2) performansa dayalı tasarım ve istanbul çevre yolu
Transkript
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 23 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 GA 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.