ADAPAZARI NDA YEREL ZEMİN KOŞULLARININ YAPISAL DAVRANIŞA ETKİSİ ÜZERİNE BİR VAKA ANALİZİ

Transkript

1 ADAPAZARI NDA YEREL ZEMİN KOŞULLARININ YAPISAL DAVRANIŞA ETKİSİ ÜZERİNE BİR VAKA ANALİZİ Müge BALKAYA, Zülküf KAYA, Mustafa HATİPOĞLU, Ayfer ERKEN İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi, Geoteknik Anabilim Dalı, Maslak -İstanbul ÖZET 1999 Kocaeli depremi sırasında (Mw=7.4) Adapazarı ndaki yumuşak zemin tabakaları üzerinde yer alan yapılarda yerel zemin koşullarına bağlı yapısal hasarlar oluşmuştur. Bu çalışmada, Adapazarı'nda Tığcılar mahallesinde sıvılaşma ve taşıma gücü kayıpları nedeni ile hasar görmüş beş katlı bir yapının temel zemininin deprem sırasındaki davranışı incelenmiştir. Yapının bulunduğu alanda yapılan arazi deneyleri, sondajlar ve alınan numuneler üzerinde yapılan laboratuar deneyleri kullanılarak yerel zemin koşulları belirlenmiştir. Binanın deprem sırasındaki davranışını incelemek amacıyla, sıvılaşma analizi ve taşıma gücü hesapları yapılmıştır. Ayrıca, yapı-zemin etkileşimini belirleyebilmek amacıyla PLAXIS sonlu elemanlar programı kullanılarak yapının deprem sırasındaki davranışı incelenmiştir. Son olarak, bu analizler sonucu elde edilen değerler arazide deprem sonrası gözlenen değerlerle karşılaştırılmıştır. Anahtar Kelimeler: Sıvılaşma, Oturma, Yapısal Hasar. AN EXAMPLE FOR THE EFFECTS OF LOCAL SOIL CONDITIONS ON STRUCTURAL BEHAVIOUR IN ADAPAZARI ABSTRACT During 1999 Kocaeli Earthquake, Mw=7.4, heavy damage was encountered in the city of Adapazarı and a widespread liquefaction phenomenon was observed in central districts located on thick alluvial deposits. In this study, an attempt is made to provide some explanation on the effects of local soil conditions on structural behavior in Adapazarı. A five storey residential building site, where liquefaction settlements and bearing capacity failure were observed, is selected as a case study for this purpose. Local soil conditions at the site were examined using borehole logs, laboratory and in-situ test results. Liquefaction analyses were performed and bearing capacity calculations were made to take into account the soil conditions and structural behavior were studied interactively with soil response by applying finite element techniques to a soil-structure model. Keywords: Liquefaction, Settlement, Structural Damage.

