \frac{h}{δ _{H, E d}}

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 2: Formül ve Hesap (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1)
Sembol	Tanım	Birim
$H_{E d}$	Hesap kesme kuvveti (yatay)	kN
$V_{E d}$	Hesap toplam düşey yük	kN
$h$	Kat yüksekliği	mm
$δ_{H, E d}$	Hesap yatay deplasmanı ( $H_{E d}$ altında)	mm

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 3: Formül ve Hesap (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1)
$α_{cr}$	Çerçeve Türü	Gerekli Analiz	Açıklama
$\geq 10$	Non-Sway	Birinci mertebe yeterli	İkinci mertebe etkileri ihmal edilebilir
$3 \leq α_{cr} < 10$	Sway	Amplifikasyon veya GNA	$k_{am p}$ faktörü uygulanır
$< 3$	İkinci mertebe analiz gerekli	Geometri değişimini içeren ikinci mertebe analiz	Büyütme katsayısı yöntemi kullanılamaz

Saha Notu: Tek katlı çelik endüstri yapılarında yanal rijitliği düşük moment çerçevelerde $α_{cr}$ 10'un altında kalabilir; bu durumda ikinci mertebe etkiler, $α_{cr} \geq 3$ ise büyütme katsayısıyla, aksi hâlde ikinci mertebe analizle hesaba katılır. Kat yüksekliği veya öteleme oranı için genel bir değer aralığı verilemez; $α_{cr}$ her yapı için hesaplanmalıdır.

Dikkat: Çok katlı yapılarda $α_{cr}$ her kat için ayrı hesaplanmalı ve en küçük değer esas alınmalıdır; çoğu durumda en küçük değer en alt katta çıkar.

3. Hesap Yöntemleri

3.1 Amplifikasyon Faktörü Yöntemi (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.2(6)B)

$α_{cr} \geq 3$ olması koşuluyla yatay yüklere ait birinci mertebe iç kuvvetler aşağıdaki büyütme katsayısıyla artırılır:

k_{am p} = \frac{1}{1 - \frac{1}{α _{cr}}}

Büyütülmüş hesap momenti:

M_{E d, I I} = k_{am p} \cdot M_{E d, I}

Örnek: $α_{cr} = 5, 5$ için $k_{am p} = \frac{1}{1 - 1/5 , 5} = \frac{1}{0 , 818} = 1, 222$ — yani yatay etkilerden (ötelenmeden) oluşan iç kuvvetler %22,2 büyütülür.

Saha Notu: Büyütme yöntemi yalnız tüm katlarda $α_{cr} \geq 3, 0$ ise kullanılabilir. Analiz programlarındaki "P-Delta" seçeneğinin hangi yöntemi uyguladığı ve P-Δ ile P-δ etkilerinden hangilerini kapsadığı program kılavuzundan kontrol edilmelidir.

3.2 ÇYY 2016 B1–B2 Yöntemi (Madde 6.5.2)

ÇYY 2016 (Çelik Yapıların Tasarım, Hesap ve Yapım Esaslarına Dair Yönetmelik, RG 04.02.2016/29614) Madde 6.5.2'ye göre yaklaşık ikinci mertebe analizinde gerekli dayanımlar Denk. (6.7) ve (6.8) ile belirlenir:

M_{r} = B_{1} \cdot M_{n t} + B_{2} \cdot M_{l t}

P_{r} = P_{n t} + B_{2} \cdot P_{l t}

P- $δ$ katsayısı (eleman bazlı):

B_{1} = \frac{C _{m}}{1 - α P _{r} / P _{e 1}} \geq 1, 0

P- $Δ$ katsayısı (sistem bazlı):

B_{2} = \frac{1}{1 - α P _{k a t} / P _{e, k a t}} \geq 1, 0

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 4: ÇYY 2016 B1–B2 Yöntemi (Madde 6.5.2)
Sembol	Tanım
$M_{n t}$	Yanal ötelemsiz sistemdeki birinci mertebe moment
$M_{l t}$	Yalnızca yanal öteleme nedeniyle oluşan birinci mertebe moment
$C_{m}$	Eşdeğer sabit moment yayılışı katsayısı (iki ucu mesnetli: $C_{m} = 0, 6 - 0, 4 M_{1} / M_{2}$ )
$P_{e 1}$	Eleman Euler burkulma yükü: $π^{2} E I / (K_{1} L)^{2}$
$P_{e, k a t}$	Kata ait elastik burkulma yükü (burkulma analizi ya da Denk. 6.13 ile)
$α$	YDKT için $α = 1, 0$ , GKT için $α = 1, 6$
$R_{M}$	P-δ etkisinin P-Δ üzerindeki etkisi: $R_{M} = 1 - 0, 15 (P_{m f} / P_{k a t})$ ; kattaki tüm kolonlar moment çerçevesine aitse 0,85

P_{e, k a t} = R_{M} \cdot \frac{H \cdot L}{Δ _{H}}

Saha Notu: B1–B2 katsayılı yaklaşık yöntem, AISC 360'taki yaklaşık ikinci mertebe analizine benzer bir formülasyondur. B2 > 1,5 çıkması yaklaşık yöntemi (Madde 6.5) geçersiz kılmaz; bu durumda burkulma boyu yöntemi (Madde 6.4) kullanılamaz ve stabilite tasarımı genel analiz yöntemiyle (Madde 6.3) yapılır.

