1 Sahaya Ozel Tasarim Depremi

7/23/2019 1 Sahaya Ozel Tasarim Depremi

http://slidepdf.com/reader/full/1-sahaya-ozel-tasarim-depremi 1/19

6. Geoteknik Sempozyumu26-27 Kasım 2015, Çukurova Üniversitesi, Adana

SAHAYA ÖZEL TASARIM DEPREMİ

SITE SPECIFIC DESIGN EARTHQUAKE

Atilla ANSAL1 Gökçe TÖNÜK 2 Aslı KURTULUŞ3

ABSTRACT

Forces generated during a probable earthquake that will affect structures may varysignificantly due to the properties of soil and rock layers in the soil profile. These differencesmay lead to variations in the amplitude, duration, and frequency content of the accelerationtime histories. The evaluation of these possibilities requires detailed site investigation ofsoil layers encountered in the soil profile and site response analysis in accordance with theseismic hazard analysis. An important step in site specific response analysis is the selectionand scaling of the input acceleration records. To account for the variability in earthquakesource factors, relatively large number of acceleration records compatible with the sitedependent earthquake hazard in terms of probable magnitude range, distance and faultmechanism recorded on stiff site conditions need to be used as input acceleration records forsite response analysis conducted for each soil profile. Site-specific seismic hazard analysismay also need to be conducted to assess design earthquakes with respect to different

performance levels. The outcome of a probabilistic seismic hazard is the uniform hazardacceleration spectrum on the engineering bedrock outcrop. However, unless a probabilistic

approach is adopted the site response analysis would not yield uniform hazard spectrum onthe ground surface. A brief review of what has been reported in the literature and recent workdone by the authors on this topic is presented here.

Keywords: Site reponse analysis, strong ground motion, uniform hazard design spectrum.

ÖZET

Olası bir depremde yapıları etkileyecek olan deprem kuvvetleri, zemin kesitinde yer alanzemin ve kaya tabakalarının özelliklerine bağlı olarak önemli farklılıklar gösterebilir. Bufarklılıklar deprem ivme genliklerinin büyümesi, ivme zaman kayıtlarının süre ve frekans

özelliklerinin değişmesine yol açabilir. Bu olasılıkları değerlendirebilmek zemin kesitindeyer alan zemin tabakalarının kapsamlı bir şekilde incelenmesi ve sismik tehlike analizleri ileuyumlu zemin büyütme analizleri yapılması ile mümkün olabilir. Bu aşamada sonuçlarıetkileyecek önemli faktörlerden biri sismik tehlike analizi ile uyumlu ivme zamankayıtlarının seçilmesidir. Bu kayıtların sismik tehlike analizinde dönüşüm periyoduna bağlıolarak öngörülen eş tehlike spektrumu ile uyumunda izlenen ölçeklendirme yöntemi

belirleyici olmaktadır. Deprem kaynak özelliklerindeki farklılıklardan doğabileceksaçılımın göz önüne alınabilmesi; olası faylanma türü, kaynak uzaklığı, deprem büyüklüğü,kaydın alındığı noktadaki eşdeğer kayma dalgası hızı, en büyük ivme ve ivme spektrumu

benzerliğine göre çok sayıda deprem ivme kaydının kullanılması ile olabilir. Sahaya özel

1 Prof. Dr., Özyeğin Üniversitesi, Istanbul, [email protected] Y. Doç. Dr. MEF Üniversitesi, Istanbul, [email protected] Doç. Dr., Özyeğin Üniversitesi, Istanbul, [email protected]




tasarım deprem özelliklerinin belirlenmesinde diğer bir konu da farklı performansseviyelerine, farklı yıllık dönüşüm periyodlarına karşı gelen depremler için zemin büyütmeanalizlerinin yapılabilmesidir. Olasılıksal sismik tehlike çalışması sonucu mühendislik anakayası üzerinde öngörülmüş eşit tehlike ivme tasarım spektrumu her periyot seviyesinde aynıolasılıksal aşılma olasılığına sahip iken zemin büyütme analizleri sonucunda yüzeyde

hesaplanan ivme spektrumu bu özelliğini tamamen kaybetmektedir. Bu nedenle sahaya özeltasarım depremi belirlenirken olasılıksal bir yaklaşım izlenmesi doğru olacaktır. Bu yazıdasahaya özel tasarım depremi özelliklerinin belirlenmesi için geliştirilmiş olan yaklaşımlar vetarafımızca yapılmış çalışmalardan elde olunan bulgular özetlenecektir.

Anahtar Kelimeler: Zemin büyütme analizi, kuvvetli yer hareketi, eşit tehlike tasarımspektrumu.

1. GİRİŞ

Mühendislik yapılarının depremler sırasında davranışları ve oluşabilecek hasarlar, yapısal

özellikler kadar o yapının oturduğu temel sisteminin ve zemin tabakalarının özelliklerine de bağlıdır. Bu durumun değerlendirilmesinde sismik tehlike analizleri, deprem tasarımı içingereken deprem özelliklerinin belirlenmesinde, hem olası değişkenlik ve hem de

belirsizlikleri hesaba alıyor olması nedeniyle, bu sürecin önemli bir adımıdır. Sismik tehlikeanalizlerinde yerel zemin koşullarının etkisi göz önüne alınmadan farklı dönüşüm periyotlarıveya aşılma olasılıkları için eşit tehlike ivme spektrumları oluşturmak hedeflenir. Buaşamada yüzeylenmiş mühendislik kayası esas alınmakta ve önerilen eşit tehlike ivmespektrumları zemin büyütme analizleri için başlangıç noktası olmaktadır.Yerel zemin koşullarının tasarım sürecinde gözönüne alınmasında değişik yaklaşımlardansöz edilebilir. Ampirik bir yaklaşıma dayanan azalım ilişkileri, değişik zemin koşullarınakarşı gelen katsayıları içerir. Bu açıdan önemli bir gelişme bu katsayıların zemin kesitinde

üst 30m ortalama kayma dalgası hızının bir fonksiyonu olarak tanımlanmasıdır(Abrahamson vd., 2008).İkinci bir seçenek büyütme faktörlerinin kullanılmasında, kayma dalgası hızı profiline bağlıolarak farklı özelliklere sahip zeminler için belli bir zemin sınıfını temsil eden tipikdavranışların geçerli olduğu kabul edilir. Bu yaklaşımı benimseyen Borcherdt (1994)tarafından önerilen ve yaygın bir şekilde kullanılan yöntemde (NEHRP, 2013), ampirik

büyütme faktörleri anakaya seviyesinde olası ivme spektrumuna, bu spektrumunözelliklerine ve üst 30m ortalama kayma dalgası hızına bağlı olarak hesaplanır.Üçüncü ve daha kapsamlı olarak sahaya özel büyütme analizinde, incelenen sahadaki zemintabakalarının özellikleri ve kayma dalgası hız profili kullanılarak bir boyutlu zemin büyütmeanalizleri yapılmasıdır (Ansal, vd., 2011; Rathje vd 2010, Hashash vd 2010, Tönük, vd2013).Yapı tasarımında farklı performans seviyeleri için bir değerlendirme yapılacak ise, bu

performans seviyelerine karşı gelen 72, 475 ve 2475 sene dönüşüm periyotları için sahayaözel tasarım deprem özellikleri belirlenmelidir. Böyle bir çalışma zemin incelemeleri vezemin büyütme analizlerinin yapılması ile olabilir. Bu analizlerde birinci aşamamühendislik kayası üzerinde tasarım depremini belirlemek için yapılan sismik tehlikeçalışmasını; ikinci aşama ise zemin yüzeyinde veya temel seviyesinde tasarım depremözelliklerini belirlemek amacıyla zemin büyütme analizlerinin yapılmasını kapsar. Sahayaözel ivme tasarım spektrumları, bu şekilde yapılan zemin büyütme analizleriyle belirlenir.Zemin büyütme analizlerinde en yaygın yöntem eşdeğer doğrusal modeller kullanılmasıdır.