2 1. GİRİŞ 17 Ağustos 1999 da Marmara Bölgesinde meydana gelen Kocaeli Depremi (Mw=7.4) Türkiye nin kuzeybatısının geniş bir bölümünü etkilemiştir. Bölgede yapılan incelemelerde yapısal hasarlar, şev kaymaları, taşıma gücü kayıpları, oturmalar, sıvılaşma gibi deprem sonucunda meydana gelen problemlerin yoğun olduğu gözlenmiştir. Depremin yol açtığı büyük çaptaki hasarın sebeplerini belirlemek amacıyla birçok çalışma yapılmıştır (Ansal,1999; Erken ve diğ.,2004a; Çelebi ve diğ.,1999; Erken ve diğ.,2004b, EERI, 1999). Gözlenen hasarın meydana gelmesinde fay kırığının özellikleri, bölgenin jeolojik, geoteknik ve fiziksel özellikleri ile yerel zemin koşulları gibi unsurların etkin olduğu düşünülmektedir. Kocaeli depreminden en fazla etkilenen illerden birisi Adapazarı dır. Bölgedeki alüvyon tabakaların kalınlığı, anakaya topoğrafyası ve fay kırığının yakınlığı bu büyük hasarın başlıca sebeplerindendir. Özellikle yerleşimin yoğun olduğu bölgedeki alüvyon tabaka kalınlığı ve anakaya topoğrafyası, önemli ölçüde değişimler göstermektedir. Adapazarı ve çevresinin anakaya topoğrafyasının özellikleri Komazawa v.diğ. (2002) de incelenmiştir. Ayrıca bölgenin jeolojik özellikleri hakkında detaylı bir çalışma Barka v.diğ. (2000) tarafından yapılmıştır. Bu çalışmada Adapazarı nda Kocaeli depreminin etkilerini incelemek maksadıyla Tığcılar Bölgesi inceleme alanı olarak seçilmiştir. Adapazarı şehir merkezinde de tipik olarak görülen, sıvılaşma nedeniyle meydana gelen oturma ve taşıma gücü kaybı bu bölgede de ana deprem problemleri olarak ortaya çıkmıştır. Bu durumu belirlemek amacıyla sıvılaşma analizi yapılmış ve sıvılaşma nedeniyle meydana gelecek oturmaları hesaplayabilmek amacıyla ampirik bağıntılar ve sonlu elemeanlar yöntemi kullanılmıştır. Araziden elde edilen değerlerle analizler sonucunda bulunan değerler karşılaştırılarak, yerel zemin koşullarının yapısal davranışa etkisi açıklanmaya çalışılmıştır. Bu bildiride bu projenin ön sonuçları sunulmaktadır. 2. YEREL ZEMİN KOŞULLARI Bu projede üzerinde çalışılan yer Adapazarı şehir merkezinde Tığcılar Mahallesinde bulunan 5 er katlı 4 ayrı bloktan oluşan bir yerleşim alanıdır (Şekil 1). Bölgenin planı, blokların yerleşimi ve arazi incelemesi için yapılan sondaj noktaları Şekil 2 de verilmiştir. Spesifik inceleme alanı olarak, deprem sırasında sıvılaşma ve taşıma gücü kaybı nedeniyle meydana gelen oturmaların görüldüğü A1 ve A2 blokları seçilmiştir. Şekil 1. Çalışma alanının konumu

3 Bölgede ana jeolojik formasyon Halosen Alüvyondur. Yerel zemin kesitinde ardalanmalı siltli kum, kil ve silt tabakaları görülmektedir. Analizlerde kullanılmak üzere SPT değerleri düzeltilmiştir. Şekil 3 te düzeltilmiş SPT değerleri ile zemin kesitleri verilmiştir. A1 B1 A2 B2 Şekil 2. Çalışma alanının ve sondaj loglarının yerleşim planı SPT değerleri düzeltmeleri olarak; enerji düzeltmesi (E r =% 45), jeolojik yük düzeltmesi (Liao ve Whitman, 1986), yeraltı suyu düzeltmesi, tij boyu düzeltmesi, sondaj kuyusu çapı düzeltmesi, numune alıcı tipi düzeltmesi kullanılmıştır. SPT düzeltme işlemi ile ilgili olarak detaylı bilgi Bowles, 1996 den elde edilebilir. Yapılan düzeltme işlemi sonucunda elde edilen SPT değerleri ve laboratuvar deneylerinin sonuçları kullanılarak zemin profilinde yeralan tabakaların mühendislik özellikleri belirlenmiştir. Şekil 3. Zemin profilleri ve düzeltilmiş SPT-N değerleri