Dikkat: B2 katsayısındaki $P_{k a t}$ , yalnız çerçeve kolonlarının değil, o katta yer alan tüm düşey taşıyıcı elemanların (yatay yük taşıyıcı sistemin dışındaki basit bağlantılı kolonlar dahil) toplam düşey yüküdür (ÇYY 2016 Madde 6.5.2.2).

3.3 TBDY 2018 İkinci Mertebe Gösterge Değeri (Madde 4.9.2)

TBDY 2018 Denklem 4.35 ile her katta ikinci mertebe gösterge değeri:

θ_{I I, i}^{(X)} = \frac{Δ _{i}^{(X)} \cdot W _{i}}{V _{e, i}^{(X)} \cdot h _{i}}

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 5: TBDY 2018 İkinci Mertebe Gösterge Değeri (Madde 4.9.2)
Sembol	Tanım
$Δ_{i}^{(X)}$	(X) deprem doğrultusunda $i$ 'inci kattaki kolon ve perdelerde hesaplanan azaltılmış göreli kat ötelemelerinin kat içindeki ortalaması (Madde 4.9.1)
$W_{i}$	$i$ 'inci kat ve üstündeki katların ağırlıkları toplamı, $\sum_{k = i}^{N} w_{k}$
$V_{e, i}^{(X)}$	$i$ 'nci kattaki azaltılmış kat kesme kuvveti
$h_{i}$	$i$ 'nci kat yüksekliği

TBDY 2018 Denklem 4.36 — İkinci mertebe ihmal sınırı:

θ_{I I, m a x} \leq \frac{0 , 12 \cdot D}{C _{h} \cdot R}

Çelik ve kompozit kolonlu binalarda $C_{h} = 1, 0$
Betonarme binalarda $C_{h} = 0, 5$

TBDY 2018 Denklem 4.37 — Sınır aşılırsa büyütme katsayısı:

β_{I I}^{(X)} = 0, 88 + \frac{C _{h} \cdot R}{D} θ_{I I, m a x}^{(X)} \geq 1

Saha Notu: DTS=1 veya 1a bölgelerinde (İstanbul, Kocaeli, İzmir, Bursa) çelik MRÇ için TBDY Tablo 4.1'den R=8, D=3 alındığında sınır değer $θ_{I I, m a x} \leq 0, 12 \times 3/ (1, 0 \times 8) = 0, 045$ olur. Bu değer oldukça küçüktür; dolayısıyla yüksek depremsellik bölgelerinde yatay rijitlik kritik tasarım parametresi haline gelir.

Dikkat: TBDY 2018 Madde 4.9.2.3'e göre $θ_{I I, m a x}$ sınırı aşılırsa, gözönüne alınan deprem doğrultusu için tüm iç kuvvetler $β_{I I}$ ile çarpılarak artırılır; diğer seçenek, taşıyıcı sistemin rijitlik ve/veya dayanımını artırarak deprem hesabını yenilemektir.

4. Etkin Boy (Burkulma Boyu) ve K Katsayısı

4.1 Genel İlke

Burkulma boyu $L_{cr} = K \cdot L$ , efektif (eşdeğer) burkulma uzunluğunu ifade eder. K katsayısı, kolon uç koşullarına ve bağlantı rijitliğine bağlıdır (ÇYY 2016 Madde 6.4.3, Denk. 6.4–6.6 ve Şekil 6.1–6.2):

K burkulma boy katsayısı teorik şeması — 6 farklı uç koşul için burkulma şekilleri; K=0.5, 0.7, 1.0, 1.0, 2.0, 2.0 değerleri — **Şekil 2.** K katsayısı — 6 farklı uç koşul için teorik ve tasarım burkulma boy değerleri (teorik değerler ve AISC önerilen tasarım değerleri).