Bu (a) mühendislik anakayasına kadar kayma dalgası hızının derinlikle değişiminin; (b)zemin kesitinde yer alan her tabaka için dinamik kayma modülü-sönüm oranı-birim kayma



ilişkisinin bilinmesini gerektirir. Son yıllarda, zemin koşullarının modellenmesindeki belirsizliklerin analiz sonuçlarındaki değişkenliğe etkisi üzerinde çalışmalar yoğunlukkazanmıştır. Bu çalışmaların birçoğunda zemin koşullarındaki değişkenliğin sahaya vespektral periyodlara bağlı olarak etkisinin önemli olduğu, değişkenlik arttıkça hesaplananyüzey davranış spektrumlarında medyan değerlerde azalma, standard sapmalarda artma

görüldüğü belirtilmektedir (Stewart ve Kwok, 2008; Rathje vd. 2010, Baturay ve Stewart,2003, Stewart ve Baturay, 2002).Zemin büyütme analizlerinde önemli konulardan biri; sismik tehlike analizi sonucundatanımlanan eşit tehlike tasarım spektrumu esas alınarak yapılan zemin büyütme analizlerisonucunda eğer olasılıksal bir yaklaşım izlenmedi ise yüzeyde hesaplanan tasarımspektrumlarının olasılıksal olma özelliğini kaybetmesidir. Bu nedenle zemin büyütmeanalizleri sonucunda zemin yüzeyinde elde edilen ivme tasarım spektrumlarının her periyotiçin eşit aşılma olasılığında olması tercih edilen bir yaklaşımdır. Bu amaçla farklı yöntemler

benimsenerek bu durum için önerilen çözümler (Rathje, vd 2013, Bazzurro ve Cornell, 2004)özetlenecek ve tarafımızdan geliştirilen yaklaşımlar anlatılacaktır (Ansal vd., 2013, Tönükvd., 2013). Gene bu amaca yönelik bu çalışma kapsamından zemin kesitinde her tabaka için

belirlenen kayma dalgası hızının değişikenliği Monte Carlo simulasyon yöntemi kullanılarakmodel edilmeye çalışılmıştır.Son yıllarda doğrusal olmayan zemin davranışının hangi koşullarda etkin olduğu ve doğrusalolmayan modellerin kullanılmasının gerekliliği konularında da (Assimaki ve Li, 2012,Stewart vd. 2008, Hashash vd., 2010) çalışmalar da yapılmaktadır. Bu yazıda bunlardan sözedilmeyecektir.

2. ZEMİN DAVRANIŞLARI

Depremler sırasında zemin kesitinde yer alan farklı zemin tabakaları düzensiz tekrarlı kaymagerilmelerine maruz kalırlar. Bu gerilmeler altında zemin tabakalarının nasıl bir davranışgösterecekleri incelenmeli ve buna göre bir değerlendirme yapılmalıdır. Zemin tabakalarıdeprem özelliklerini ve deprem dalgaları da zemin tabakalarının gerilme-şekil değiştirme vekayma mukavemeti özelliklerini değiştirir (Ansal, 1998). Zemin tabakalarının tekrarlıkayma gerilmeleri etkisinde davranışlarını incelerken iki konu önem kazanır. Bunlardan ilkitekrarlı kayma gerilmeleri altında kayma mukavemeti diğeri ise gerilme şekil değiştirmeözellikleridir.Zeminlerin tekrarlı gerilmeler altında gerilme-şekil değiştirme özellikleri olarak dinamikkayma modülü-sönüm oranı-birim kayma değişimleri kullanılarak belirlenir. Gözlenenzemin davranışlarında diğer inşaat malzemelerinden farklı olarak gerilme-şekil değiştirmeve mukavemet davranışlarında farklı eşiklerin bulunduğu gözlenmiştir (Ansal, 1994, 1995,

Darendeli, 2001; Okur ve Ansal, 2007, Vucetic ve Dobry, 1992; Seed ve Idriss, 1970). Bueşikler zemin elemanlarının elastik, elastoplastik ve plastik davranışları arasındaki sınırlarıgöstermektedir. Bu eşikler aynı zamanda zemin davranış ve büyütme analizlerinde analizyöntemi seçilmesinde önemli olurlar. Sahaya özel tasarım deprem özelliklerinin

belirlenmesi için yapılacak olan zemin büyütme analizlerinde dinamik kayma modülü-sönüm oranı-birim kayma değişimlerinde gözlenen farklılıklar bu durumu yansıtmaktadır.Bu aşamada önemli olan her tabaka için seçilecek dinamik kayma modülü-sönüm oranı-

birim kayma değişimlerinin zemin kesitinde yer alan zemin cinslerine uygun seçilmeleridir.Son yıllarda yapılmış olan araştırmalarda dinamik kayma modülü–sönüm oranı-birim kaymailişkilerinin efektif düşey basınca bağımlı olduğunu göstermiştir (Darendeli vd 2001). Dahaönceden yapılmış olan zemin büyütme analizlerinde, zemin tabaka derinliklerinden bağımsız

alınırken, artık böyle bir varsayım yapmanın çok doğru olmayacağı bilinmektedir. Ataköydeprem istasyonunda 1999 Kocaeli depreminde alınan deprem kaydını model etmek için




yapılan parametrik çalışmada (Ansal, et al, 2010) Şekil 1’de gösterildiği gibi düşeygerilmeye bağımsız ve bağımlı ilişkiler kullanılması durumlarında yüzeyde hesaplanan ivmespektrumlarında farklılıklar gözlenmiştir. Düşey gerilmeye bağımlı ilişkiler kullanılmasısonucunda hesaplanan ve kayıt edilmiş spektrum arasında daha iyi bir uyum gözlenmiştir.Tekrarlı kayma gerilmeleri altında yapılan deneylerde tekrarlı kayma gerilmesi genliği-birim

kayma genliği ilişkisinden çevrim sayısına bağlı bir dinamik kayma mukavemetitanımlanabilir. Bunun dışında tekrarlı yükleme sonrası veya deprem sonrası kaymamukavemeti ve gerilme-şekil değiştirme özelliklerinde, efektif gerilmesinin azalması vedane yapısının bozulması sonucunda bir yumuşama, statik kayma mukavemetinde azalmalarve ek oturmalara ve temel göçmelerine yol açabilir. İnceleme alanında olabilecek birdepremde zemin tabakalarında önemli mukavemet kayıpları hem temel tasarımı hem de yapıtasarım spektrumunun belirlenmesi açısından önemlidir.