4 Yapılarda temel sistemi olarak radye temel kullanılmıştır. Meyerhof (1963) te verilen taşıma gücü formülü kullanılarak radye temelin taşıma gücü hesaplanmıştır. Buna göre temelin oturduğu siltli kum tabakasının taşıma gücü değerinin 400 kpa civarında olduğu belirlenmiştir, ancak burada dikkat edilmesi gereken nokta, radye temelin boyutları sebebiyle taşıma gücü değerinin çok güvenilir sonuçlar veremeyeceğidir. Bu hesaplara ek olarak, taşıma gücü değeri için literatürde verilen ve SPT değerlerinin kullanıldığı iki ampirik yöntem kullanılmıştır (Meyerhoff, 1956; Parry, 1977). Bu ampirik bağıntılardan elde edilen değerler 100 kpa ile 200 kpa arasında değişmektedir. Bu farklı değerlere rağmen statik yükler altında ve güvenlik sayısının 3 olarak kullanıldığı durumda zemin emniyet gerilmesinin aşılmadığı hesaplar sonucu görülmektedir. 3. SIVILAŞMA ANALİZİ Sıvılaşma analizi iki aşamada yapılmıştır. İlk olarak en büyük yer ivmesi (PGA), ProShake programı kullanılarak belirlenmiştir. İkinci aşamada zemin parametreleri, en büyük yer ivmesi ve moment büyüklüğü (M w ) gibi parametrelere ihtiyaç duyan Seed ve diğ. (1985) yöntemi kullanılarak sıvılaşma analizi yapılmıştır Deprem Hareketinin En Büyük Yer İvmesi 17 Ağustos 1999 Kocaeli depremi sırasında kalın ve yumuşak alüyyon zemin birikintileri üzerinde bulunan bölgelere ait yer hareketi kayıtları mevcut değildir. Ancak diğer ana kaya üzerindeki kayıtlara göre Adapazarı nda görülen en büyük yüzey ivmesi değerleri g arasındadır (Erken ve diğ. 2004a). Sakarya da alınan kayıtta (SKR, doğu-batı yönünde en büyük ivme, hız ve yer değiştirme değerleri sırasıyla; g, 81 cm/s ve 214 cm.dir. Gölcük te elde edilen en büyük ivme değeri ise g dir. Yatay tabakalardan oluşan bir zemin kesitinde, ana kayadaki yer ivmesinin seçilen deprem özelliklerine bağlı olarak zemin yüzeyinde alacağı değeri hesaplamak için zemin kesitini oluşturan tabakaların zemin türleri, kalınlıkları, birim hacim ağırlıkları, kayma dalgası hızları gibi özelliklerinin ve kesitteki yeraltı suyu seviyesinin bilinmesi gereklidir (Erken ve Ansal, 2003). Bu çalışmada yumuşak zemin tabakaları üzerinde oluşan en büyük yer ivmelerinin hesabı için ProShake programı kullanılmıştır. Bu program sayesinde, zeminin elastik olmayan non-lineer davranışı, seçilen belli bir iterasyon yüzdesiyle, eşdeğer lineer analize dönüştürülerek zemin tabakalarının ana kayada meydana gelen kuvvetli yer hareketi sırasındaki ivme, hız ve yer değiştirmelerinin hesabı yapılabilmekte, bunların derinlikle değişimleri belirlenebilmektedir. ProShake analizleri Şekil 3 te verilen zemin profili üzerinde yapılmıştır. Bu sondajlardan SK1 17, SK2 23 ve SK4 22 m derinliğindedir. Ancak Adapazarı nda ana kayanın çok derinlerde olduğu bilindiğinden, analizlerde anakaya 60 m derinden başlatılmıştır. Sondaj derinliklerinin eksik kalan kısımları Adapazarı merkezinin tipik kesitleri dikkate alınarak siltli kil olarak düşünülmüştür.

5 Direk olarak ölçülemeyen kayma dalgası hızları ise sondaj çalışmaları sırasında yapılan Standart Penetrasyon Deneyinden (SPT) elde edilen N 30 değerleri İyisan (1996), Seed ve Idrriss (1982), Ohsaki ve Iwasaki (1973), Imai ve Yoshimura (1975), Ohta ve Goto (1978), Kiku ve diğ. (2001) a ait ampirik formüller kullanılarak derinlik boyunca hesaplanmıştır. Elde edilen grafiklerde İyisan (1996) ile Seed ve Idriss (1982) bağıntılarının birbiri ile uyumlu olduğu görüldüğünden bu iki ampirik bağıntı dikkate alınarak hesaplanan kayma dalgası hızlarına ait grafikler Şekil 4 te verilmiştir. Bu bilgiler ışığında ProShake programı kullanılarak elde edilen ivmelerin derinlikle değişimi Şekil 5 te gösterilmiştir. Yapılan analizler sonucunda zemin yüzeyinde elde edilen ivme değerleri Tablo 1 de verilmiştir. Tablo 1. Sondajların zemin yüzeyinde elde edilen ivme değerleri Sondaj No İvme (g) SK SK SK Tablo 1 de verilen sonuçlar dikkate alındığında Yürüt Apartmanı etrafında yapılan sondajlarda en büyük yüzey yer ivmesi değeri olarak 0.40g alınabilir. Şekil 4. SK1, SK2 ve SK3 sondajlarına ait kayma dalgası hızları (V s )

