T.C. YILDIZ TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ SİSMİK İZOLATÖRLERİN BİNA TÜRÜ YAPILARIN DİNAMİK DAVRANIŞINA ETKİSİ EZGİ SEVİM

Transkript

1 T.C. YILDIZ TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ SİSMİK İZOLATÖRLERİN BİNA TÜRÜ YAPILARIN DİNAMİK DAVRANIŞINA ETKİSİ EZGİ SEVİM YÜKSEK LİSANS TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI YAPI PROGRAMI DANIŞMAN DOÇ. DR. BARIŞ SEVİM İSTANBUL, 2016

2 T.C. YILDIZ TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ SİSMİK İZOLATÖRLERİN BİNA TÜRÜ YAPILARIN DİNAMİK DAVRANIŞINA ETKİSİ Ezgi SEVİM tarafından hazırlanan tez çalışması 28/11/2016 tarihinde aşağıdaki jüri tarafından Yıldız Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı nda YÜKSEK LİSANS TEZİ olarak kabul edilmiştir. Tez Danışmanı Doç. Dr. Barış SEVİM Yıldız Teknik Üniversitesi Jüri Üyeleri Doç. Dr. Barış SEVİM Yıldız Teknik Üniversitesi Yrd. Doç. Dr. Serkan BEKİROĞLU Yıldız Teknik Üniversitesi Yrd. Doç. Dr. Hüseyin KASAP Sakarya Üniversitesi

3 ÖNSÖZ Depreme dayanıklı yapı tasarımında geleneksel yöntemle, yapıya gelen deprem enerjisinin elastik ötesi şekil değiştirmelerle sönümlenip, can güvenliği kriterinin sağlanması hedeflenmektedir. Bu durum, yapıda belirli düzeyde hasar oluşumuna müsaade edilerek sağlanmaktadır. Sunulan çalışmada deprem sonrası hemen kullanım gerektiren, kritik öneme sahip bir hastane yapısının taşıyıcı sistemi perdeli-çerçeveli sistem olarak çözümlenmiştir. Aynı hastane yapısının taşıyıcısı çerçeveli sisteme dönüştürülerek, temeline yüksek sönümlü kauçuk tip mesnet tanımlanmış ve analizleri yapılmıştır. Yapının üç durumu için sonuçlar karşılaştırılmıştır. Çalışmanın gerçekleşmesinde bilgi ve desteğini esirgemeyen danışmanım sayın Doç. Dr. Barış SEVİM e, Arş. Gör. Hakan ÖZTÜRK e, İnş Müh. Erhan AMASYA ya, Bilg. Müh. Çağlar ER e ve her zaman yanımda olan sevgili aileme teşekkürü bir borç bilirim. Ekim, 2016 Ezgi SEVİM

4 İÇİNDEKİLER iv Sayfa SİMGE LİSTESİ... vii KISALTMA LİSTESİ... ix ŞEKİL LİSTESİ... x ÇİZELGE LİSTESİ... xii ÖZET... xiii ABSTRACT... xv BÖLÜM 1 GİRİŞ... 1 BÖLÜM Literatür Özeti Tezin Amacı Hipotez... 5 SİSMİK İZOLASYON Sismik İzolasyon Kavramı Sismik Yalıtımın Sağladığı Avantajlar Sismik Yalıtım Uygulamalarındaki Sınırlamalar Sismik İzolasyonun Tarihsel Süreci Sismik İzolasyon Sistemlerinin Sınıflandırılması Elastomerik Mesnetli Sistemler Düşük Sönümlü Kauçuk Tip Mesnetler (LDRB) Yüksek Sönümlü Kauçuk Tip Mesnetler (HDRB) Kurşun Çekirdekli Kauçuk Tip Mesnetler (LRB) Kayma Esaslı Sistemler Sürtünmeli Sarkaç Sistemler Esnek Sürtünmeli Taban İzolasyon Sistemleri (R-FBI) Kauçuk-Kayıcı Sistemler... 26