Şekil 1. İstanbul’da Kapsamlı Sondaj Çalışmaları Ve Laboratuvar Deneyleri SonrasıTanımlanan Ataköy Zemin Kesitinde Düşey Gerilmelere Bağımlı Dinamik Kayma

Modülü-Sönüm Oranı - Birim Kayma İlişkilerinin Kullanılması Ve KullanılmamasıSonucunda Hesaplanan İvme Tepki Spektrumları

3. YEREL ZEMİN KOŞULLARI

Sahaya özel tasarım ivme deprem spektrumu belirlenmesinde, önemli ikinci bir aşama dayerel ölçekte jeolojik, geoteknik ve jeofizik verilerilerin değerlendirilmesi, inceleme alanıiçinde kalan bütün sondaj ve arazi deneyi verileri kullanılarak yeterli sayıda zemin profilitanımlanmasıdır. Yerel zemin özelliklerinin tanımlanması amacıyla yürütülen çalışmalardaiki konu önem kazanır. Bunlardan birincisi; zemin kesitinde yeralan tabakaların sondajlarsırasında alınan numuneler üzerinde yapılan laboratuvar deneylerine dayanaraksınıflandırılmaları, ikincisi ise mühendislik kayası olarak tanımlanan, kayma dalgası hızının,Vs≥750m/s olduğu derinliğinin belirlenmesidir. Hem deprem yönetmeliklerine göre yerelzemin sınıflandırması yaparken hem de zemin büyütme analizlerinde zemin tabakalarınınözelliklerini tanımlarken her sondaj noktası için bu bilgiler derlenmiş olmalıdır.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.01 0.1 1 10

S P E K T R A L İ V

M E

( g )

PERİYOT (sn)

KAYIT

GERİLME BAĞIMSIZ

GERİLME BAĞIMLI

DB

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.01 0.1 1 10

PERİYOT (sn)

KG



Şekil 2. İstanbul’da Sondaj Çalışmaları ve Laboratuvar Deneyleri Sonrası BirbirineGöreceli Olarak Yakın Noktalarda Bulunmuş Üç Zemin Kesiti

Bu aşamada yüzeyde hesaplanacak olan tasarım ivme spektrumunun güvenirliği zeminkesitinde yer alan tabakaların kalınlıklarının, zemin sınıflarının ve bu sınıflara karşı gelenzemin özelliklerinin doğru bir şekilde belirlenmesi ile orantılıdır. Örneğin Şekil 2’teIstanbul’da göreceli olarak birbirine yakın noktalarda yapılmış sondajlardan bulunmuşzemin kesitleri gösterilmiştir. Buradan da görülebileceği gibi hem zemin tabakalaşması hemde mühendislik kayası derinliği açısından önemli farklar gözlenmektedir (Ansal vd. 2014).Zemin büyütme analizleri açısından bu aşamadaki diğer önemli bir özellik de zeminkesitinde yer alan zemin tabakaları için dinamik kayma modülü seçimine esas olacak kaymadalgası hızlarının belirlenmesidir. Bu hızların tercihen kuyu içi veya yüzey sismik dalga hızıölçüm metodları ile bulunması tercih edilir. Ama her durumda bir seçenek de SPT darbesayıları cinsinden mevcut amprik ilişkiler kullanılması olabilir. Burada amaç mevcut bütünverileri kullanarak kayma dalgası ölçümlerinde olabilecek hataları ve saçılımı görmektir.

Hangi ölçüm ve hesap yöntemi kullanılırsa kullanılsın kayma dalgası hızları zemin kesitindedeğişkenlik gösteren önemli bir parametredir. Sismik tehlike analizi sonucunda mühendislikkayası üzerinde hesaplanmış eşit tehlike spektrumunu aynı olasılık ile yüzeye taşımakhedeflenmiş olduğuna göre, bunu sağlamada bir yaklaşım zemin tabaka kalınlıklarının doğruolarak belirlendiğini varsayarak bütün olasılık modelini kayma dalgası hızlarının dağılımmodeline bağlamak olabilir. Bunun gerçekçi bir şekilde yapılabilmesi için belirlenen kaymadalgası hızı profilinde ortalama değerlerin ve olası saçılımın, eğer bu saçılımın bir normaldağılım ile modellenebileceği varsayılırsa standart sapmanın değeri konusunda gerçekçi birdeğerlendirme yapılması gerekir.Yerel zemin koşulları açısından diğer önemli bir parametre mühendislik ana kayasınınderinliğinin belirlenmesidir. Bu her koşulda kolayca elde edilebilecek bir değer değildir.

Birçok durumda bu derinliklere kadar sondaj yapılamayabilir veya kuyu içi sismik ölçümlerolmayabilir. Günümüzde yüzey dalgalarının spektral analizine dayanan ölçüm yöntemleri

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 250 500 750 1000

D e r i n l i k ( m )

Kayma Dalgası Hızı (m/s)

YASS

ML-CL

CL-CH

CL-ML

ML-CL

CL-ML

GM-GC

KİLTAŞI

0

20

40

60

80

100

120

0 250 500 750 1000


CL-ML

CL-CH

SM-ML

CL-CH

SM-SC

CH-CL

CL-CH

CH-CL

CL-CH

KUMTAŞI

GROVAK

CH-CL

YASS

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 250 500 750 1000


YASS GW-SW

CL-CH

KİLTAŞI

CL-ML

CL-CH

CL-ML

SC-CL

CL-SC

GC-SC

SC-CL

SILTTAŞI




(MASW veya SASW) bu amaca yönelik olarak çokça kulanılmaktadır. Ama bu yöntemlerdeyüzey dalgaları dispersiyon eğrisine uyum sağlanması aranması nedeniyle tabaka kalınlıklarıve tabakaların kayma dalgası hızları kullanılarak bir optimizasyon yapılmaktadır. Bu dayapılan değerlendirmenin tekil bir çözümü olmadığını seçilecek her zemin tabakası içinfarklı bir kayma dalgası hızı profili elde edileceğini gösterir. Eğer incelenen bölgede yeterli

bir sondaj ve jeolojik çalışma yapılmamış ve elde yeterince veri yoksa bu yöntemler ile bulunan kayma dalgası hızı profillerinin doğru olması beklenmemelidir.Bu kapsamda diğer önemli bir soru da mühendislik anakayası olarak tanımlanan kaymadalgası hız değeri olmaktadır. Bazı araştırmacılar ve genellikle uygulamaya yönelikdeğerlendirmelerde mühendislik kayası kayma dalgası hızını Vs=450m/sn seviyesinde bilealınabileceği belirtmişlerdir. Mühendislik anakayası veya referans zemin tabakasıkavramının zemin büyütme analizlerine iki türlü yansıması bulunmaktadır. Bunlardan ilki;sismik tehlike analizleri bu kavram ile uyumlu olarak mühendislik anakayası üzerindekideğerler için hesaplanır. Bu hesaplar yapılırken kullanılan azalım ilişkileri mühendislikanakayası olarak kabul edilen yerel koşullarda alınmış kayıtlara dayanır. Bu nedenlemühendislik kayası olarak tanımlanan değerin değişmesi sismik tehlike analizlerinde

değişmesi anlamına gelir. Bu bağlamda zemin büyütme analizleri için deprem kayıtlarıseçerken sismik tehlike ile uyumlu olarak mühendislik kayası üzerinde alınmış kayıtlarkullanılır. İkinci bir konu da bu yaklaşımın deprem özelliklerinin mühendislik anakayasıiçinde önemli bir değişim göstermediği, önemli olan değişimin deprem dalgalarının zemintabakaları içinden geçerken meydana geldiği varsayımına dayanmasıdır.