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 6: Genel İlke
Sınır Koşulları	Teorik K	AISC / ÇYY Tasarım K	Çerçeve Türü
Ankastre–Serbest (konsol)	2,0	2,10	Sway
Ankastre–Mafsallı	0,7	0,80	Non-Sway
Ankastre–Ankastre	0,5	0,65	Non-Sway
Mafsallı–Mafsallı	1,0	1,0	Bağımsız

4.2 Hizalama Abağı (Alignment Chart) Yöntemi

Gerçek çerçeve koşullarında K, her iki uçtaki bağlantı rijitlikleri hesaba katılarak belirlenir. Kolon uçlarındaki rijitlik oranı G (ÇYY 2016 Denk. 6.4; aynı malzemede E sadeleşir):

G = \frac{\sum ( I _{c} / L _{c} ) _{kolonlar}}{\sum ( I _{b} / L _{b} ) _{kiri \overset{s}{¸} ler}}

Temele rijit bağlı kolon: Temel dönmesinin sıfır olduğu kanıtlanmadıkça $G_{B} = 1, 0$ alınabilir (ÇYY 2016 Madde 6.4.3).
Temele rijit bağlanmayan kolon: Gerçek bir mafsal yoksa pratikte $G_{B} = 10, 0$ alınabilir.

Yanal ötelenmesi önlenmemiş çerçeveler için kapalı form ifade (ÇYY 2016 Denk. 6.6):

K = \frac{G _{A} ( 1 , 6 G _{B} + 4 , 0 ) + ( 4 G _{B} + 7 , 5 )}{G _{A} + G _{B} + 7 , 5}

Bu ifade doğrudan hesaplanır; alternatif olarak Şekil 6.2 nomogramı kullanılabilir.

Saha Notu: Türkiye'de SAP2000 ve ETABS programları K katsayısını otomatik hesaplamaktadır. Ancak saha deneyimi, programın "moment çerçeve" veya "braced frame" seçimi yanlış yapıldığında K değerinin ciddi biçimde hatalı çıktığını göstermektedir. Ankastre temel ile iki katlı sway çerçevede genellikle K = 1,4 ÷ 1,8 aralığı beklenir.

Dikkat: Kolonların montajda dikeylikten sapması TS EN 1090-2:2018'de temel montaj toleransları arasında düzenlenir (Madde 11.2.3; sınır değerler Ek B tablolarında). Analizde varsayılan sistem ön kusuru (TS EN 1993-1-1'de temel değer $ϕ_{0} = 1/200$ ; ÇYY 2016 fiktif yüklerinde 1/500) gerçek sapmaları da kapsayacak düzeydedir; ölçülen sapmalar bu varsayımı aşmamalıdır.

Portal çerçeve 3B analiz modeli — A çatı makası, B non-sway çapraz, C sway moment çerçeve sütunları — **Şekil 3.** Portal çerçeve 3B analiz modeli — A (çatı makası), B (non-sway çaprazlı sistem), C (sway moment çerçevesi): her iki sistem türü aynı yapıda bir arada.

5. Burkulma Eğrileri (TS EN 1993-1-1:2005 Tablo 6.1 ve 6.2)

5.1 Boyutsuz Narinlik ve Azaltma Faktörü

Eleman burkulma dayanımı $N_{b, R d}$ , boyutsuz narinlik $\overset{ˉ}{λ}$ ve azaltma faktörü $χ$ üzerinden hesaplanır:

\overset{ˉ}{λ} = \frac{A f _{y}}{N _{cr}} = \frac{L _{cr}}{i} \cdot \frac{1}{λ _{1}}, λ_{1} = π \frac{E}{f _{y}}

χ = \frac{1}{Φ + Φ ^{2} - λ ˉ ^{2}}, Φ = 0, 5 [1 + α (\overset{ˉ}{λ} - 0, 2) + \overset{ˉ}{λ}^{2}]

TS EN 1993-1-1:2005 Şekil 6.4 burkulma eğrileri — a0, a, b, c, d eğrileri için chi azaltma faktörü ile lambda boyutsuz narinlik ilişkisi — **Şekil 4.** TS EN 1993-1-1:2005 Şekil 6.4 — Burkulma eğrileri (a₀, a, b, c, d): $χ$ azaltma faktörünün $\overset{ˉ}{λ}$ boyutsuz narinliğe bağlı değişimi.

Burkulma eğrileri a0, a, b, c, d — renkli grafik; chi-lambda ilişkisi — **Şekil 5.** Burkulma eğrileri (a₀, a, b, c, d) — renkli grafik gösterimi: eğri seçimi profil türüne ve burkulma eksenine göre TS EN 1993-1-1:2005 Tablo 6.2'den yapılır.

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 7: Boyutsuz Narinlik ve Azaltma Faktörü
Burkulma Eğrisi	Emperfeksiyon Faktörü $α$
a₀	0,13
a	0,21
b	0,34
c	0,49
d	0,76