5 BÖLÜM Fransa Elektrik Kurumu Sistemleri (EDF) EERC Birleşik Sistemleri TASS Sistemler Yay Tipi Sistemler Sismik İzolasyon Sistemlerinin Mekanik Özellikleri Kauçuk Tip Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Yatay Rijitlik (K H ) Düşey Rijitlik (K V ) Burkulma Yükü Kapasitesi (P KR ) Büyük Yatay Yerdeğiştirme Altında İzolatörün Stabilitesi Kurşun Çekirdekli Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Sürtünmeli Sarkaç Tip Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Yatay Rijitlik ve Periyot Etkin Rijitlik ve Etkin Sönüm Düşey Yerdeğiştirme ANALİZ ve YÖNETMELİK ESASLARI BÖLÜM Lineer Teori Bina Türü Yapılarda Lineer Teorinin Uygulanması Analiz Yöntemleri Eşdeğer Deprem Yükü Yöntemi Mod Birleştirme Yöntemi Zaman Tanım Alanında Hesap Yöntemi UBC97 Yönetmeliği Tasarım Kriterleri Sismik Bölge Katsayısı Zemin Tipi Sismik Kaynak Tipleri Kaynak Yakınlık Faktörleri Sismik Katsayılar MCE Tepki Katsayısı Sarsıntı Şiddetine Bağlı Sismik Katsayılar Sönüm Katsayıları Statik Analiz Prosedürleri Etkin Sistem Periyotları Toplam Yerdeğiştirme Hesapları Minimum Yatay Kuvvet Hesapları Yatay Kuvvetin Katlara Dağılımı Dinamik Analiz Prosedürleri ÖRNEK SİSMİK İZOLASYON UYGULAMASI Yapı Özellikleri Deprem Parametreleri v

6 BÖLÜM Analiz Parametreleri Tasarım ve Maksimum Yerdeğiştirmeler Etkin Yatay Rijitlikler Karakteristik Dayanım ve Akma Yerdeğiştirmesi Şekil Faktörü ve Gerekli Toplam Kauçuk Kalınlığı İzolatörün Düşey Rijitliği Ve Akma Dayanımı Kayma Şekil Değiştirmesi Etkili Alan Hesabı Burkulma Yükü Hesabı Analiz Spektral Hesap (Mod Birleştirme Yöntemi) Zaman Tanım Alanında Hesap Yöntemi Analiz Sonuçları Periyotlar Modal Kütle Katılım Oranları Maksimum Yerdeğiştirmeler Göreli Kat Ötelenmeleri Taban Kesme Kuvvetleri Momentler SONUÇ VE ÖNERİLER KAYNAKLAR ÖZGEÇMİŞ vi

7 SİMGE LİSTESİ A Kauçuk mesnetin kesit alanı A eff Etkili yük alanı a Boşluklu daire tipi izolatörde iç çap b Boşluklu daire tipi izolatörde dış çap B D DBE düzeyi depremler için sönüm azaltma katsayısı B M MCE düzeyi depremler için sönüm azaltma katsayısı C a, C v Sismik katsayılar C AM,VM Sarsıntı şiddetine bağlı katsayılar c b Sismik izolatörlü sistem sönümü c s Ankastre mesnetli sistem sönümü C s Taban kesme katsayısı C VD,VM Spektral sismik katsayı D D DBE etkisinde oluşan yerdeğiştirme D E MCE etkisinde oluşan yerdeğiştirme Ec Beton elastisite modülü E c Sıkıştırılamayan durumdaki basınç modülü Es Donatı çeliğinin elastisite modülü F s Sürtünme kuvveti f y Kayma dayanımı g Yerçekimi ivmesi G İzolatörün kayma modülü h top Kauçuk mesnet yüksekliği I Yapı önem katsayısı k Yapı rijitliği K Malzemenin hacim modülü K b İzolatör katı rijitliği K eff Etkin rijitlik K H İzolatörün yatay rijitliği k s Ankastre mesnetli sistem rijitliği K V İzolatörün düşey rijitliği K 1,K 2 Elastik rijitlik M 1, M 2 Modal kütleler M M MCE tepki katsayısı vii