6 Şekil 5. SK1, SK2 ve SK3 sondajlarında yapılan ProShake analizi sonucunda elde edilen ivmelerin derinlikle değişimi 3.2. Sıvılaşma Potansiyelinin Değerlendirilmesi SPT sonuçlarına bağlı olarak Seed ve diğ. (1985) tarafından önerilen yöntem sıvılaşma potansiyelini belirlemek için kullanılmıştır. Bu yöntem Seed ve Idriss in (1971) yönteminin geliştirilmesiyle elde etmişlerdir. Bu yöntemde zemin tabakasındaki sismisite olarak kabul edilen dinamik gerilme oranının (CSR) hesaplanması gereklidir : CSR τ a σ av max vo = ( ) = 0.65( )( )r ' ' d (1) σ g vo σ vo Bu ilişkide, a max depremin zemin yüzeyinde oluşturduğu en büyük yatay yer ivmesi, g yer çekimi ivmesi, σ vo and σ' vo toplam ve efektif gerilme ve r d gerilme azaltma katsayısıdır (Liao and Whitmann, 1986). Sıvılaşma analizi için SPT değerleri Youd ve diğ. (2001) deki açıklamalara göre düzeltilmiştir. Sıvılaşma direncini değerlendirme düzeltilmiş düşüş sayısı ((N 1 ) 60 ), CSR, deprem büyüklüğü ve uygun ince dane oranını içine alan grafikten yararlanılarak yapılır. Ordinattaki dinamik gerilme oranı değeri dinamik direnç oanıdır. Gerilme oranı sıvılaşmayı başlatmak için gereklidir. CRR in elde edilmesinden sonra CRR in CSR ye bölünmesi ile güvenlik faktörü (GF) elde edilir. Sıvılaşma analizi SK1 ve SK2 sondajlarındaki kum tabakalarında yukarıda sözü edilen GF<1 için yapılmıştır. Halbuki sıvılaşmaya karşı direnç yüksek ince dane miktarından dolayı 5 ve 12m derinliklerinde gözlenmiştir. Derinliğe bağlı olarak analizin sonuçları Şekil 6 da verilmiştir.

7 Şekil 6. Sıvılaşma analizinden elde edilen GF nin derinlikle değişimi 4. KOCAELİ DEPREMİ SIRASINDA İNCELENEN YAPI-TEMEL ZEMİNİNDE OLUŞAN DEFORMASYONLAR Çalışma alanındaki zemin deformasyonları üç yöntemle araştırılmıştır : Ishihara ve Yoshimine (1992) ve Tokimatsu ve diğ. (1987) tarafından önerilen ampirik yöntemler ve yapı-zemin sisteminin sonlu eleman analizini kullanan PLAXIS bilgisayar programı. Bu analizin sonuçları çalışmanın bu kısmında sunulmuştur Ampirik Yaklaşımla Sıvılaşma Sonrası Oturmaların Belirlenmesi Çalışma alanındaki sıvılaşma oturmaları, yapılmış olan üç sondaj çalışmasının her biri için Ishihara and Yoshimine (1992) ve Tokimatsu ve diğ. (1987) tarafından önerilen yöntemler kullanılarak belirlenmiştir. Basit kesme deneyinin sonuçları kullanılarak geliştirilmiş Ishihara and Yoshimine (1992) e yöntemde hacimsel deformasyon (ε v ) ve sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörü (GF) ile ilgili olarak değişik relatif sıkılık (veya SPT-N 1 ) değerleri için oluşturulmuş olan grafik kullanılmıştır. Analizin ilk aşamasında, SPT-N değerleri Japonya daki SPT deneylerinin enerji sönümleme seviyesine uyum sağlamak için Kiku ve diğ. (2001) tarafından önerildiği gibi 0.58 ile çarpılmıştır. N 1 değerleri Ishihara da (1996) tavsiye edilmiş formül ile dönüştürülmüş SPT-N değerlerinden hesaplanmıştır : N 1 = C N * N (2) C N aşağıdaki ilişkiden belirlenmiştir. Burada σ v ' efektif gerilmedir (kgf/cm 2 ): C N = 1.7 / (σ v '+0.7) (3)