Şekil 3. İstanbul’da Düşey Deprem İstasyonlarında Mühendislik Kayası SeviyesindeAlınmış Kayıtları İvme Tepki Spektrumları

Bugüne kadar İstanbul düşey deprem istasyonlarından her üç istasyonda da mühendislikkayası seviyesinde alınan kayıtların ivme tepki spektrumları Şekil 3’te verilmiştir (Kurtulus,

2011). Burada ivme spektrumları arasında önemli farklar gözlenmektedir. Bu daVs≥750m/sn olarak tanımlanan mühendislik anakayası kayma dalgası hızının çok gerçekçi

0.000

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01 0.1 1 10

S P E K T R A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

ATK 140m

ZYT 288m

FTH 136m

DB

19.05.2011 M = 5.9 KÜTAHYA

0.000

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01 0.1 1 10

PERİYOT (sn)

KG19.05.2011 M = 5.9 KÜTAHYA

0.00

0.01

0.01

0.02

0.02

0.01 0.1 1 10

S P E K

T R A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

ATK 140m

ZYT 288M

FTH 136M

24.05.2014 M=6.5GEYVE - DB

0.00

0.01

0.01

0.02

0.02

0.01 0.1 1 10

PERİYOT (sn)

24.05.2014 M=6.5GEYVE - KG



bir varsayım olmadığına bir kanıt olarak algılanabilir. Bunun uygulamaya yansıması sismiktehlike analizideki azalım ilişkileri ve ivme kaydı seçimi açısından uygulamalarda değişiklikyapılmasını gerektirecektir.Zemin profilleri tanımlanırken sınırlı deneysel ve sayısal veri bulunması durumunda yapılanyorumlarda güvenli tarafta kalmak hedeflenir, ama güvenli tarafta kalmak her zaman

sağlanamayacağı gibi hem yerel zemin sınıflarının seçiminde hem de zemin büyütme,sıvılaşma ve heyelan tehlikesi analizlerinde sonuçlar gerçekçi olmayacak ve uygulanmasıtavsiye edilen önlemler doğru olmayabilecektir. Bu nedenle zemin kesitinde olasıdeğişkenlikler hem tabaka kalınlıkları, kayma dalgası hızı profilleri ve hem de anakayatabakası derinliği açısından olasılıksal bir yaklaşımın benimsenmesi tasarım ve uygulamaaşamalarında karar verilmesini kolaylaştıracak ve önerilen sonuçların hem mühendislikuygulaması açısından hem de eğer performans bazlı bir tasarım hedefleniyorsa daha tutarlıolmasına yol açacaktır.

4. İVME ZAMAN KAYITLARININ SEÇİMİ VE

ÖLÇEKLENDİRİLMELERİ

Sismik tehlike analizinin son aşaması, incelenen saha için zemin yüzeyindeki depremözelliklerinin belirlenmesidir. Bu aşamada tercih edilen seçenek zemin yüzeyindeki depremözelliklerinin, detaylı bir zemin incelemesi ve yerel sismik tehlike bulguları ile uyumlu ivmekayıtlarının kullanıldığı zemin büyütme analizleri sonucunda tanımlanmasıdır. Göreceliolarak kısa mesafeler içinde zemin kesitlerinde gözlenen değişiklikler ve geçmişdepremlerde yerel zemin koşullarının önemli olduğuna dair elde edilmiş bulgular (Hartzellvd. 1997, Ansal vd. 2010) göz önüne alınırsa, sahaya özel deprem özelliklerinin

belirlenmesinde zemin büyütme analizleri yapılması daha doğru bir seçenektir. Bu aşamadaönemli bir konu, büyütme analizleri için kullanılacak ivme zaman kayıtlarının seçilmesidir.

Bu konuda yapılan parametrik çalışmalarda üretilmiş ivme zaman kayıtları geçmişdepremlerde elde olunmuş ivme zaman kayıtlarının kullanılmasının daha gerçekçi sonuçlarverdiği gözlenmiştir. Deprem kaynak özelliklerindeki farklılıkların ve belirsizliklerin etkisi

bir ölçüde sismik tehlike ile uyumlu çok sayıda deprem ivme kaydının kullanılması ilemümkün olabilir (Ansal ve Tönük, 2007).

Zemin büyütme analizlerinde incelenen bölge için yerel sismik tehlike çalışmalarında belirlenmiş olan sismik ve tektonik koşullar (fay mekanizması, deprem büyüklüğü ve fayuzaklığı) ile uyumlu geçmiş depremlerde mühendislik kayası üzerinde (Vs≥750m/s) alınmışivme zaman kayıtlarının seçilmesi tercih edilir (Bommer ve Acevedo, 2004; Bommer vd.,2000). Bu uyumu sağlayan kayıtlardan analizlerde kullanılmak üzere mümkün olduğunca

çok sayıda seçilerek, analizlerde deprem kaynak özelliklerindeki farklılıklardan doğabileceksaçılımın etkisini azaltmak hedeflenir. Sismisite ile ilgili bu koşulların yanı sıra seçilecekkayıtların, olasılıksal sismik tehlike analizinden mühendislik anakayası için farklı dönüşüm

periyotlarında hesaplanmış en büyük ivme ve eşit tehlike ivme spektrumları ile uyumu daaranır. Bu yapılırken farklı seçenekler mevcuttur;

En basit ve en çok kullanılan yaklaşım seçilen kayıtların sismik tehlike analizindeönerilen en büyük ivmeye göre ölçeklendirilmesidir. Böyle bir ölçekleme sonucuzemin büyütme analizlerinde kullanılacak olan kayıtların ivme spektrumları,ortalama spektrum ve 2475 ve 475 sene dönüşüm peryoduna karşı gelenyüzeylenmiş mühendislik kayası üzerinde hesaplanmış olan hedef eşit tehlikespektrumları Şekil 4’da gösterilmiştir.




İkinci bir seçenek ise seçilmiş bütün kayıtların ortalama ivme spektrumunun hedefeşit tehlike ivme spektrumu ile en iyi uyumunun sağlaması için en büyük ivmedeğeri oranına göre bir optimizasyon yapılabilir. Şekil 5’de böyle bir optimizasyonsonrası elde edilen ivme spektrumları gösterilmiştir. Buradan görüleceği gibiortalama ivme spektrumunun hedef spektrumuna uyumu daha iyileşmekte ve de

optimizasyon sürecinde üst ve alt sınırlar tanımlanabildiği için bu durumda tekilivme spektrumların saçılımı bir önceki yaklaşıma göre oldukça azalmaktadır.Saçılımların az olması olasılıksal değerlendirmeler açısından istenen bir durumdur.

Şekil 4. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyodları İçin Eşit Tehlike İvme Spektrumları ve EnBüyük İvme Değerine Göre Oranlanmış Kayıtların İvme Spektrumları

Şekil 5. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyodları İçin Eşit Tehlike İvme Spektrumları veOrtalama İvme Spektrumuna En İyi Uyum İçin Oranlanmış Kayıtların İvme Spektrumları

Üçüncü bir seçenek seçilen her kayıt için hedef eşit tehlike ivme spektrumu ile en

iyi uyumunun aranmasıdır. Bu şekilde ölçeklendirilmiş kayıtların ivmespektrumlarının değişimi Şekil 6’de verilmiştir. Buradan da görülebileceği gibi bukoşullarda ortalama ivme spektrumu hedef eşit ivme spektrumundan diğer ikiseçeneğe göre daha küçük ivme değerlerinde kalmaktadır. Diğer yandan standartsapma eğrilerinden de görüleceği gibi saçılım önemli ölçüde azalmaktadır.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.5 1 1.5 2 2.5

S

P E K T R A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

RP = 2475 sene

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5

PERİYOT (sn)

Oranlanmış kayıtlarının ivme spektrumları

Eşit tehlike ivme spektrumu

Ortalama ivme spektrumu

Ortalama ± 1 standart sapma

RP = 475 sene

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5

S P E K T R A L

İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

DP = 2475 sene

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5

PERİYOT (sn)

Oranlanmış kayıtların ivme spektrumları

Eşit tehlike ivme spektrumu



DP = 475 sene



Şekil 6. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyodları İçin Eşit Tehlike İvme Spektrumları veHer Kayıt İçin Eşit Tehlike Spektrumuna En İyi Uyuma Göre Oranlanmış Kayıtların İvme

Spektrumları

Seçilen ivme zaman kayıtları, sismik tehlike analizlerinde 2475 sene dönüşüm periyodu için belirlenmiş eşit tehlike ivme tasarım spektrumuna uyumluluğu, benimsenen her üç yöntemde

tekil kayıtlar açısından farklılıkların gözlendiği üç kayıt Şekil 7’da verilmiştir.

