2) performansa dayalı tasarım ve istanbul çevre yolu

2) performansa dayalı tasarım ve istanbul çevre yolu

PERFORMANSA DAYALI TASARIM VE øSTANBUL ÇEVRE YOLU
VøYADÜKLERø øLE øLGøLø BøR UYGULAMA
Serhat YALÇIN
ønúaat Yük. Müh.
Prizma Mühendislik Proje Taahhüt San ve
Tic. Ltd. ùti.
øSTANBUL, TÜRKøYE
A. Necmettin GÜNDÜZ
Doçent Dr.
øTÜ ønúaat Fakültesi, Yapı Anabilim
Dalı
øSTANBUL, TÜRKøYE
ÖZET
Bu bildiride Viyadüklerin Performansa dayalı analiz ile hesabının nasıl yapılaca÷ı,
konunun teorik yanları anlatılmıú ve Karayolları Genel Müdürlü÷ü 17. Bölge
Müdürlü÷ünce Güçlendirme çalıúmaları yürütülen østanbul 2. Çevreyolu (O-2) üzerindeki
Mahmutbey Viyadü÷ü örnek alınarak incelenmiútir. Öncelikle yöntemin amacı, detayları
hakkında açıklamalar verilmiú ve SAP2000 yapısal analiz programı ile kurulacak Viyadük
matematik modeli ile ilgili detaylar anlatılmıútır. Devamında Mahmutbey Viyadü÷ünün
mevcut durumu ve Deprem takozlu halleri olmak üzere 2 aúamalı hesap yapılmıú, taúıyıcı
elemanlar (kolonlar), mesnetlerde oluúan sonuçlar verilmiú, yorumlar yapılmıútır.
1. AMAÇ
Son yıllarda yapıların deprem hesabı hakkında yeni tekniklerin geliútirilmesi ile yapı
yönetmelikleri de güncelleútirilmektedir. Dolayısı ile mevcut viyadüklerin deprem
davranıúının de÷erlendirilmesinde yeni yönetmelikler daha gerçekçi tasarımların yapılması
için fırsatlar yaratmıútır (1). 1999 yılında ilk kez yayınlanan ve 2001’de gözden geçirilip
de÷iútirilen CALTRANS Sismik Tasarım Kıstasları-2001 Amerika’da ve Japonya’da son
yıllarda geliútirilen Performansa Dayalı Analizi kullanan en güncel yönetmeliklerden
birisidir. CALTRANS Sismik Tasarım Kıstasları (SDC) normal köprüler için tanımlanmıú
performans hedeflerini karúılamak için gerekli minimum sismik tasarım gerekliliklerini
belirlemek üzere hazırlanmıú bir yönetmeliktir. Kendine özgü durum ve koúullara göre
mühendis deneyim ve birikimlerini kullanmalıdır. Ayrıca mühendis
yönetmeli÷in
kapsamadı÷ı durumlarda di÷er kaynaklardan da (ATC-40, ATC-32, NEHRP 1997, FEMA
356 vs.) yararlanmalıdır.
Performansa dayalı analizde, performans noktasını veya hedef deplasmanını kullanarak
yapının genel cevabının ve eleman deformasyonlarının, viyadü÷ün özel performans
amaçları do÷rultusunda sınır durumlar için karúılaútırılmasını sa÷lamaktır. Bu hesap
yaklaúımında amaç tasarım deprem seviyesinde yapının belirli bir deplasman kapasitesine
ulaúmasını sa÷layacak úekilde elemanların detaylandırılmasıdır.
2. PERFORMANSA DAYALI ANALøZø HESAP AùAMALARI
Performansa dayalı analizde ilk adım olarak köprünün kapasite diyagramları elde edilir.
Köprü boyuna yöndeki kapasite diyagramını elde edebilmek için 1. mod (köprü boyuna
yöndeki en yüksek kütle katılımlı mod) úeklini birim yükleme (statik) olarak yapıya
etkitilir (modlar bulunurken ritz vektörü ile hesap yapılmıútır) ve adım adım arttırılarak
kapasite diyagramı (pushover curve) elde edilir. Enine yön içinse aynı prosedür 2. mod için
(köprü enine yöndeki en yüksek kütle katılımlı mod) uygulanılarak kapasite diyagramı elde
edilir. Elde edilen kapasite diyagramları aúa÷ıdaki formüller kullanılarak kapasite
spektrumlarına çevirilir (2), (3).