8 m m b N a, N v n P KR R S T ank T A, T B T D T M T izo T 1 T 2 T 3 t t r u s u b Y 1,Y 2 Z W w w b, w s w o Q q 1, q 2 γ γ c Ԑ C δ V μ β b, β s β D, β M β eff φ 1, φ 2 λ 1, λ 2 ü g (t) α η ξ Üst yapı kütlesi İzolatör katı kütlesi Kaynak yakınlık faktörleri Düşey yük altında güvenlik faktörü Kritik burkulma yükü Taşıyıcı sistem davranış katsayısı Şekil faktörü Ankastre mesnetli sistem periyodu Spektrum karakteristik periyodları DBE düzeyinde etkin periyot MCE düzeyinde etkin periyot Sismik izolatörlü sistem periyodu Yapının 1. doğal titreşim periyodu Yapının 2. doğal titreşim periyodu Yapının 3. doğal titreşim periyodu Kauçuk tabaka kalınlığı Kauçuğun toplam kalınlığı Ankastre mesnetli sistem yerdeğiştirmesi Sismik izolatörlü sistem yerdeğiştirmesi Modal bileşenler Sismik bölge katsayısı Düşey yük Doğal frekans Açısal frekanslar Akma sonrası sistem açısal frekansı Karakteristik dayanım Modal katılım çarpanları Kütleler oranı Kayma şekil değiştirmesi Basınç birim şekil değiştirmesi Sarkaç tip izolatörün düşey yerdeğiştirmesi Sürtünme katsayısı Sistem sönüm faktörleri Etkin sönüm oranları Etkin sönüm faktörü İki serbestlik dereceli sistem mod biçimleri Modal etkileşim katsayıları Yer hareketinin zamana bağlı fonksiyonu Periyot oranı Kütle oranı Viskoz sönüm oranı viii

9 CQC Complete Quadratic Combination DBE Design Basis Earthquake DBYBHY Deprem Bölgelerinde Yapılacak Binalar Hakkında Yönetmelik EERC Earthquake Engineering Research Center FPS Friction Pendulum System HDRB High Damping Rubber Bearing LDRB Low Damping Rubber Bearing LRB Lead Rubber Bearing MCE Maximum Capable Earthquake NRB Natural Rubber Bearing R-FBI Resilient-Friction Base Isolation SRSS Square Roots of the Sum of the Squares UBC Uniform Building Code KISALTMA LİSTESİ ix

10 ŞEKİL LİSTESİ Sayfa Şekil 2. 1 Artan periyodun spektral ivme ve yerdeğiştirmeye etkisi... 7 Şekil 2. 2 Ankastre mesnetli ve sismik izolatörlü iki yapının şekil değiştirmiş hali... 7 Şekil 2. 3 Bolu Viyadüğü sürtünmeli sarkaç tip izolatör montajı Şekil 2. 4 LNG tanklara uygulanan taban izolasyonu Şekil 2. 5 Atatürk Havalimanı sismik izolasyon uygulaması Şekil 2. 6 Kocaeli Eğitim ve Araştırma Hastanesi izolatör montajı Şekil 2. 7 Antalya Havalimanı kolon arası ve perde tabanı sismik izolasyonu Şekil 2. 8 Tarabya Oteli kolon ortasına izolatör montaj aşamaları Şekil 2. 9 İzolatör montajı ve yerleşim planı Şekil Hangar izolatör yerleşim planı Şekil Sabiha Gökçen Havaalanı Dış Hatlar Terminali sismik izolasyonu Şekil Aykent Loft Türkiye sismik izolatör yerleşimi ve uygulama modeli Şekil Türkiyede sismik izolasyon uygulaması yapılan iller Şekil Kauçuk blok ve çelik levhalı kauçuk mesnetin şekil değiştirmesi Şekil Elastomer mesnet kesiti Şekil Düşük sönümlü elastomer mesnet Şekil Düşük sönümlü elastomer mesnetin kuvvet-yerdeğiştirme davranışı Şekil Yüksek sönümlü elastomer mesnet kesiti Şekil Yüksek sönümlü elastomer mesnetin kuvvet-yer değiştirme davranışı Şekil Kayma şekil değiştirmesi oranına göre kayma modulü değişimi Şekil Kurşun çekirdekli elastomer mesnet kesiti Şekil Kurşun çekirdekli elastomer mesnetin kuvvet-yer değiştirme davranışı Şekil Kurşun çekirdekli mesnetin kuvvet yerdeğiştirme değişimi Şekil Sürtünmeli sarkaç sistem kesiti Şekil Sürtünmeli sarkaç izolatörün çalışma şekli Şekil Sürtünmeli sarkaç sistem kuvvet-yer değiştirme eğrisi Şekil Esnek sürtünmeli izolatör kesiti Şekil EDF sistem mekanizması Şekil EERC sistem uygulaması Şekil TASS sistem uygulama kesiti Şekil Yay tipi sismik izolatör kesit ve planı Şekil Viskoz sönümleyici sistem Şekil Kurşun çekirdekli mesnetin kuvvet-yer değiştirme eğrisi Şekil Sürtünmeli sarkaç mesnet parametreleri ve serbest cisim diyagramı x