Şekil 7. 2475 Sene Dönüşüm Periyodları İçin Eşit Tehlike İvme Spektrumları ve Her Kayıtİçin Eşit Tehlike Spektrumuna En İyi Uyuma Göre Oranlanmış Kayıtların İvme

Spektrumları

Bu karşılaştırma tekil kayıtlar için en iyi uyumun üçüncü seçenek ile sağlandığınıgöstermektedir. Bu yaklaşımda büyütme analizlerinde kullanılacak olan kayıtların ivmespektrumlarında saçılım azalması, yüzeyde hesaplanacak ivme spektrumlarına da

yansıyacaktır.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5


PERİYOT (sn)

DP = 2475 sene

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5

PERİYOT (sn)

Oranlanmış kayıtların ivme spektrumları

Eşit tehlike spektrumu



DP = 475 sene

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5

Hedef eşit tehlike spektrumu

CPE315

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5

CPE315

EN BÜYÜK İVMEYE GÖRE

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 1 2 3 4 5

LA0000

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 1 2 3 4 5

LA0000

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5

G06090

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 1 2 3 4 5

G06090

TEKİL UYUM

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5

LA0000

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 1 2 3 4 5

G06090

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5

CPE315

ORTALAMA UYUMU




5. ZEMİN BÜYÜTME ANALİZLERİ

Zemin büyütme analizi yapmak için zeminlerin gerilme-şekil değiştirme ilişkilerinintanımlanmasında ve dalga yayılım denkleminin hesaplanmasında kullanılan yaklaşımlardayapılan basitleştirici varsayımlara bağlı olarak değişen çeşitli analiz yöntemleri mevcuttur

(Bardet vd, 2000; Idriss ve Sun, 1992; Hashash; 2011, Yoshida ve Suetomi, 2004). Yerelzemin davranışının tek boyutlu dalga yayılımı analizleri, göreceli olarak basit olmalarınınyanısıra güvenli tarafta kalan sonuçlar verdikleri düşüncesi ve uzun zamandan berikullanılıyor olmaları nedeniyle bir tercih nedeni olmaktadır. Bu analizlerin sonuçları iletasarlanmış pek çok proje depremlerde yeterli dayanımı göstermiştir. Tarafımızca yapılançalışmalarda bir boyutlu, eşdeğer doğrusal zemin modeline dayanan zemin büyütme analiziShake91 (Idriss ve Sun, 1992) programı kullanılmıştır.Sahaya özel deprem özellikleri ve ivme tasarım spektrumu belirlenirken daha öncede

belirtilmiş olduğu gibi bu değer ve spektrumların sismik tehlike sonrasında önerilmiş olanaşılma olasılıkları ile uyumlu olması beklenir. İvme tasarım spektrumu açısından bu koşulun

bütün periyotlar için geçerli olması diğer bir değişle zemin büyütme analizi sonucunda

zemin yüzeyinde eşit tehlike spektrumu belirlenmesi hedeflenir.Bu koşulları sağlamanın bir yolu incelenen sahada belirlenmiş çok sayıda zemin kesitiüzerinde zemin büyütme analizleri yapmak olabilir. Bir açıdan inceleme alanında yapılmış

bütün sondajlardan yararlanarak oluşturulan zemin kesitlerinde çok sayıda ölçeklendirilmişdeprem kaydı kullanılarak zemin büyütme analizleri yapılmasının ilk aşamada yeterli olduğuvarsayılabilir.

Şekil 8. 475 ve 2475 Sene Dönüşüm Periyotları İçin Zemin Yüzeyinde Hesaplanan EnBüyük İvme Değerlerinin Dağılımları ve %10 ve %2 Aşılma Olasılıklarına Karşı Gelen

Değerler

Bir parametrik çalışmada inceleme alanında 7 adet zemin kesitinde 23 ivme kaydıkullanılarak yapılmış olan 161 adet zemin büyütme analizinden zemin yüzeyinde 475 ve2475 sene dönüşüm periyotları için hesaplanmış en büyük ivme değerlerinin (PGA) dağılımı



Şekil 8’de verilmiştir. Bu dağılımın normal dağılıma uygunluğu yeterli sayılarak bir olasılıkdeğerlendirmesi yapıldığında Şekil 8a’da gösterildiği gibi %10 aşılma olasılığına karşı gelenen büyük ivme değeri PGA=0.18g olmaktadır. Dağılım esas alınarak Ansal vd (2011)tarafından uygulanan amprik bir yaklaşımda ortalama + 1 standart sapma değerini tasarımiçin önerilmiştir. Bu değer Şekil 8b’de gösterildiği üzere PGA=0.19g değerine karşı

gelmektedir. Aynı şekilde, 2475 sene dönüşüm periyodu için %2 aşılma olasığına karşıgelen en büyük ivme değeri ile dağılımdan bulunan ortalama + 1 standard değeri arasındakifarkın göreceli olarak az olması bu normal dağılım modeline dayalı yaklaşımın kabuledilebilir olduğunu göstermektedir.Aynı kabulden hareketle, en büyük ivme için benimsenen yaklaşım ivme spektrumu için deuygulanabilir. Bu şekilde bütün zemin büyütme analizleri sonucunda zemin yüzeyindehesaplanmış ivme spektrumu için her periyot seviyesinde dağılımın normal dağılıma uygunolduğu varsayılarak, aşılma olasılıkları hesapanabilir. Böylelikle, eşit tehlike spektrumu daelde edilmiş olmaktadır.Şekil 9’d 2475 ve 475 sene dönüşüm periyotlarına karşı gelen ortalama ivme, ortalama + 1standart sapma ve aşılma olasılıklarına karşı gelen spektrumlar gösterilmiştir. Buradan

görüleceği gibi 475 sene dönüşüm periyoduna karşı gelen ortalama+1 standard sapma ve%10 aşılma olasılığına karşı gelen spektrumlar arasında fark az olmaktadır. Fakat 2475 senedönüşüm periyodunda ise aşılma olasılığı esas alınarak yapılan hesap ile bulunmuş eşittehlike spektrumu ile ortalama +1 standard sapma spektrumu arasındaki fark artmaktadır.

Şekil 9. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyotları İçin Zemin Yüzeyinde Hesaplanan İvme

Spektrumlarında Ortalama, Ortalama +1 Standart Sapma ve %2 Ve %10 AşılmaOlasıklarına Karşı Gelen Değerler

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4


PERİYOT (sn)

Zemin Büyütme Analizleri

Ortalama Spektrum

Ortalama + Standart Sapma

%2 Aşılma Olasılığı

DP = 2475 yıl

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4


PERİYOT (sn)

Zemin Büyütme Analizleri

Ortalama spektrum


%10 Aşılma Olasılığı

DP = 475 yıl




Diğer yandan zemin büyütme analizleri yerine sadece Vs30 değerleri kullanılarak en büyükivme değeri hesaplanırsa; 2475 sene dönüşüm periyodu için PGA=0.29g ve 475 senedönüşüm periyodu için PGA=0.14g olarak bulunur. Aynı şekilde zemin yüzeyinde tasarımaesas ivme spektrumları hesaplandığında Şekil 10’de gösterildiği gibi Vs30 bazlı NEHRP’e

göre çizilen ivme tasarım spektrumları ile zemin büyütme analizleri sonucunda bulunan ve bu bulgulara dayanarak önerilen tasarım spektrumları arasından fark büyük mertebelerdeolmaktadır. Bu değerlerin zemin büyütme analizlerinden bulunan değerlere göre nispetenküçük çıkması zemin büyütme analizi yapılan kesitlerde mühendislik kayası derinliğininyaklaşık 60m - 110m arasında değişiyor olması ile bir ölçüde açıklanabilir. Bu bulgularmühendislik kayası derinliğinin 30m den büyük olması durumundan Vs30 bazlı NEHRPyönteminin doğru sonuçlar vermediğini gösteren bir örnektir.