S ai
PF1
D1
Vi
, S di
W ˜D i
ª N wi ˜ ) i1
«¦
g
« i1
« N wi ˜ ) i1 2
«¦
g
¬i 1
' tepe
PF ˜ )
1
1,tepe
(ATC - 40 8.3, 8.4)
º
»
» (ATC - 40 8.1)
»
»
¼
ª N wi ˜ ) i1 º
«¦ g »
¬i 1
¼
(ATC - 40 8.2)
2
N
N
ª wi º ª wi ˜ ) i1 º
»
«¦ g » «¦
g
»¼
¬ i 1 ¼ «¬ i 1
(2.1)
(2.2)
(2.3)
PF1
: Birinci mod için modal katılım faktörü
D1
: Birinci mod için modal kütle katsayısı
I1,tepe
: Seviye 1 de birinci mod büyüklü÷ü
'tepe
: Tepe deplasmanı
W: A÷ırlık
g
: Yerçekimi ivmesi
Vi: i nci kattaki taban kesme kuvveti
wi
: i nci katın a÷ırlı÷ı
Ii,1: i nci kattaki birinci mod büyüklü÷ü
CALTRANS-1999 ve ATC-32 úartnamelerinin deprem tasarımı olarak benzer fikirlere
sahiptir. Bu úartnameler iki kademeli bir deprem tasarım kriteri öngörmektedir. S1 (Bak
úekil 2.1, 2.2) deprem seviyesi Marmara fayı üzerinde oluúacak 7.5 moment büyüklüklü
senaryo depreminden kaynaklanacak 50 yılda aúılma olasılı÷ı %50 olan deterministik
deprem yer hareketi ve S2 (Bak úekil 2.3, 2.4) deprem seviyesi 50 yıl içinde aúılma
olasılı÷ı %2 olan probabilistik deprem yer hareketi olarak belirlenir. Davranıú spektrumları
2˜3 ˜
Ti
Sd
Sa
(2.4)
Sa: Spektral ivme
Sd: Spektral deplasman
formülü ile talep spektrumuna elde çevrilir.
Yukarıda tanımlanan kriterlere göre hazırlanan S1, S2 davranıú spektrumları ve Spektral
8
6
4
2
0
Sa (m/s2)
Sa (m/s2)
ivme- spektral deplasman spektrumları aúa÷ıdadır.
0
2
4
T (s)
ùekil 2.1:S1 deprem seviyesi davranıú
spektrumu
6
8
6
4
2
0
0
0.5
Sd (m)
ùekil 2.2:S1 deprem seviyesi spektral
ivme-deplasman spektrumu
1
Sa (m/s2)
Sa (m/s2)
16
12
8
4
0
16
12
8
4
0
0
0
2
4
6
8
0.2
ùekil 2.3: S2 deprem seviyesi
davranıú spektrumu
Performans seviyeleri
Normal köprü
Servis
S1
S2
0.8
1
Birim deformasyon sınırları
Önemli köprü
Hasar
Devamlı Tamir edilebilir
Sınırlı
0.6
Sd (m)
ùekil 2.4: S2 deprem seviyesi
spektral ivme-deplasman
spektrumu
T (s)
Deprem
seviyesi
0.4
Önemli
Servis
Hasar
Beton
Çelik
Devamlı
Minimum
0.004 (basınç)
0.015 (çekme)
Devamlı
Tamir edilebilir
0.018 (basınç)
0.060 (çekme)
Tablo 2.1: S1 ve S2 deprem seviyeleri performans seviyeleri ve birim deformasyon
sınırları tablosu (4)
Kapasite spektrumunun do÷rusal kısmı talep e÷risini kesecek úekilde uzatılır ve kesti÷i
nokta performans noktası olarak belirlenir (eúit deplasman kuralı, bak úekil 2.5).
Performans noktasının x eksenindeki de÷eri hedef deplasman de÷erini vermektedir.