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 8: Boyutsuz Narinlik ve Azaltma Faktörü
Profil Türü	Kanat Kalınlığı $t_{f}$	Burkulma Ekseni	Eğri
IPE / HEA: $h / b \leq 1, 2$	$\leq 40 mm$	y–y	a
IPE / HEA: $h / b \leq 1, 2$	$\leq 40 mm$	z–z	b
IPE / HEA: $h / b \leq 1, 2$	$> 40 mm$	y–y	b
IPE / HEA: $h / b \leq 1, 2$	$> 40 mm$	z–z	c
HEB / IPE: $h / b > 1, 2$	$\leq 40 mm$	y–y ve z–z	b
Kaynaklı I-profil	$\leq 40 mm$	y–y	b
Kaynaklı I-profil	$\leq 40 mm$	z–z	c
Kaynaklı I-profil	$> 40 mm$	y–y ve z–z	d
RHS / SHS kutu (sıcak hadde)	—	—	a
RHS / SHS kutu (soğuk)	—	—	c
CHS (yuvarlak)	—	—	a

Saha Notu: Türkiye'de S235JR (eski adı St37-2) ve S355JR (eski adı St52-3) en yaygın kullanılan malzeme sınıflarıdır. TS EN 10025-2:2006 ile St isimlendirmesi S kodlamasına dönüşmüştür. S355 için $λ_{1} = π 210000/355 = 76, 4$ , S235 için $λ_{1} = π 210000/235 = 93, 9$ olarak hesaplanır.

Dikkat: Tablo 8'deki eğri seçimi TS EN 1993-1-1 Tablo 6.2 ile karşılaştırılarak doğrulanmalıdır; yanlış eğri, burkulma dayanımını güvensiz tarafta hesaplatabilir. Kaynakla üretilmiş (yapma) kesitlerde hadde profili satırları değil, kaynaklı I kesit satırları kullanılmalıdır.

SHS 300x300x6 S275 kolon burkulma hesabı yazılım çıktısı — Sınıf 4 kesit, Nb,Rd=1542 kN, chi=0.644 — **Şekil 6.** SHS 300×300×6 (S275) kolon burkulma hesabı yazılım çıktısı — Sınıf 4 kesit, $\overset{ˉ}{λ} = 0, 644$ , eğri a, $N_{b, R d} = 1542, 7 kN$ , kullanım oranı $N_{E d} / N_{b, R d} = 0, 648$ .

5.2 Türkiye'de Yaygın Malzeme Sınıfları

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 9: Türkiye'de Yaygın Malzeme Sınıfları
Sınıf	Eski Ad	$f_{y}$ ( $\leq 16 mm$ )	$f_{u}$	Tipik Kullanım
S235JR	St37-2	$235 N/mm^{2}$	$360 N/mm^{2}$	Hafif çelik, ikincil taşıyıcılar
S275JR	St44-2	$275 N/mm^{2}$	$430 N/mm^{2}$	Endüstriyel yapı, köprü
S355JR	St52-3	$355 N/mm^{2}$	$510 N/mm^{2}$	Taşıyıcı kolon-kiriş, yüksek yük
S355J2	St52-3	$355 N/mm^{2}$	$510 N/mm^{2}$	Depremsel uygulamalar, −20°C darbe

Saha Notu: TBDY 2018 Madde 9.2.3.1'e göre yatay yük taşıyıcı sistemde doğrusal olmayan davranış göstermesi beklenen elemanlarda yapısal çeliğin karakteristik akma gerilmesi 355 N/mm²'yi aşmamalıdır. Tablo 9.2'deki $R_{y}$ katsayıları S235 hadde profilleri için 1,4, S355 için 1,25'tir. Malzeme seçimi bu sınırlar ve tokluk koşulları gözetilerek yapılmalıdır.

6. Geometrik Ön Kusurlar (ÇYY 2016 Madde 6.2)

6.1 Fiktif Yatay Yük Yöntemi

ÇYY 2016 Madde 6.2.2.2'ye göre düğüm noktalarının konumundaki geometrik ön kusurlar, her kat düzeyinde uygulanan yatay fiktif yüklerle gözönüne alınabilir (Denk. 6.1):

N_{i} = 0, 002 α Y_{i}

$Y_{i}$ : YDKT veya GKT yük birleşimleriyle belirlenen, $i$ 'inci kat döşemesine etkiyen toplam düşey yük; $α = 1, 0$ (YDKT) veya 1,6 (GKT)
0,002 katsayısı, katlar arasında yapım toleransına bağlı 1/500 oranındaki sistem ön kusuruna karşılık gelir
TS EN 1993-1-1 Madde 5.3.2'de temel dikeylik kusuru $ϕ_{0} = 1/200$ 'dür; tasarım değeri yükseklik ve kolon sayısına bağlı katsayılarla azaltılabilir

Saha Notu: Kolonların montaj sonrası dikeylikten sapması, TS EN 1090-2:2018 Madde 11.2.3'teki temel montaj toleranslarıyla (değerler Ek B tablolarında) kontrol edilir. Ölçülen sapmalar analizde varsayılan ön kusuru aşarsa ikinci mertebe etkiler hesapta öngörülenden büyük olur.