Şekil 10. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyotları İçin Zemin Yüzeyinde Hesaplanan İvmeSpektrumlarında Ortalama, Ortalama +1 Standart Sapma, NEHRP (Vs30) Göre Tasarım

İçin Önerilen İvme Spektrumları

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4


PERİYOT (sn)

Ortalama + 1 Standart Sapma Spektrumu

Bütün zemin büyütme analizleri için ortalama spektrum

DP=2475 yıl için önerilen tasarım spektrumu

Vs30 kullanılarak NEHRP'e göre Tasarım Spektrumu

DP = 2475yıl

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

S P E K T R

A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

Ortalama + 1 Standart Sapma Spektrumu

Bütün zemin büyütme analizleri için ortalama spektrum

DP=475 yıl için önerilen tasarım spektrumu

Vs30 kullanılarak NEHRP'e göre Tasarım Spektrumu

DP = 475 yıl



Zemin yüzeyinde sahaya özel deprem özelliklerini belirlemek için kullanılan (Shake91,Idriss ve Sun, 1992) bir boyutlu, eşdeğer doğrusal analiz yöntemindeki özelliklerden biri,küçük sönüm değerlerinin bile hareketi oldukça etkileyebildiği derin sondaj profillerininanalizidir. Derin kesitler için analiz yapılırken, sönümün artan derinlikle azalacak ve büyükderinliklerde daha küçük değerlere düşecek şekilde değiştirilmesi gerekmektedir. Bu

konuda Sugito vd. (1994) tarafından önerilen düzeltme;

maxmax

)(

F

f F eff

(1)

bağıntısı ile verilebilir. Burada F(f) birim kayma Fourier genliğinin frekansını, f , bağımlılığını göstermekte ve F max en büyük F(f) değerine karşı gelmektedir.Bu öneri Shake91 fortran programına eklenmiş ve 25 zemin profilinde 22 ivme kaydıkullanılarak yapılan 550 zemin büyütme analizini içeren parametrik bir çalışmada frekansdüzeltmesinin etkisi incelenmiştir. Frekans düzeltmesiz ve frekans düzeltmeli zemin

büyütme analizlerinden zemin yüzeyinde elde edilen ivme spektrumları Şekil 11’degösterilmiştir. Buradan frekans düzeltmesi yapılmasının yüzeyde hesaplanan ivme

spektrumlarında 0.2-0.5sn periyotları arasında bir artışa yol açtığı görülmektedir. Buçalışma sınırlı bir çalışma olmakla birlikte mühendislik yapılarının tasarımı açısındanfrekans düzeltmesi etkisinin rijit yapılar ile sınırlı olacağını göstermektedir.

Şekil 11. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyotları İçin Zemin Yüzeyinde Hesaplanan İvme

Spektrumlarında Frekans Düzeltmesi Uygulanan Ve Uygulanmayan Ortalama, Ortalama+1 Standart Sapma İvme Spektrumları

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

S P E K T

R A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

DP = 2475 sene

(a)

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

S P E K T R A L İ V M

E ( g )

PERİYOT /sn)

Frekans Düzeltmeli Ortalama + Standard sapma

Frekans Düzeltmeli Ortalama Spektrum

Ortalama + Standart sapma

Ortalama Spektrum

(b)

DP = 475 sene




6. ZEMİN YÜZEYİNDE İVME TASARIM SPEKTRUMU

Yukarıda anlatılan ve tartışılan bütün bilgiler ve veriler arkasındaki amaç zemin yüzeyinde

inceleme alanı sismik tehlike çalışması sonucunda yüzeylenmiş mühendislik anakayasıüzerinde farklı performans seviyeleri için belirlenmiş eşit tehlike ivme spektrumlarının bütün özellikleri korunarak zemin yüzeyine taşınmasıdır. Bunu yaparken yerel zemintabakalarının kalınlık ve dinamik özellikleri göz önüne alınarak yapılan zemin büyütmeanalizlerinde olasılıksal bir yaklaşım benimsenmesi gerekli olmaktadır. Bu yaklaşıminceleme alanındaki jeolojik, geoteknik ve jeofizik deneysel verilerin istatistikseldağılımlarının incelenmesini, bu parametrelerde gözlenen saçılımın belirlenmesini ve budağılımlara uygun istatistiksel dağılım modelleri kullanılmasını gerektirir. Önceki bölümdeözetlenen yaklaşım böyle bir görüşe dayanarak geliştirilmiştir. Bugüne kadar yapılmış olan

parametrik çalışmalarda Şekil 12’te verildiği gibi 475 sene dönüşüm periyoduna karşı gelenanalizlerde uygulanmış iki farklı yaklaşım arasında fark göreceli olarak az olmakta ama bu

fark 2475 yı dönüşüm periyodu için artmaktadır.

Şekil 12. 2475 ve 475 Sene Dönüşüm Periyotları İçin Zemin Yüzeyinde İvme, Ortalamaİvme, Ortalama İvme +1 Standart Sapma, Ve Normal Dağılım Modeline Göre Bulunan

Eşit Tehlike Ve Tasarım İvme Spektrumları

Bunun bir nedeni ise genelde yapılmış olan parametrik çalışmalarda esas alınan 475 senedönüşüm periyoduna karşı gelen deprem özelliklerinin orta ve şiddetli deprem

büyüklüklüklerine (6 Mw 7) karşı gelirken 2475 sene dönüşüm periyoduna karşı gelendepremler ise (Mw≥7) büyük depremler olması olabilir. Bir açıdan bu tür depremler içinzemin büyütme analizleri yapılırken küçük deformasyon teorisine dayanan eşdeğer lineerzemin davranış modellerinin kullanılması gerçekçi sonuçlar vermeyebilir.Zemin yüzeyinde her periyot için eşit aşılma olasılığına sahip ivme tasarım spektrumlarıönerilirken olasılıksal açıdan iki konu üzerinde bir değerlendirme yapmak doğru olacaktır.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4


DP = 2475yıl

(a)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

Zemin büyütme analizleri

Önerilen Tasarım Spektrumu

Ortalama Spektrum


DP = 475 yıl

(c)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

PERİYOT (sn)

%10 aşılma Olasılığı

(d)

DP = 475 yıl

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4


PERİYOT (sn)

%2 Aşılma olasığı

(b)

DP = 2475yıl



Bunlardan ilki sismik tehlike analizi sonucunda belirlenen ivme spektrumları kendiiçlerindeki saçılımda %50 aşılma olasılığına karşı gelen eğriler olmalarıdır. Eğer bu olayatoplam olasılık açısından bakılırsa tasarım için önerilen dışında kalan olasılıkların da hesabaalınması düşünülebilir. Sismik tehlike analizinde toplam olasılık yaklaşımının benimsendiğiçalışmalara örnek olarak (Jalayer ve Cornell, 2003; Ansal vd, 2011) gösterilebilir.

Olasılıksal değerlendirmenin ikinci adımı ise zemin kesitinde yer alan tabaka kalınlıklarının,tabaka kayma dalgası hızlarının, tabakaların dinamik kayma modülü-sönüm oranı-birimkayma ilişkilerin ve mühendislik ana kayası derinliğinin olası sınırlar içinde değişimleri birsimulasyon modeli ile çoğaltılarak olasılıksal bir değerlendirme yapılabilir. Bu açıdanRathje ve Kottke (2013) tarafından frekans ortamında yapılan sahaya özel eşit sismik tehlikeanalizinde Monte Carlo simulasyon modeli öne çıkmaktadır. Bu model kullanılarak 7 adetzemin kesiti bulunan bir alan için zemin tabakaları kayma dalgası hızlarının, ortalama ± 0.4standart sapma ile sınırlanmış normal dağılım modeli kullanılarak yapılan parametrik birçalışmada elde olunan kayma dalgası hızı dağılımları üç kesit için Şekil 13’de gösterilmiştir.