9
8
Kapasite spektumu
Talep spektrumu
Sa ( m/ sn2 )
7
6
5
4
3
Performans
noktası
2
1
0
0.00
0.02
0.03
0.05
0.06
0.08
0.09
0.11
0.12
Gt
0.14
0.15
0.17
0.18
0.20
0.21
0.23
0.24
0.26
0.27
0.29
0.30
Sd (m)
ùekil 2.5: Örnek kapasite-talep spektrumu
kesiútirilmesi
TetTs ise C1=1
Ts º
ª
Te<Ts ise C1 «1 ( R 1) ˜ » / R(FEMA 356 bölüm 3.3.3.3.2)
Te ¼
¬
R: Elastik dayanım talep oranı
Te: Yapının etkin periyodu
(2.5)
Ts: Davranıú spektrumunun karakteristik periyodu
C1: Maksimum inelastik deplasmanla hesaplanan lineer elastik deplasmanlar arasında
düzeltme faktörü
E÷er Te<Ts durumu gerçekleúirse bulunan hedef deplasman de÷eri C1 de÷eri ile arttırılır
Hedef deplasmana ait dönme de÷erleri her eleman için plastik mafsal boyuna (Lp) bölünür
ve elemanın plastik e÷rilik de÷eri (Np) bulunur. Bu plastik e÷rilik de÷erine elastik e÷rilik
de÷eri (Ne) eklenerek toplam e÷rilik de÷eri bulunur. Bu toplam e÷rili÷e
karúı gelen
betondaki ve çelikteki birim deformasyon de÷erleri hesaplanır. Bu de÷er her bir deprem
seviyesi için yukarıda tablo 2.1 de verilen limit birim deformasyon de÷erleriyle
karúılaútırılır.
)p=Np*Lp
)p: Plastik dönme
(2.6)
Np: E÷rilik Lp: Plastik mafsal boyu
3. MATEMATøK MODEL
Köprünün tüm üstyapı elamanları (kolon, baúlık kiriúi, döúeme, tabliye) üç boyutlu
çubuk elemanlar olarak tanımlanmıútır. Elemanlar 3 deplasman ve 3 dönme olmak üzere 6
serbestlik derecesine sahiptir. Genleúme derzi olan ayaklarda döúeme elemanları (Bak úekil
3.1) kaldırılarak üstyapı süreklili÷i kesintiye u÷ratılır. Tabliye modelde çubuk olarak
tanımlanır.Viyadük kenar ayakları modele katılmaz ve kenarayak elastomerleri alt
uçlarından ankastre kabul edilir. Orta ayak kolonları alt uçları ankastre olarak modellenir.
Kolonların üstündeki baúlık kiriúleri ile tabliyenin ba÷lantısını sa÷layan elastomer
mesnetler SAP2000 programında NLLINK elemanları olarak tanımlanır. Elastomer
mesnetler sadece kesme kuvveti aktaran elemanlar oldu÷u için kayma rijitlikleri her iki
do÷rultuda aúa÷ıdaki formül ile hesaplanır (elastomer dönme rijirli÷i sıfır alınır).
K
G˜A
L
(3.1)
K: Kayma rijitli÷i (kN/m)
G: Kayma modülü (kN/m2)
A: Mesnet alanı (m2)
L: Mesnet yüksekli÷i (m)
Elastomer mesnetlerin tabliyeyle ve baúlık kiriúi ile ba÷lantıları düúeyde-yatayda fiktif
elemanlarla sa÷lanır. Köprü üstyapısının (tabliye) kütlesi her bir çubuk elemanının baú ve
sonunda toplandı÷ı kabul edilerek her iki global eksende (X,Y) o noktalara etkitilir.
Fiktif
Eleman
Tabliye
Döúeme elemanı
Fiktif
Eleman
Fiktif
Eleman
2
Fiktif
Eleman
3
Elastomer
mesnet
Baúlık
Kiriúi
Fiktif
Eleman
Kolon
Sekil 3.2: Köprü enkesiti
ùekil 3.1: Genleúme derzsiz orta ayaklarda model detayı
Tabliye enkesiti úekil 3.2 de verilmiútir. Tabliye modelde çubuk olarak tanımlanmıútır.