Dikkat: ÇYY 2016 Madde 6.3.2'ye göre genel analiz yönteminde geometrik ön kusurlar Madde 6.2.2'ye göre (fiktif yüklerle ya da doğrudan modellenerek), doğrusal olmayan şekil değiştirmeler ise Madde 6.2.3'teki rijitlik azaltmasıyla (0,80 katsayısı ve $τ_{b}$ ) birlikte hesaba katılır. Bu etkilerden biri ihmal edilirse ikinci mertebe iç kuvvetler olduğundan küçük hesaplanabilir.

6.2 Rijitlik Azaltma (ÇYY 2016 Madde 6.2.3)

Genel analiz yönteminde tüm elemanların eğilme, kayma ve eksenel rijitlikleri 0,80 ile çarpılır; eğilme rijitlikleri ayrıca eksenel kuvvet düzeyine bağlı $τ_{b}$ katsayısıyla azaltılır (Denk. 6.2–6.3):

$τ_{b} = 1, 0$ : $α P_{r} / P_{n s} \leq 0, 5$ iken
$τ_{b} = 4 (α P_{r} / P_{n s}) [1 - (α P_{r} / P_{n s})]$ : $α P_{r} / P_{n s} > 0, 5$ iken

7. Türkiye Saha Koşulları — Deprem ve İklim Bağlamı

7.1 TBDY 2018 Tablo 4.1 — Çelik Çerçeve Davranış Katsayıları

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 10: TBDY 2018 Tablo 4.1 — Çelik Çerçeve Davranış Katsayıları
Sistem	Kod	R	D	BYS Sınırı
Süneklik düzeyi yüksek moment aktaran çelik çerçeve	C11	8	3	BYS ≥ 3
Süneklik düzeyi yüksek dışmerkez veya burkulması önlenmiş merkezi çaprazlı çelik çerçeve	C12	8	2,5	BYS ≥ 2
Süneklik düzeyi yüksek merkezi çaprazlı çelik çerçeve	C13	5	2	BYS ≥ 4
Süneklik düzeyi sınırlı moment aktaran çelik çerçeve	C31	4	2,5	BYS ≥ 7

Saha Notu: DTS=1 veya 1a bölgelerinde sway çerçevelerde R=8 kullanılıyorsa, ikinci mertebe etkilerin ihmal edilebilmesi için gereken $θ_{I I, m a x} \leq 0, 12 \times 3/ (1, 0 \times 8) = 0, 045$ koşulu oldukça kısıtlayıcıdır. Bu nedenle çelik sway çerçevelerde yanal rijitlik çoğu zaman dayanımdan çok bu koşul ve öteleme sınırları nedeniyle belirleyici olur.

7.2 Don Derinliği ve Zemin Koşulları

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 11: Don Derinliği ve Zemin Koşulları
Bölge	Temsili İl	Don Derinliği (cm)
Marmara kıyı	İstanbul, Bursa (kıyı)	40–60
İç Anadolu	Ankara, Konya	80–120
Doğu Anadolu	Erzurum, Kars	120–160
Ege kıyı	İzmir	20–40

Çok katlı çelik çerçeve inşaatı şantiye fotoğrafı — kolon kirişler ve çaprazlar görünümü — **Şekil 7.** Çok katlı çelik çerçeve yapı inşaatı — kolon-kiriş ve çapraz elemanların montajı: gerçek saha uygulaması.

8. Birim Fiyat Bilgisi

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 12: Birim Fiyat Bilgisi
Poz No	Tanım	Birim	Birim Fiyat (2026-Ocak)
15.165.1003	Her çeşit profil, çelik çubuk ve çelik saçlarla karkas (çerçeve) inşaatı, yerine tespiti	Ton	85.943,51 ₺

Saha Notu: Bu birim fiyat yalnızca işçilik ve montajı kapsar; profil malzeme bedeli hariçtir. S355JR profilin piyasa fiyatı (Mart 2026 itibariyle) yaklaşık 30–35 ₺/kg aralığında seyrerken, S235JR için 28–33 ₺/kg düzeyindedir.

9. Örnek Problemler

Problem 1 — Kolay

Veriler:

Kat yüksekliği: $h = 4000 mm$
Toplam düşey hesap yükü: $V_{E d} = 3500 kN$
Yatay hesap kesme kuvveti: $H_{E d} = 70 kN$
Birinci mertebe yanal deplasman: $δ_{H, E d} = 11 mm$

İstenen: Çerçeve türünü belirle; gerekiyorsa amplifikasyon katsayısını hesapla.

Çözüm:

Adım 1 — $α_{cr}$ hesabı (TS EN 1993-1-1:2005 Denklem 5.2):

α_{cr} = \frac{H _{E d}}{V _{E d}} \cdot \frac{h}{δ _{H, E d}} = \frac{70}{3500} \times \frac{4000}{11} = 0, 02 \times 363, 6 = 7, 27

Adım 2 — Sınıflandırma (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.1(3)):

$3, 0 \leq α_{cr} = 7, 27 < 10, 0$ → Sway Çerçeve

Adım 3 — Amplifikasyon katsayısı (TS EN 1993-1-1:2005 Madde 5.2.2(6)B):

k_{am p} = \frac{1}{1 - 1/ α _{cr}} = \frac{1}{1 - 1/7 , 27} = \frac{1}{0 , 8625} = 1, 160

Sonuç: Çerçeve sway karakterlidir. Yatay yüklere ait iç kuvvetler %16,0 büyütülmelidir.