Şekil 13. Seçilen Zemin Profillerinde Monte Carlo Simulasyonu Yapılarak Elde EdilenTabakaların Kayma Dalgası Hızı Dağılımları

Şekil 14a’da Monte Carlo simulasyonu sonucu yapılan 15400 zemin büyütme analizinde her periyotta eşit %10 aşılma olasılığı için hesaplanan eşit tehlike spektrumu gösterilmiştir. Budurumda ortalama + 1 standart sapma spektrumu ile her periyot seviyesinde %10 aşılmaolasılığına karşı gelen ivme spektrumu arasındaki fark göreceli olarak az ve sınırlı bir periyotaralığında kalmaktadır. Benzer bir durum farklı bir alanda yapılan farklı parametrik birçalışmada da Şekil 9’da gözlenmiştir.Monte Carlo simulasyonu ile 7 zemin profili için üretilmiş 100 kesitte ve 22 deprem kaydıiçin toplam 15400 zemin büyütme analizinden bulunan ortalama ve %10 aşılma olasılığıivme spektrumları Şekil 14a’da gösterilmiştir. Bir karşılaştırma olarak aynı alan için 7 adetzemin profili ve 22 sismik tehlike uyumlu ivme kaydı için 154 zemin büyütme analizlerindenhesaplanan ortalama ve Monte Carlo simulasyonu ile üretilmiş toplam 15400 zemin

kesitinde yapılan büyütme analizinden bulunan ortalama ivme spektrumları Şekil 14b’degösterilmiştir. Buradan görüleceği gibi aradaki fark oldukça dar bir periyot aralığında

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 200 400 600 800

D E R İ N L İ K ( m )

KAYMA DALGASI HIZI (m/s)

YASS

B3

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 200 400 600 800



YASS

B8

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 200 400 600 800



YASS

B5




kalmaktadır. Bu sonuçlardan hareketle incelenen alanda yeterli sayıda sondaj yapılması veyeterli sayıda zemin kesiti oluşturulması ile yapılan zemin büyütme analizlerinin birliktedeğerlendirilmesinin gerçekçi sonuçlar verebileceğini göstermektedir. Bu parametrikçalışmanın sınırlı sayıda zemin kesiti içeren tek bir alan için yapıldığı düşünüldüğünde, bu

bulguları genelleştirmek o kadar da doğru olmayabilir.

Şekil 14. 475 Sene Dönüşüm Periyodu İçin Bir Zemin Profilinde Tabakaların KaymaDalgası Hızlarındaki Değişkenliği Dikkate Alan Monte Carlo Simulasyonu Yapılan ve

Yapılmayan Zemin Büyütme Analizlerinden Bulunan İvme Spektrumları

7. SONUÇLAR

Sahaya özel zemin büyütme analizleri yapılarak zemin yüzeyinde farklı dönüşüm

periyotlarına karşı gelen deprem özelliklerinin hesaplanmasında iki konu önemli olmaktadır.Bunlardan ilki incelenen bölgeye özel sismik tehlike çalışması ve bu çalışmadan elde olunan

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

S P E

K T R A L İ V M E ( g )

PERİYOT (sn)

Zemin büyütme analizleri

Monte Carlo simulasyonu ortalama spektrumu

Ortalama + standart sapma

%10 Aşılma olasılığı spektrumu

(a)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

PERİYOT (sn)

Zemin büyütme analizleri Monte Carlo simulasyonu ortalama+standart sapma Monte Carlo simulasyonu ortalama spektrumu Ortalama + standart sapma Ortalama Spektrum

(b)



bilgiler, ikinci konu ise kapsamlı bir zemin incelemesi yapılması ve elde olunan bilgileregöre zemin büyütme analizleri yapılmasıdır.Zemin büyütme analizlerinden elde edilecek sonuçlar üzerinde en önemli etkenler sismiktehlike analizi sonucunda belirlenen tasarım deprem özellikleri, bu bulgularla uyumlumümkün mertebede çok sayıda ivme zaman kayıtlarının seçilmesi ve ölçeklendirilmesi

olmaktadır. Bu nedenle zemin büyütme analizlerinde kullanılacak ivme kayıtları bölgeselsismik tehlike (olası fay cinsi, deprem büyüklüğü, olası deprem merkezine uzaklık, kaydınalındığı noktadaki ortalama kayma dalgası hızı, kaydın en büyük ivme ve spektral ivmedeğerleri) ile uyumlu olmalıdır. Bu uyum sağlanırken ivme kaydının frekans içeriğideğiştirilmemeli, seçilmiş ve ölçeklenmiş kayıtların ivme spektrumu ile hedef ivme tasarımspektrumunun uyumlu olması sağlanmalıdır. Elde olunan sonuçlar en büyük ivmeye göre

bir ölçeklendirme yerine her kayıt için spektral uyumluluğun aranmasının daha uygunolduğu doğrultusundadır. Sahaya özel tasarım spekturumu belirlenirken olasılıksal olarakhem sismik tehlike analizinde hem de zemin büyütme analizlerinde benimsenen aşılmaolasılıkları uyumlu olması için Monte Carlo simulasyonu kullanılarak parametrik bir çalışmayapılmıştır. Bu çalışmanın sonuçları Monte Carlo simulasyonu kullanılarak 7 zemin

profilinde kayma dalgası hızlarının ortalama ± 0.40 standard sapma sınırları içinde kalmasıdurumunda üretilmiş 700 zemin kesitinde yapılmış olan 15400 büyütme analizindehesaplanan ortalama, ortalama + standart sapma ve %10 aşılma olasılığına karşı gelen ivmespektrumları arasında önemli farklar oluşmamıştır. Bu bir anlamda Ansal vd (2011)’de çoksayıda zemin kesiti üzerinde zemin büyütme analizi sonucunda benimsenmiş normal dağılımmodeli ile uyumlu ortalama + standart sapma değerine karşı gelen ivme spekturumu ilesismik tehlike çalışması sonucunda her aşılma olasılığı için hesaplanan eşit tehlike ivmespektrumu yüzeye taşınmış olmaktadır.

TEŞEKKÜR

Sunulan bildiri diğer yazarlarla uzun yıllardan beri üzerinde çalıştığım konuların özetişeklindedir. Bu açıdan, hem İTÜ’de bana yardımcı olan bütün öğrencilerime, hem deBoğaziçi Üniversitesi Kandilli Rasathanesi’nde beraber çalışma imkanı bulduğum öğretimüyeleri ve elemanlarına verdikleri destek ve bu çalışmaların gerçekleştirilebilmesi içinkatkılarından dolayı teşekkürlerimi sunarım. Bu çalışmaların önemli bölümleri FP6LessLoss, FP7 Series ve TUBİTAK 108M057 projeleri kapsamında yürütülmüşçalışmalardır.

KAYNAKLAR

[1] Abrahamson,N., Atkinson,G., Boore,D., Bozorgnia,Y., Campbell,K., Chiou,B., Idriss,I.M., Silva, W., Youngs, R. (2008), "Comparisons of the NGA Ground-MotionRelations", Earthquake Spectra, 24: 45-66.

[2] Ansal, A. ve Tönük, G. (2007), "Source and Site Effects for Microzonation", 4th Int.Con. on Earthquake Geotechnical Engng, Earthquake Geotechnical Engineering,Editör: K.Pitilakis, Ch. 4, 73-92, Springer.

[3] Ansal, A., Tönük, G., Kurtuluş, A. (2011), "Site Specific Earthquake Characteristics forPerformance Based Design", Proc. of the 5th Int. Conf.on Geotechnical EarthquakeEngineering, Santiago, Chile.