11 Şekil 3. 1 (a) Tek katlı tek açıklıklı çerçeve sistem (b) Sismik izolasyonlu sistem Şekil 3. 2 Üst yapı ve izolatör katının göreli kat ötelenmesi Şekil 3. 3 İki serbestlik dereceli bina modeli Şekil 3. 4 UBC97 tasarım spektrum eğrisi Şekil 3. 5 Planda burulma etkisi Şekil 4. 1 Ankastre mesnetli durum perdeli-çerçeveli sistem planı Şekil 4. 2 Ankastre mesnetli durum perdeli-çerçeveli sistem 3 boyutlu modeli Şekil 4. 3 Ankastre mesnetli durum çerçeveli sistem planı Şekil 4. 4 Ankastre mesnetli durum çerçeveli sistem 3 boyutlu modeli Şekil 4. 5 Loma Prieta depremi D-B yönü ivme spekturumu Şekil Kocaeli depremi K-G yönü ivme spekturumu Şekil 4. 7 Düşey eksen takımında Z 4 -Z 1 izolatör katı Şekil 4. 8 SAP2000 v16 link eleman giriş ekranı Şekil 4. 9 Sismik izolatör yerleşim planı Şekil Sismik izolatörlü taşıyıcı sistem modeli Şekil R=2 için SAP2000 de tepki spektrumu oluşturulması Şekil SAP2000 spektral hesap girişi Şekil SAP2000 ivme spektrumu oluşturulması Şekil SAP2000 zaman tanım alanında hesap girişi Şekil SAP2000 analiz için girilen yük durumları Şekil İlk 3 moda ait periyot değerleri Şekil Kocaeli Depremi etkisinde perdeli-çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Kocaeli Depremi etkisinde çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Kocaeli Depremi etkisinde sismik izolatörlü sistem yerdeğiştirmesi Şekil Loma Prieta Depremi perdeli-çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Loma Prieta Depremi çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Loma Prieta Depremi sismik izolatörlü sistem yerdeğiştirmesi Şekil Spektral analiz perdeli-çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Spektral analiz çerçeveli sistem yerdeğiştirmesi Şekil Spektral analiz sismik izolatörlü sistem yerdeğiştirmesi Şekil Kocaeli deprem kaydına göre göreli yerdeğiştirmeler Şekil Kocaeli deprem kaydına göre göreli kat ötelenmeleri oranı Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre göreli yerdeğiştirmeler Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre göreli kat ötelenmeleri oranı Şekil Spektral analize göre göreli yerdeğiştirmeler Şekil Spektral analize göre göreli kat ötelenmeleri oranı Şekil Kocaeli deprem kaydına göre taban kesme kuvvetleri Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre taban kesme kuvvetleri Şekil Kocaeli depreminde çerçeveli sistem moment diyagramı Şekil Kocaeli depreminde perdeli çerçeveli sistem moment diyagramı Şekil Kocaeli depreminde sismik izolatörlü sistem moment diyagramı Şekil Loma Prieta depreminde çerçeveli sistem sistem moment diyagramı Şekil Loma Prieta depreminde perdeli çerçeveli sistem moment diyagramı Şekil Loma Prieta depreminde sismik izolatörlü sistem moment diyagramı xi