Kontrol: $α_{cr} = 7, 27 \geq 3, 0$ → büyütme katsayısı yöntemi kullanılabilir (TS EN 1993-1-1 Madde 5.2.2).

Problem 2 — Orta

Veriler:

Zemin katta göreli kat ötelemesi: $Δ_{i} = 0, 0231 m$
Zemin kat ve üstündeki katların toplam ağırlığı: $W_{i} = \sum w_{k} = 12400 kN$
Azaltılmış zemin kat kesme kuvveti: $V_{e, i} = 980 kN$
Zemin kat yüksekliği: $h_{i} = 3, 5 m$
Çelik MRÇ sistemi: R = 8, D = 3, $C_{h} = 1, 0$ (TBDY 2018 Tablo 4.1, C11)

İstenen: TBDY 2018 Madde 4.9.2'ye göre ikinci mertebe etkisinin hesaba alınması gerekip gerekmediğini belirle.

Çözüm:

Adım 1 — İkinci mertebe gösterge değeri (TBDY 2018 Denklem 4.35):

θ_{I I, i} = \frac{Δ _{i} \cdot W _{i}}{V _{e, i} \cdot h _{i}} = \frac{0 , 0231 \times 12400}{980 \times 3 , 5} = \frac{286 , 44}{3430} = 0, 0835

Adım 2 — İhmal sınırı (TBDY 2018 Denklem 4.36):

θ_{I I, l i m} = \frac{0 , 12 \cdot D}{C _{h} \cdot R} = \frac{0 , 12 \times 3}{1 , 0 \times 8} = \frac{0 , 36}{8} = 0, 0450

Adım 3 — Karşılaştırma:

θ_{I I, i} = 0, 0835 > θ_{I I, l i m} = 0, 0450 \Rightarrow \dot{I} kinci mertebe etkileri dikkate al ı nmal ı d ı r!

Adım 4 — Büyütme katsayısı (TBDY 2018 Denklem 4.37):

β_{I I} = 0, 88 + \frac{C _{h} \cdot R}{D} θ_{I I, m a x} = 0, 88 + \frac{1 , 0 \times 8}{3} \times 0, 0835 = 0, 88 + 0, 2227 = 1, 103 \geq 1

Sonuç: (X) doğrultusundaki tüm iç kuvvetler $β_{I I} = 1, 103$ ile çarpılarak büyütülmelidir (yaklaşık %10,3 artış); diğer seçenek, rijitliği artırıp deprem hesabını yenilemektir.

Not: TBDY 2018 Madde 4.9.2.3, büyütme katsayısının kullanımı için ayrıca bir üst $θ_{I I}$ sınırı tanımlamaz; ikinci mertebe etkilerin çok büyük çıktığı durumlarda taşıyıcı sistemin rijitliğini artırmak daha uygundur.

Problem 3 — Zor

Veriler (İki Katlı Çelik MRÇ):

Kat 1: $H_{E d, 1} = 35 kN$ , $V_{E d, 1} = 1800 kN$ , $h_{1} = 3600 mm$ , $δ_{H, 1} = 8, 2 mm$
Kat 2: $H_{E d, 2} = 28 kN$ , $V_{E d, 2} = 1200 kN$ , $h_{2} = 3600 mm$ , $δ_{H, 2} = 6, 5 mm$
Kolon: HEA 360, $I_{c} = 33090 cm^{4}$ , $L_{c} = 3, 6 m$ ; Kiriş: IPE 450, $I_{b} = 33740 cm^{4}$ , $L_{b} = 7, 0 m$
Malzeme: S355JR, $E = 210000 N/mm^{2}$ , $f_{y} = 355 N/mm^{2}$
YDKT yükleme, $α = 1, 0$ ; $R_{M} = 0, 85$ (moment çerçeve)

İstenen: Her kat için $α_{cr}$ ve B2 katsayılarını hesapla; K faktörünü belirle; sistemi sınıflandır.