[4] Ansal, A., Kurtuluş, A., Tönük, G. (2010), "Seismic microzonation and earthquakedamage scenarios for urban areas", Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol30, 1319-1328.

[5] Ansal,A. (1999) "Strong Ground Motions and Site Amplification" Theme Lecture, 2ndInt.Conf. on Earthquake Geotechnical Engineering, Vol.3, pp.879-894, Ed.P.S.Pinto,

Balkema, Rotterdam[6] Ansal,A. (1998) “Zeminlerin Tekrarlı Gerilmeler Altında Davranışları Ve DepremlerdeYerel Zemin Koşullarının Etkisi” Üçüncü Ord. Prof. Dr. Hamdi PeynircioğluKonferansı, Ord. Prof. Dr. Hamdi Peynircioğlu Konferansları Kitabı (1994-2010),Zemin Mekaniği ve Temel Mühendisliği Türk Milli Komitesi

[7] Ansal,A (1995) “Cyclic Behaviour of Soils”, 18th European Regional EarthquakeEngineering Seminar, Lyon, France, pp.107-132, (invited lecture)

[8] Ansal,A (1994) “Effects of Geotechnical Factors and Behaviour of Soil Layers DuringEarthquakes”, State-of-the-Art Lecture, Proc. of 10th European Conference onEarthquake Engineering, Vol.1,pp.467-476

[9] Assimaki, D., Li, W. (2012), "Site-and ground motion-dependent nonlinear effects in

seismological model predictions", Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol32, 143-151.

[10] Aydınoğlu, N. (2009) “Probabilistic evaluation of seismic soil amplification” Kişiseliletişim

[11] Bardet, J.P., Ichii, K., and Lin, C.H. (2000) EERA, A computer program for Equivalentlinear Earthquake site Response Analysis of layered soils deposits, University ofSouthern California, Los Angeles

[12] Baturay, M. and Stewart, P. (2003), "Uncertainty and Bias in Ground Motion Estimatesfrom Ground Response Analyses", Bulletin of the Seismological Society of America,Vol 93, No 5, 2025–2042.

[13] Bommer, J. J. and Acevedo, A. B. (2004), “The use real earthquake accelerograms asinput to dynamic analysis,” Journal of Earthquake Engineering, Vol 8, No 1, 43-91

[14] Bommer, J. J., Scott, S. G., Sarma, S. K. (2000), "Hazard-Consistent EarthquakeScenarios", Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 19, 219-231.

[15] Borcherdt, R. D. (1994), "Estimates of Site Dependent Response Spectra for Design(Methodology and Justification)", Earthquake Spectra Vol 10, No 4, 617-654.

[16] Darendeli, M. B. (2001) A New Family of Normalized Modulus Reduction and MaterialDampingCurves, PhD Dissertation, University of Texas at Austin, 362 p.

[17] Darendeli, M. B., K. H. Stokoe, II, E. M. Rathje ve C. J. Roblee (2001). Importance ofConfining Pressure on Nonlinear Soil Behavior and Its Impact on EarthquakeResponse Predictions of Deep Sites. 15th International Conference on Soil Mechanics

and Geotechnical Engineering, Istanbul, Turkey.[18] Hartzell, S., E. Cranswick, A. Frankel, D. Carver ve M. Meremonte (1997), "Variabilityof site response in the Los Angeles urban area", Bulletin of the Seismological Societyof America Vol 87, 1377-1400.

[19] Hashash, Y. M. A., Phillips, C., Groholski, D. R. (2010), "Recent advances in non-linear site response analysis," Fifth InternationalConference in Recent Advances inGeotechnical Eartqhuake Engineering and Soil Dynamics. SanDiego, CA, OSP 4.

[20] Hashash, Y.M.A.(2011). DeepSoil V5.0 User Manual and Tutorial, Department of Civiland Environmental Engineering, University of Illinois at Urbana-Champaign,[email protected]

[21] Idriss, I. M. ve J. I. Sun (1992), "Shake91, "A Computer Program for Conducting

Equivalent Linear Seismic Response Analysis of Horizontally Layered Soil Deposits",University of California, Berkeley



[22] Jalayer, F. & Cornell, A. (2003) A Technical Framework for Probability-Based Demandand Capacity Factor Design (DCFD) Seismic Formats, PEER Report, PacificEarthquake Engineering Center, College of Engineering, University of California,Berkeley

[23] Kottke A. R., Rathje E. M. (2011), "A semi-automated procedure for selecting and

scaling recorded earthquake motions for dynamic analysis", Earthquake Spectra, Vol24 No 4, 911-32.[24] Kurtulus A. (2011) “Istanbul Geotechnical Downhole Arrays”, Bulletin of Earthquake

Engineering, 9 (5):1443-1461[25] Okur, D.V ve Ansal, A. (2007) “Stiffness degradation of natural fine grained soils

during cyclic loading”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 27 (9): 843-854[26] PEER, (2012), Pacific Earthquake Engineering Research Center, Strong Motion

Database, http://peer.berkeley.edu/[27] Rathje, E. M, Kottke, A. R., Trent, W. L. (2010) "Influence of input motion and site

property variabilities on seismic site response analysis", Journal of Geotechnical andGeoenvironmental Engng, 136, 607-619.

[28] Seed, H.B. and Idriss, I.M (1970) “Soil moduli and damping factors for dynamicresponse analyses,” Report No.EERC-70-10 University of California, Berkeley,California

[29] Seed, H.B., Wong, R.T., Idriss, I.M. and Tokimatsu, K. (1984). "Moduli and DampingFactors for Dynamic Analyses of Cohesionless Soils", Univ. of California, Berkeley,Earthquake Engineering Research Center, Report No. UCB/EERC-84/14, 37 p.

[30] Silva, W.J., Li, S., Darragh, R., and Gregor, N. (1999), “Surface geology based strongmotion amplification factors for the San Francisco Bay and Los Angeles areas”, Reportto Pacific Earthquake Engineering Research Center.

[31] Stewart, J. P., Kwok, A. O. (2008), "Nonlinear seismic ground response analysis: Codeusageprotocols and verification against vertical array data", in GeotechnicalEngineering and Soil Dynamics IV, D. Zeng, M. T. Manzari, and D. R. Hiltunen(Editors), ASCE Geotechnical Special Publication No. 181, Sacramento, Calif., 24

[32] Stewart, J. P, Liu, A. H., Choi, Y. (2003), "Amplification factors for spectralacceleration in tectonically active regions", Bulletin of the Seismological Society ofAmerica, Vol 93, No 1, 332-352.

[34] Stewart, J. P. and Baturay, M. (2002) "Uncertainty and Bias in Ground MotionEstimates from Ground Response Analyses", Report to Pacific EarthquakeEngineering Research Center.

[35] Sugito, M., N. Aida ve T. Masuda (1994). Frequency Dependent EquilinearizedTechnique for Seismic Response Analysis of Multi-Layered Ground. Journal of

Geotechnical Engineering, Proceedings of JSCE, 493, 49-58.[36] Tönük, G Ansal, A. Kurtuluş, A., Çetiner, B. (2013) Site Specific Response Analysisfor Performance Based Design Earthquake Characteristics, Bulletin of EarthquakeEngineering, 12(3): 1091-1105.

[37] Vucetic, M and R. Dobry (1991) “Effect of soil plasticity on cyclic response”, Journalof Geotechnical Engineering, ASCE, Vol.117, No.1, pp.89-107.

[38] Yoshida,N. ve Suetomi, Iwao (2004) DYNEQ, A computer program for Dynamicresponse analysis of level ground by equivalent linear method, Version 3.25.

1 Sahaya Ozel Tasarim Depremi

Documents