12 ÇİZELGE LİSTESİ Sayfa Çizelge 2. 1 Ec modülünün izolatör geometrisine göre değişimi [53] Çizelge 3. 1 Sismik bölge katsayıları [33] Çizelge 3. 2 Zemin tipleri [33] Çizelge 3. 3 Sismik kaynak tipleri[33] Çizelge 3. 3 Sismik kaynak tipleri[33] Çizelge 3. 4 Kaynak yakınlık faktörü Na [33] Çizelge 3. 5 Kaynak yakınlık faktörü Nv [33] Çizelge 3. 6 Sismik katsayı C a [33] Çizelge 3. 7 Sismik katsayı C v [33] Çizelge 3. 8 MCE tepki katsayısı M M [33] Çizelge 3. 9 Sarsıntı şiddetine bağlı sismik katsayı C AM [33] Çizelge Sarsıntı şiddetine bağlı sismik katsayı C VM [33] Çizelge Sönüm katsayıları [33] Çizelge Dinamik analize göre kısıtlamalar[33] Çizelge 4. 1 Yapı sistemine ait genel bilgiler Çizelge Loma Prieta Depremi kayıt bilgileri Çizelge Kocaeli Depremi kayıt bilgileri Çizelge 4. 4 Ankastre-çerçeveli sistemin ilk üç modunun periyot değerleri Çizelge 4. 5 Bölgenin zemin ve sismik özellikleri Çizelge 4. 6 Kaynak yakınlık faktörü N a (A, 10km) Çizelge 4. 7 Kaynak yakınlık faktörü N v (A, 10km) Çizelge 4. 8 Sismik katsayılar C a, C v (S D, Z 4 ) Çizelge 4. 9 MCE tepki katsayısı M M Çizelge Sarsıntı şiddetine bağlı katsayılar C AM, C VM Çizelge İzolatöre ait hesap parametreleri Çizelge İzolatöre ait sönüm katsayıları (β D, β M ) Çizelge İzolatöre özellikleri Çizelge İlk 3 moda ait periyot değerleri Çizelge Sismik izolasyonlu sistem kütle katılım oranları Çizelge Kocaeli depremi maksimum yerdeğiştirme değerleri Çizelge Loma Prieta depremi maksimum yerdeğiştirme değerleri Çizelge Spektral analiz maksimum yerdeğiştirme değerleri xii

13 ÖZET SİSMİK İZOLATÖRLERİN BİNA TÜRÜ YAPILARIN DİNAMİK DAVRANIŞINA ETKİSİ Ezgi SEVİM İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalı Yüksek Lisans Tezi Tez Danışmanı: Doç. Dr. Barış SEVİM Tarihteki büyük ölçekli deprem etkileri incelendiğinde, toplu can kayıplarının yanı sıra deprem sonrası kullanım gerekliliği olan yapıların büyük çoğunluğunun kullanılamaz hale geldiği görülmüştür. Özellikle ülkemizin aktif deprem kuşağında olması depreme dayanıklı yapı tasarımında kullanılacak yeni yöntemlerin önemini arttırmaktadır. Bu yöntemlerden biri olan sismik izolasyon; zemin-temel etkileşimini keserek yapının deprem etkilerinden yalıtılmasını sağlamaktadır. Hazırlanan yüksek lisans tezi kapsamında deprem etkisinde yapı davranışı ve depreme dayanıklı yapı tasarımı ilkelerinden bahsedilmiş ve sismik izolasyon yöntemi ve çeşitleri açıklanmıştır. Sayısal hesaplarda kullanılan yönetmelik ve formülasyonlar hakkında bilgi verilmiştir. Analitik çalışmayla, Deprem Bölgelerinde Yapılacak Yapılar Hakkında Yönetmelik (2007)'deki sünek tasarım ilkelerine göre tabanı ankastre mesnetli ve sismik izolatörlü iki binanın deprem davranışlarının belirlenmesi amaçlanmıştır. Bu amaçla betonarme perdeli çerçeveli taşıyıcı sisteme sahip bir hastane binası hem ankastre mesnetli olarak hem de geometrik ve malzeme özellikleri değişmeden çerçeveli ve sismik izolatörlü olarak SAP2000 paket programında modellenmiştir. Sismik izolatör tipi olarak uygulamada ve literatürde sıklıkla kullanılan yüksek sönümlü kauçuk mesnet tercih edilmiştir. Her iki modelin modal, 1980 Loma Prieta ve 1999 Kocaeli Depremi etkisinde zaman tanım alanında analizi yapılmış ve modeldeki bazı düğüm noktalarında ve kesit boyunca oluşan etkiler, yerdeğiştirme değerleri karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. xiii