Çözüm:

Adım 1 — $α_{cr}$ Hesabı (Her Kat):

α_{cr, 1} = \frac{H _{E d, 1}}{V _{E d, 1}} \cdot \frac{h _{1}}{δ _{H, 1}} = \frac{35}{1800} \times \frac{3600}{8 , 2} = 0, 01944 \times 439, 0 = 8, 53

α_{cr, 2} = \frac{H _{E d, 2}}{V _{E d, 2}} \cdot \frac{h _{2}}{δ _{H, 2}} = \frac{28}{1200} \times \frac{3600}{6 , 5} = 0, 02333 \times 553, 8 = 12, 92

$α_{cr, m i n} = 8, 53$ → $3, 0 \leq 8, 53 < 10, 0$ → Sway Çerçeve

Adım 2 — B2 Katsayısı (Zemin Kat — ÇYY 2016 Madde 6.5.2.2):

P_{e, k a t, 1} = R_{M} \cdot \frac{H _{E d, 1} \cdot h _{1}}{Δ _{H, 1}} = 0, 85 \times \frac{35 \times 3 , 6}{0 , 0082} = 0, 85 \times 15366 = 13061 kN

B_{2, 1} = \frac{1}{1 - α P _{k a t, 1} / P _{e, k a t, 1}} = \frac{1}{1 - 1 , 0 \times 1800/13061} = \frac{1}{0 , 8622} = 1, 160

Adım 3 — K Faktörü (Zemin Kat Kolonu):

G_{A} = \frac{I _{c, 1} / L _{c, 1} + I _{c, 2} / L _{c, 2}}{I _{b} / L _{b}} = \frac{33090/360 + 33090/360}{33740/700} = \frac{183 , 8}{48 , 2} = 3, 81

G_{B} = 1, 0 (ankastre temel)

ÇYY 2016 Denk. (6.6) ile ( $G_{A} = 3, 81$ , $G_{B} = 1, 0$ ):

K = \frac{3 , 81 ( 1 , 6 \times 1 , 0 + 4 , 0 ) + ( 4 \times 1 , 0 + 7 , 5 )}{3 , 81 + 1 , 0 + 7 , 5} = \frac{32 , 84}{12 , 31} = 1, 63; L_{cr, 1} = K \cdot L_{c, 1} = 1, 63 \times 3, 6 = 5, 87 m

Adım 4 — Boyutsuz Narinlik (çerçeve düzleminde, y–y ekseni): K çerçeve düzlemindeki ötelenmeli burkulmaya aittir; bu nedenle narinlik $I_{c}$ 'nin ait olduğu y–y ekseni atalet yarıçapıyla hesaplanır. Düzlem dışı (z–z) burkulma, kolonun düzlem dışı mesnetlenmesine göre belirlenen ayrı bir burkulma boyuyla ayrıca kontrol edilmelidir.

HEA 360: i_{y} = I_{c} / A = 33090/142, 8 = 15, 22 cm, A = 142, 8 cm^{2}

\overset{ˉ}{λ}_{y} = \frac{L _{cr}}{i _{y} \cdot λ _{1}} = \frac{587}{15 , 22 \times 76 , 4} = \frac{587}{1162 , 8} = 0, 505

Adım 5 — Azaltma Faktörü (Eğri b: $α = 0, 34$ kabul edilmiştir; eğri, kesit geometrisine göre TS EN 1993-1-1 Tablo 6.2'den doğrulanmalıdır):

Φ = 0, 5 [1 + 0, 34 (0, 505 - 0, 2) + 0, 50 5^{2}] = 0, 5 [1 + 0, 1037 + 0, 2550] = 0, 679

χ = \frac{1}{0 , 679 + 0 , 67 9 ^{2} - 0 , 50 5 ^{2}} = \frac{1}{0 , 679 + 0 , 454} = 0, 883

N_{b, R d} = \frac{χ \cdot A \cdot f _{y}}{γ _{M 1}} = \frac{0 , 883 \times 14280 \times 355}{1 , 0} = 4476 kN

Sonuçlar Özeti:

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 13: Problem 3 — Zor
Parametre	Değer
$α_{cr, m i n}$	8,53 (Sway)
$k_{am p}$	1,133
B₂ (zemin kat)	1,160
K (zemin kat kolonu, ÇYY Denk. 6.6)	1,63
$L_{cr}$	5,87 m
$\overset{ˉ}{λ}_{y}$	0,505
$χ$ (eğri b)	0,883
$N_{b, R d}$ (düzlem içi)	4476 kN

Kontrol: B₂ = 1,160 ≤ 1,5 olduğundan ÇYY 2016'ya göre burkulma boyu yöntemi (Madde 6.4.1(b)) kullanılabilir; yaklaşık ikinci mertebe analizi (Madde 6.5) için ayrıca bir B₂ sınırı yoktur. $\overset{ˉ}{λ}_{y} = 0, 505 > 0, 2$ olduğundan burkulma etkisi ihmal edilemez; kolon $N_{b, R d}$ ile kontrol edilir.