8 N 1 ve GF parametreleri analizin ikinci aşamasında Ishihara and Yoshimine (1992) tarafından önerilen eğrilerden hacimsel deformasyonu tahmin etmek için kullanılmıştır. Her bir sondajdaki kum tabakaları için hacimsel deformasyonun derinlikle değişimi Şekil 7 de gösterilmiştir. Şekil 7. Sıvılaşma sonrası hacimsel deformasyonun derinlikle değişimi İkinci olarak, Tokimatsu ve diğ. (1987), deprem yüklerine maruz kalan doygun ve doygun olmayan kum birikintilerinin muhtemel oturmalarını tahmin etmek için basitleştirilmiş bir yöntem geliştirmişlerdir. Deprem sonrası meydana gelen oturmaları; deprem büyüklüğü ve kumun relatif sıkılığı veya SPT-N değeri ile birlikte doygun kumlarda boşluk suyu basıncının oluşumuyla dinamik gerilme oranı ve kuru veya kısmen doygun kumlarda ise maksimum dinamik birim kayma deformasyonu başlıca etkileyen faktörlerdir. Bu faktörler dikkate alınarak oluşturulmuş olan abakta, dinamik kayma gerilmesine maruz olan bir zeminin düzeltilmiş SPT-N değerine ((N 1 ) 60 ) karşılık beklenilen hacimsel deformasyonu verilmiştir. Bu yöntemde kullanılan düzeltilmiş olan SPT-N değeri aşağıdaki şekilde hesaplanabilir: ( N N1 ) 60 = C ER *C * N (3.10) Burada, C ER enerji için düzeltme faktörü (%60), C N efektif gerilmeye bağlı düzeltme faktörü, N Japon Standardlarına göre ölçülmüş SPT-N değeridir. Hesaplanan (N 1 ) 60 ve dinamik gerilme oranına (CSR veya τ av /σ 0) bağlı olarak Tokimatsu ve Seed (1987) tarafından önerilen grafik kullanılarak her tabaka için hacimsel deformasyon belirlenmiştir. Bu hacimsel deformasyon değerleri derinlikle integre edilerek zemin yüzeyindeki oturmalar belirlenmiştir.

9 Sonuç olarak zemin yüzeyindeki sıvılaşmanın neden olduğu oturmaları tahmin etmek için hacimsel deformasyon derinlikle integre edilmiştir. Bu yöntem kullanılarak SK1, SK2 ve SK3 için belirlenmiş oturmalar sırasıyla Ishihara ve Yoshimine (1992) yöntemi için 33.0, 28.5 ve 33.4 cm, Tokimatsu ve diğ. (1987) yöntemi için 35.1, 29.2 ve 41.5 cm dir. Her iki yöntemle elde edilen oturmalarda kil tabakalarındaki oturmaların dikkate alınmadığı unutulmamalıdır. Sonlu Elemanlar Analizi ile Oturmaların Belirlenmesi Birbirine bitişik beş katlı iki apartmanın deprem davranışı PLAXIS sonlu elemanlar programı ile incelenmiştir. Ana hatları ile bu binaların yapısal özellikleri; kolon boyutları S1, S2, S3, S4, S5, S6, ve S7 sırasıyla 40x60, 60x40, 35x60, 30x60 35x60 ve 35x50 cmxcm, kiriş boyutları ise K1 ve K2 sırasıyla 40x50 ve 30x60 cmxcm olarak verilebilir. Binanın çerçeve sistemi Şekil 8 de verilmektedir. Şekil 8. Yürüt apartmanının çerçeve sistemi Programda, zemin özelliklerini belirlemek amacıyla Mohr-Coulomb modeli kullanılmış ve düzlem deformasyon şartlarının geçerli olduğu kabul edilmiştir. Bununla beraber, PLAXIS programı sıvılaşma analizi yapmadığından, dinamik analizlerde sıvılaşmagöz önünde bulundurulmamıştır. Analizlerde kullanılan Mohr-Coulomb modeli için beş parametreye ihtiyaç vardır: E=zeminin elastisite modülü, ν=poisson oranı, φ=zeminin kayma mukavemeti açısı, c=kohezyon ve ψ=genleşme açısı. Gerekli zemin parametrelerini belirlemek amacıyla, araziden alınan zemin numuneleri üzerinde yapılan elek analizi ve kıvam limitleri deneylerinden SPT deney sonuçlarından yararlanılmıştır (Plaxis 7.2). Zemin tabakalarının birim hacim ağırlıkları, karşılık gelen derinlikler için belirlenen düzeltilmiş SPT-N sayıları kullanılarak ampirik bağıntılardan elde edilmiştir (Bowles, 1984). Siltli kum tabakalarının D r değerleri, Yoshida ve diğerleri (1988); φ değerleri ise Meyerhof (1959) tarafından geliştirilmiş formüller kullanılarak hesaplanmıştır. Kohezyonlu zemin tabakalarının q u değerleri, Terzaghi ve Peck (1967) formülü kullanılarak belirlenmiştir. Kum, silt ve kil tabakalarının elastisite modülleri ise, o tabakalara ait SPT N değerlerine bağlı amprik bağıntılar yardımıyla hesaplanmıştır (Bowles 1996). Bu çalışma kapsamında, A1 ve A2 apartmanlarından oluşan birinci blok incelendiğinden, analizlerde SK1 ve SK2 sondajlarına ait zemin profilleri kullanılmıştır. Dinamik analizde,