Enkesit özellikleri A=9.256 m2, I33=6.004 m2, I22=202.98 m2 gibidir.
Baúlık kiriúlerinde üstyapının her iki global eksende deplasmanlarını sınırlayan deprem
takozları bulunmaktadır. Gerek çekilen resimlerde gerekse yapılan gözle muayene
sonucunda mevcut elastomerlerin artık kullanılamaz halde ve de÷iútirilmesi gerekti÷i
sonucuna varılmıútır. Elastomer mesnetlerin de÷iútirilmesi iúlemi için mevcut baúlık
kiriúlerinde bulunan en uygun yöntem deprem takozlarının kaldırılarak bulundukları
yerlere 2500 kN luk hidrolik krikolar yerleútirilmesi ile gerçekleútirilmesidir. Dolayısı ile
kaldırılan deprem takozlarının yeniden yapılması mümkün olmadı÷ından köprü 1. aúamada
elastomer mesnetlerin çalıúma mesafesini sınırlayan takozların kaldırıldı÷ı düúünülerek
yüzen köprü olarak hesaplanmıútır. Yüzen köprüden kasıt üst yapının hiçbir engele
takılmadan (Seismic device, deprem takozu) baúlık kiriúlerinin üzerinde bulunan elastomer
mesnetler vasıtası ile salınım yapmasıdır.
Kolon elemanlarında çatlamıú kesitin atalet momenti kullanılmıútır. Kolonlarda plastik
mafsal oluúmasını bekledi÷imiz kesitlere SAP2000 programında plastik mafsallar
yerleútirilmiútir. Plastik mafsalları tanımlayabilmek için kolon enkesitleri Autocad
programı ile çizilmiú ve úekil 3.3 da örnek olarak görülen kesitlerdeki beton, çelik
koordinatları bulunmuútur. Bu koordinatlar kullanılarak her kolon kesitinin moment-e÷rilik
diyagramları Xtract programı kullanılarak çizilmiú ve bilineer hale getirilmiútir. Elde
edilen moment-e÷rilik diyagramları (Bak. ùekil 3.5) moment-rotation e÷risine çevrilmiú
(Bak. ùekil 3.6) ve Sap2000 programında úekil 3.3 de görülen kesitlerdeki mafsallara
tanımlanmıútır.
Moment-e÷rilik diyagramları çizilirken paspaylarının oldu÷u bölgelerde
sargısız beton (bak úekil 1.6) di÷er bölgelerde ise sargılı betonun davranıúı gözönüne
alınmıútır. Sargılı beton davranıúı için Manderin modeli kullanılmıútır (5) . Çelik modeli
için Caltrans SDC 3.2.3 maddesine bakılmıútır (6).
Sargı 1
Lp (m)
Sargı 2
Lp (m)
z=6.765 kesiti
z=8.265 kesiti
z=6.765 kesiti
z=5.265 kesiti
z=3.30 kesiti
z=5.265 kesiti
Sargı 1
z=3.30 kesiti
z=1.50 kesiti
z=0.00 kesiti
P6 aksı
z=0.765 kesiti
z=0.00 kesiti
ùekil 3.4: Kolon beton bölgeleri
P5 aksı
ùekil 3.3: P5 ve P6 aksları kolonlarında plastik mafsal yerleútirilen
kesitleri plastik mafsal boyları
Beton modelini tanımlayabilmek için H kolon kesiti úekil 3.4 deki gibi bölgelere
ayrılmıú ve her iki bölgede bulunan farklı etriye adet, úekilleri (Bak úekil 3.7)kullanılarak
sargılı beton dayanımları hesaplanmıútır.