10. Sık Yapılan Hatalar

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 14: Sık Yapılan Hatalar
#	Hata	Sonuç	Doğrusu
1	$α_{cr}$ 'nin yalnız tek bir kat için hesaplanması	En küçük değeri veren kat gözden kaçabilir	Her kat için ayrı hesap, en küçük değer esas alınır
2	B2 hesabında $P_{k a t}$ yerine yalnız çerçeve kolonlarının yükünün alınması	B2 küçük çıkar, ikinci mertebe etki hafife alınır	$P_{k a t}$ o kattaki tüm düşey taşıyıcıların yükünü içerir (ÇYY 2016 Madde 6.5.2.2)
3	Temele rijit bağlı kolonda G = 0 alınması (teorik)	K faktörü aşırı küçük çıkar	Temel dönmesi sıfır kanıtlanmadıkça G = 1 alınır (ÇYY 2016 Madde 6.4.3)
4	Kaynaklı profillerde hadde profili burkulma eğrisi kullanılması	Dayanım %10–15 fazla hesaplanır	Kaynaklı I-profil → eğri c/d kullanılır
5	TBDY $θ_{I I}$ sınırının yalnızca birinci katta kontrol edilmesi	Üst katlarda aşım gözden kaçar	Tüm katlar kontrol edilmeli, maksimum alınmalı
6	Burkulma boyu yönteminde ötelenmeli çerçeve kolonları için K = 1,0 alınması	Burkulma dayanımı güvensiz tarafta hesaplanır	K, ÇYY 2016 Denk. (6.4)–(6.6) veya Şekil 6.2 ile hesaplanır; K = 1,0 genel analiz yönteminde (Madde 6.3.3) kullanılır
7	Montaj dikeylik toleransı kontrolünün atlanması	Gerçek ön kusur analizde varsayılanı aşabilir	TS EN 1090-2:2018 Madde 11.2.3 ve Ek B'deki temel montaj toleransları kontrol edilir

11. Referans Tablosu

Tüm sütunlar için yana kaydırın →

Tablo 15: Referans Tablosu
Konu	TS EN 1993-1-1:2005	ÇYY 2016	TBDY 2018
Sınıflandırma ( $α_{cr}$ )	Madde 5.2.1	— (yöntem sınırları Bölüm 6)	—
Büyütme	Madde 5.2.2 ( $k_{am p}$ )	Madde 6.5.2 ( $B_{1}$ , $B_{2}$ )	Madde 4.9.2.3 ( $β_{I I}$ )
B1–B2 yöntemi	—	Madde 6.5.2	—
Geometrik kusurlar	Madde 5.3.2	Madde 6.2.2	—
Rijitlik azaltma (0,80 ve $τ_{b}$ )	—	Madde 6.2.3	—
Deprem ikinci mertebe	—	—	Madde 4.9.2
Burkulma eğrileri	Tablo 6.1, 6.2	—	—
Etkin boy K	—	Madde 6.4.3 (Denk. 6.4–6.6)	—
Malzeme	TS EN 10025-2:2006	—	Madde 9.2.3
Montaj toleransı	TS EN 1090-2:2018 §11.2.3, Ek B	—	—
Taşıyıcı sistem R, D	—	—	Tablo 4.1

Kaynaklar

TS EN 1993-1-1:2005 — CEN — Avrupa Standardizasyon Komitesi (Eurocode). Avrupa Komisyonu JRC — Eurocodes (eurocodes.jrc.ec.europa.eu)
TBDY 2018 — AFAD / T.C. Çevre, Şehircilik ve İklim Değişikliği Bakanlığı. Resmî Gazete — Türkiye Bina Deprem Yönetmeliği (18.03.2018)
AISC 360-16 — American Institute of Steel Construction (AISC). American Institute of Steel Construction (aisc.org)
TS EN 10025-2:2006 — TSE — Türk Standardları Enstitüsü. Türk Standardları Enstitüsü (tse.org.tr)
TS EN 1090-2:2018 — TSE — Türk Standardları Enstitüsü. Türk Standardları Enstitüsü (tse.org.tr)
ÇYY 2016 — Çelik Yapıların Tasarım, Hesap ve Yapım Esaslarına Dair Yönetmelik ve eki Esaslar, Bölüm 6. Resmî Gazete, 04.02.2016, Sayı 29614
SCI (Steel Construction Institute) — Allowing for the effects of deformed frame geometry. SteelConstruction.info

Not: Bu makale eğitim amaçlıdır. Projelerde güncel yönetmelik ve standartlara başvurunuz.

İlgili Hesaplama Araçları

Bu konuyla ilgili ücretsiz mühendislik hesaplama araçlarımızla ön tasarım ve kontrol yapabilirsiniz:

Önemli Mühendislik Uyarısı: Bu içerik yalnızca bilgilendirme amaçlıdır; nihai tasarım, hesap ve uygulama kararları, güncel yönetmelikler ile proje koşulları çerçevesinde yetkili bir inşaat mühendisinin denetiminde alınmalıdır. Sayısal örnekler ve formüller genel mühendislik pratiğini yansıtır; her projenin kendine özgü zemin, yük ve çevre koşulları proje müellifince ayrıca değerlendirilmelidir.

Özet