10 Kocaeli depreminin Sakarya daki kayıt istasyonunda kaydedilen kuvvetli hareket kaydının şiddetli genlikler bölgesini kapsayan 27 sn lik ivme izi kullanılmıştır. Analizlerde kullanılan sonlu elemanlar ağı ve zemin modeli Şekil 9 da verilmektedir. Hesaplar sonucunda, zemin yüzeyinde A, B ve C noktalarında sırasıyla 66, 32 ve 49 cm düşey yer değiştirmeler olduğu belirlenmiştir. Zemin yüzeyinde gözlenen en büyük düşey deplasman, deprem sonucunda sıvılaşmanın gözlendiği bilinen A noktasında elde edilmiştir. Her üç yönteme göre yapılan oturma hesaplarının sonuçları Tablo 2 de verilmiştir. Tablo 2. PLAXIS, Yoshimine (1992) ve Tokimatsu ve diğ. (1987) yöntemleri ile elde edilen oturma değerleri Oturma Değerleri (cm) SK1 SK2 SK3 Yoshimine (1992) Tokimatsu ve diğ. (1987) PLAXIS SONUÇLAR VE ÖNERİLER Bu çalışmada, Kocaeli depreminin ardından meydana gelen zemin deformasyonları ve buna bağlı olarak binalarda gözlenen oturmalar; sıvılaşma ve taşıma kapasitesi kayıplarının gözlendiği Adapazarı kentinde bulunan beş katlı ve iki bloktan oluşan bir yapı esas alınarak incelenmiştir. İki ayrı yöntem kullanılarak yapılan analizlerden elde edilen, gözlem ve hesaplar sonucu bulunan oturma değerlerinin karşılaştırılması ile zeminlerde meydana gelen oturmaların farklı yöntemler kullanılarak gerçek değerlere çok yakın bir biçimde elde edilebileceği belirlenmiştir. Ishihare ve Yoshimine (1992); ve Tokimatsu ve diğ. (1987) yöntemleriyle hesaplanan oturmalar, arazide yaklaşık 40 cm olarak ölçülen gerçek oturma değerlerine çok yakın değerler vermiştir. Bununla beraber, bu yöntemle hesaplanan oturma değerlerinin yalnızca sıvılaşmadan kaynaklanana oturmaları temsil ettiği ve kil tabakalarındaki oturmalar hakkında bilgi vermediği unutulmamalıdır. Diğer taraftan, sonlu eleman analizlerinden elde edilen oturma değerleri, arazide ölçülen değerlerden daha yüksek bulunmuştur. PLAXIS programı ile yapılan hesaplarda kil tabakalarında meydana gelen oturmalar da hesaplanmakla beraber, analizlerde yapılan kabuller ve seçilen model, elde edilen sonuçlar üzerinde büyük öneme sahip olduğu göz önünde bulundurulmalıdır. Sonuç olarak, zeminde gözlenen farklı oturmalar, inceleme alanında bulunan A bloğunda önemli bir probleme yol açmamıştır ve çalışmada kullanılan yöntemler, sıvılaşma nedeniyle meydana gelen oturmaların belirlenmesinde tatmin edici sonuçlar vermiştir. Bununla beraber, bu çalışmada sunulan sonuçların bir araştırma çalışmasının ilk parçasını oluşturduğu ve bu nedenle de elde edilen sonuçların daha detaylı bir çalışma için başlangıç oluşturduğu göz önünde bulundurulmalıdır.