80000
0
0.000
Np=0.0046
Moment (kNm)
Moment (kNm)
Ne=0.0013
160000
Ne=0.0013 1/m
Nu=0.0048 1/m
My=129400 kNm
Mu=15100 kNm
0.025
0.050
180000
Ip=Np*Lp
Lp=0.3825 m
Np=0.0467 1/m
90000
Ip=0.018 radian
0
0
0.018
Plastik dönme (radian)
E÷rilik(1/m)
ùekil 3.5: P5 aksı z=0 kesiti köprü boyuna
yönde moment e÷rilik e÷risi
ùekil 3.6 Sap2000 programında tanımlanan
P5 aksı kolonu z=0 kesiti M33 mafsalı
(köprü boyuna yönde) moment-plastik
dönme diyagramı
4. VøYADÜK HAKKINDA KISA BøLGøLER
øncelenecek olan Mahmutbey Viyadü÷ü (Bak úekil 4.1, 4.2) østanbul 2. Çevreyolu (O2) üzerinde Km.0+572-0+972 arasında bulunmaktadır.Viyadük 10 açıklıklı, L=399.8 m
uzunlu÷unda olup her biri 16.50m geniúli÷inde 2 adet köprüden oluúmaktadır. Üstyapı
öngerilmeli önçekim trapez kesitli kiriúlerden oluúmaktadır. Kiriúlerin üstünde 25 cm
kalınlı÷ında döúeme betonu bulunmaktadır. Basit oturan öngerilmeli kiriúlerin altında
de÷iúik ebatlardaki elastomer mesnetler bulunmaktadır. Orta ayaklar maksimum yüksekli÷i
40m olan “H” kesitli kolonlardan ve üstündeki baúlık kiriúlerinden oluúmaktadır.
ùekil 4.1 : Mevcut Viyadük ve deforme olmuú elastomer mesnet görünüúleri
5.1 BøRøNCø AùAMA HESAPLAR
Mahmutbey Viyadü÷ünün öncelikle matematik modeli kurulmuú ve performansa dayalı
analiz prosedürleri kullanılarak hesaplar yapılmıú, aúa÷ıda verilen sonuçlar elde edilmiútir.
5.1.1 SAP2000 MODEL VE MOD ùEKøLLERø
ùekil 5.1 Köprü SAP2000 modeli
ùekil 5.2 Köprü 1. modu (boyuna) T=2.307 s
ùekil 5.3 Köprü 2. modu (enine) T=2.1177 s
75000
Spektral ivme
(m/s2)
Kuvvet (kN)
5.1.2 KÖPRÜ KAPASøTE DøYAGRAMLARI VE SPEKTRUMLARI.
50000
25000
0
0.0
1.0
6
3
0
0.0
2.0
0.9
Spektral deplasman (m)
Deplasman (m)
ùekil 5.5: Köprü enine yönde
kapasite spektrumu (bilineer halde)
125000
4
62500
0
2.0
4.0
6.0
Deplasman (m)
Spektral ivme (m/s2)
Kuvvet (kN)
ùekil 5.4: Köprü enine yönde
kapasite diyagramı
0.0
1.8
2
0
0.0
1.5
3.0
4.5
Spektral deplasman (m)
ùekil 5.6 Köprü boyuna yönde kapasite
diyagramı
ùekil 5.7 Köprü boyuna yönde
kapasite spektrumu (bilineer halde)
5.1.3 BøRøNCø AùAMA ANALøZ SONUÇLARI
Yapılan hesaplar sonucunda orta ayak kolonlarında mafsallarda oluúan dönmelerin S1 ve
S2 deprem seviyeleri için tanımlanan “Serviste kalma” ve “Tamir edilebilir Hasar”
Performans seviyelerini sa÷ladı÷ı görülmüútür. Tüm mafsallardaki sonuçları yazmak
yerine hesap mantı÷ını anlatmak üzere P4 aksı kolon en alt kesitindeki mafsalda S2
seviyesinde oluúan dönmeler tahkik edilmiútir.
Tp = 0.002635 rad
Fp = Tp / Lp
F=Feҙ+Fp
Lp = 0.765 m
Fp = 0.002635 / 0.765 = 0.00344
F = 0.001303 + 0.00344 = 0.004743 F=0.004743 için
Hc = 0.0016 < 0.018 (Sargılı beton için)
Hs = 0.0116 < 0.06 (Çelik için)
Sonuçta P4 aksı en alt mafsalı bu hesap adımında S2 deprem seviyesinde ‘tamir
edilebilir hasar’ halini sa÷lamaktadır
5.1.4 ELASTOMER MESNET HESAPLARI
Elastomer mesnet hesaplarında deplasmanlar kontrol edilmiútir. Deplasman kontrolü
yapılırken mesnedin yaptı÷ı deformasyonun net kauçuk kalınlı÷ına oranına bakılmıútır. Bu
oranın limiti (tan J) S1 depremi için 1 ve S2 depremi için 2 alınmıútır.