11 Şekil 9. Analizlerde kullanılan sonlu eleman ağı ve zemin modeli (Erken ve diğ., 2004) KAYNAKÇA [1] A.M. Ansal, (1999), Asymmetric and Irregular Structures, İstanbul, Turkey, 2, 415. [2] A. Erken, Z. Kaya, A. Erdem, 2004a, 13 th World Conference on Earthquake Engineering, August 1-6, Canada. [3] M. Celebi, S. Toprak, T. Holzer, 1999, Proc. ITU Conf. on Marmara Earthquake of August 17, 1999, ITU, Istanbul. [4] A. Erken, Z. Kaya, M.B.C. Ülker, 2004b, 6 th International Congress on Advances in Civil Engineering, Bogazici University, Istanbul, Turkey, [5] EERI Special Earthquake Report, 1999, Turkey Earthquake of August 17, [6] M. Komazawa, et al., 2002, SDEE, 22, 829.

12 [7] A. Barka, et al., 2000, Proc. The 1999 Izmit and Duzce Earthquakes: Preliminary Results, Istanbul Technical University, Istanbul. [8] S.S.C. Liao and R.V. Whitman, 1986, JGE ASCE, 112, 373. [9] J.E. Bowles, 1996, Foundation Analysis and Design, McGraw Hill Co., NY. [10] G.G. Meyerhof, 1963, Canadian Geotechnical Journal, 1, 16. [11] G.G. Meyerhof, 1956, Journal of Soil Mechanics and Foundations Division, 82, 1. [12] R.H.G. Parry, 1977, Journal of Geotechnical Eng. Div. ASCE, 103, [13] H.B. Seed, K. Tokimatsu, L.F. Harder, R.M. Chung, 1985, Journal of Geotechnical Engineering, 111, [14] A. Erken and A. Ansal, 2003, Seismic Hazard and Microzonation and for Silivri Municipality, İstanbul. [15] R. Iyisan, 1996, Turkish Chamber of Civil Engineers, Digest 96, 7, 371. [16] Seed, H.B. and I.M. Idriss, 1982, Ground Motions and Soil Liquefaction During Earthquakes, Monograph Series, 5, Earthquake Engineering Research Institute. [17] Y. Ohsaki, and R. Iwasaki, 1973, Soils and Foundations, 13, 61. [18] T. Imai and M. Yoshimura, 1975, Soils and Foundation, 18, 17 (in Japanese). [19] Y. Ohta and N. Goto, 1978, Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 6, 167. [20] H. Kiku, et al., 2001, Proc. XVth ICSMGE EGE Satellite Conference, Istanbul, Turkey. [21] H.G. Seed, I.M. Idriss, 1971, JSMFD, 97, [22] T.L. Youd and I.M. Idriss, 2001, Journal of Geotechnical Engineering and Geoenvironmental Engineering, 127. [23] K. Ishihara and M. Yoshimine, 1992, Soils and Foundations, 32, 173. [24] K. Tokimatsu, and H.B. Seed, 1987, Journal of Geotechnical Engineering, 113, 861. [25] K. Ishihara, 1996, Soil Behaviour in Earthquake Geotechnics, Oxford U. Press, N.Y. [26] PLAXIS, Finite Element Code for Soil and Rock Analyses, Version 7.2, Netherlands. [27] J.E. Bowles, 1984, Physical & Geotechnical Properties of Soils, McGraw Hill Co., NY. [28] I. Yoshida, R. Yoshinaka, 1988, 1st ISOPT, 381. [29] K. Terzaghi, R.B. Peck, 1967, Soil Mechanics in Engineering Practice, John Wiley&Sons, New York. [30] A. Erken, Ü. Gülerce, M. Balkaya, M. Hatipoglu, S. Dündar, Z. Kaya, 2004, 6 th International Congress on Advances in Civil Engineering, Bogazici University, Istanbul, Turkey, 1514.