S1
S1
S2
S2
S1
S1
S2
S2
Aks boyuna enine boyuna enine Aks boyuna enine boyuna enine
A
0.74
0.173
1.08
0.26
P6
0.35
0.595 0.619 0.865
P1
0.46
0.38
0.76
0.553
P7
1.727 1.267
P2
0.38
0.58
0.675
0.85
P8
0.357 0.508 0.635 0.714
P3
1.48
1.05
2.133
1.66
P9
0.37
0.64
0.433
P4
0.587
0.817
0.873
1.19
B
0.492 0.146 0.693
0.22
P5
0.147
0.431
0.353 0.637
0.3
2.6
Tablo 5.1: Elastomer mesnet deplasman kontrolü (Tan J=G / hrt )
1.833
Tablo 5.1 de görüldü÷ü gibi 1. aúamada Mevcut viyadükte yapılan hesaplar sonucu
enine ve boyuna yönde elastomer mesnetlerin deformasyonlarının çok fazla oldu÷u
görülmüútür. Bu sebepten viyadükte her aksta enine ve boyuna yönde deprem takozları
yapılması uygun görülmüútür. Deprem takozları matematik modele yerleútirilerek 2.
aúamada viyadük enine ve boyuna yönde tahkik edilmiútir.
5.2 øKøNCø AùAMA
økinci aúamada, viyadü÷e deprem takozu (bak úekil 5.8, 5.9) eklenmiú model enine ve
boyuna yönde tahkik edilmiútir. Bu modelde elastomer mesnet için tanımlanan NLLINK
elemanlar kaldırılıp yerine fiktif elemanlar yerleútirilmiútir.
P3 aksı kolon en alt kesitindeki mafsalda S2 seviyesinde oluúan dönmelerin tahkiki
Tp = 0.001269 rad
F=Feҙ+Fp
Lp = 0.75 m
Fp = Tp / Lp
F = 0.000849 + 0.001692 = 0.002541
Fp=0.001269/0.75=0.001692
F=0.002541 için
Hc = 0.00335 < 0.018 (Sargılı beton için)
Hs = 0.01054 < 0.06 (Çelik için)
P9 aksı kolon en alt kesitindeki mafsalda S2 seviyesinde oluúan dönmelerin tahkiki
Tp = 0.008301 rad
F=Feҙ+Fp
Lp = 0.3825 m
Fp = Tp / Lp
F = 0.001306 + 0.0217 = 0.023008
Fp=0.008301/0.3825=0.0217
F=0.023008 için
Hc = 0.0064 < 0.018 (Sargılı beton için)
Hs = 0.0576 < 0.06 (Çelik için)
Kolonlardaki mafsallarda oluúan dönmelerin sınırlar içerisinde kaldı÷ı görülmüútür.
ùekil 5.8 Köprü boyuna ve enine yapılan yeni deprem takozları resimleri
6.SONUÇ
Performansa Dayalı Tasarım son 7-8 yılda geliúen yeni bir yöntemdir. Yöntemi esas alan
Caltrans Sismik Tasarım Kıstasları 2001 köprüler ve viyadükler ile ilgili çok yeni bir
úartnamedir. Bir takım yaklaúımları ve de÷erlendirmeleri kapsamadı÷ı durumlarda
úartname hesap anında di÷er úartnamelerinde (FEMA 356, ATC-40) kullanılabilece÷ini
söylemektedir.
Yöntem olarak baktı÷ımızda elde edilen sonuçların tasarımda kullanılan deprem
seviyesinde taúıyıcı elemanların hangi durumda oldu÷u (çelik ve betonun gerilme-birim
deformasyon diyagramlarında hangi seviyelerde oldu÷u) hakkında açık bilgiler
vermektedir.
Bu çalıúmada kullanılan Mahmutbey Viyadü÷ü Caltrans Sismik Tasarım Kıstasları
2001 ùartnamesine göre normal köprü sınıfına girmektedir. Tek tip üstyapı, eúit
uzunluktaki açıklıklar ve benzer detaylar kullanıldı÷ından köprü oldukça düzenlidir.
Viyadük hesapta tek modlu çözümün uygulanabilirli÷ini sa÷lamaktadır (modal katılım
uygundur). Ancak düzensiz köprülerde birinci modun katılımının yeterli olmadı÷ı
durumlarda çok modlu çözümlere ihtiyaç duyulmaktadır (Sayın Prof. Dr. Nuray
AYDINOöLU’nun IRSA “Incremental Response Spectrum Analysis” ve Anıl
CHOPRA’nın Çok modlu Pushover yöntemleri).
Yapılan hesaplarda taúıyıcı kolon elemanlarında sorun görülmemiú öngerilmeli kiriúlerin
altındaki elastomer mesnetlerin gerekli úartları sa÷layamadı÷ı görülmüútür. Mevcut deprem
takozlarının hem mesnetler yenilenece÷inden dolayı kaldırılması nedeniyle hemde yatay
kuvvetleri taúıyamaması nedeniyle yeni deprem takozları dizayn edilmiútir. Takozları yeri
ve konumu belirlenirken Viyadü÷ün sıcaklık de÷iúimlerinden kaynaklanan uzamaları
hesaba katılarak kiriú takoz arası uygun mesafeler bırakılmıú ve kiriú-takoz çarpıúmasından
dolayı hasarları azaltmak için takozun üzerine elastomer mesnetler yerleútirilmiútir.
KAYNAKLAR
1. Yalçın, S., 2003. Viyadüklerin Deprem Durumunda AASHTO, CALTRANS
Standartlarına Göre Tahkiki ve Bir Uygulama, øTU Fen Bilimleri Enstitüsü Yüksek
Lisans Tezi, Türkiye, 118 s.
2. FEMA 356, Prestandardand Commentary for the Seismic Rehabilitation of Buildings,
Federal Emergency Management Agency, Washington, A.B.D., November 2000, 420 s
3. ATC-40 Seismic Evaluation and Retrofit of Concrete Buildings, Applied Technology
Council, SSC 96-01, , California , A.B.D., November 1996, 312 s.
4. Priestley, N. ve Kowalsky, J., “Aspects of Drift and Ductility Capacity of Rectangular
Cantilever Structural Walls”, California Univercity, A.B.D.,12s
5. Priestley, N. ve Calvi, M., Seismic Design and Retrofit of Bridges, New York, John
Wiley and Sons, A.B.D., Ekim 1995, 686 s.
6. CSD Ver.1.2, 2001. Seismic Design Criteria Version 1.2, California Transportation,
California, A.B.D., December 2001, 120 s.
7. Aydıno÷lu, N. , “An Incremental Response Spectrum Analysis Procedure Based on
Inelastic spectral displacement for Multi-Mode Seismic Performance Evaluation”,
Bulletin of Earthquake Engineering, 3-36, Netherland, Ocak 2003, 34s
PERFORMANCE-BASED DESIGN AND AN APPLICATION RELATING TO
THE VIADUCTS ON ISTANBUL HIGHWAY
Serhat YALÇIN
M.Sc.C.Eng.
EMAY International Engineering Cons. &
Trd. Co. Ltd.
ISTANBUL, TURKEY
A. Necmettin GÜNDÜZ
Assoc. Prof.
Department of Structural Engineering,
Faculty of Civil Engineering, ITU
ISTANBUL, TURKEY
ABSTRACT
In this presentation, the performance-based analysis method of viaducts is studied
covering its theoretical backgrounds and its application on Mahmutbey Viaduct on TEM
Highway, whose retrofitting works have been carried out by General Directorate of
Highways 17th Division Directorate. Firstly, the purpose of the method and explanation of
its details as well as the mathematical model of the viaduct to be constructed by the
structural analysis program SAP2000 are given. Then, two phases analysis, based on actual
case of Mahmutbey Viaduct and the case with seismic buffer stops, are performed; the
results of the structural elements, supports and the comments on them are given.