14 Bu kapsamda hazırlanan tez çalışması beş ana bölümden oluşmaktadır. Birinci bölümde; çalışmanın amacı ve bu alanda yapılan akademik çalışmalar hakkında bilgi verilmiştir. İkinci bölümde; sismik izolasyon teorisi, tarihsel süreci, sismik izolasyonun uygulama alanları ve tipleri açıklanmıştır. Üçüncü bölümde; analiz yöntemleri ve sismik izolasyonlu sistemlerin tasarım adımları UBC97 ye göre özetlenmiştir. Dördüncü bölümde; seçilen hastane modelinin üç farklı durumu için analizleri yapılmıştır. Analiz sonuçları çizelge ve grafikler halinde sunulmuştur. Son bölümde analiz sonuçlarının değerlendirmesi yapılmış ve sismik izolatörlü sistemin ankastre mesnetli perdeli çerçeveli sisteme göre depreme karşı daha iyi bir davranış sergilediği vurgulanmıştır. Anahtar Kelimeler: Deprem, depreme dayanıklı yapı tasarımı, sismik izolasyon, kauçuk mesnet. YILDIZ TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ xiv

15 ABSTRACT THE EFFECTS OF SEISMIC ISOLATORS ON THE DYNAMIC RESPONSE OF BUILDINGS Ezgi SEVİM Department of Civil Engineering MSc. Thesis Adviser: Assoc. Prof. Barış SEVİM When effects of the large-scale earthquakes that in history was examined, besides many casualties the majority of the structures usage requirements after the earthquake has been noticed unusable. Especially being our country's in an active earthquake zone increases the importance of new methods that are about earthquake resistant design. One of these methods, seismic isolation, provides to isolate effects of earthquake by cutting the soil- foundation interaction. This thesis has mentioned behaviour of structures in earthquakes and earthquake resistant's design principles. Seismic isolation methods and its types have been described. Knowledges about the formulations and regulations in the numerical calculations have been given in this thesis. With this analytical thesis, the seismic behavior of the two buildings which are ductile cantilever base and seismic isolators have been intended to determine according to design principles of Regulation on the structures that are built in Turkish Seismic Code (2007). Because of this, a hospital building with reinforced concrete framed pitched delivery systems has been modeled in SAP 2000 program as both clamped and geometrical and material properties without changing. Rubber structural bearings that is frequently used in practice and literature as a seismic isolator type have been preferred in this thesis. Both models have been analysed modal and time domain effect of 1989 Loma Prieta and 1999 Kocaeli earthquake, section effects and xv

16 displacements of some nodes in the model and on the all sections have been presented comparatively. The thesis includes five main parts. In the first part, the aim of the study and literature review are taken place. In the second part of the study, theory of seismic isolation, its historical development and its applications and types are considered. Analysis methods and design principles of seismic isolation are summarized in third part. Then numerical analyses and their findings are presented in the fourth part. Lastly, conclusions and suggestions obtained from the study are shared and it is highlighted that the response of seismic isolation systems are better than clamped and framed systems against to earthquakes. Keywords: Earthquake, earthquake resistant design, seismic isolation, rubber bearings. YILDIZ TECHNICAL UNIVERSITY GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES xvi

17 BÖLÜM 1 GİRİŞ 1.1 Literatür Özeti Fay düzlemi olarak bilinen yer kabuğundaki kırıklarda, biriken enerjinin aniden boşalmasıyla oluşan dalgalar halinde yayılan doğal afete deprem denir. Depremler çoğunlukla, levhaların biribirinden uzaklaştığı, birbirlerinin altına daldıkları ya da sürtündükleri sınırlarda oluşmaktadır. Deprem, şiddet ve büyüklükle ölçeklendirilmektedir. Şiddet ölçeği, deprem etkisinde oluşan hasarı yansıtmaktadır. Büyüklük ölçeği ise, depremin odağından yayılan enerji miktarını değerlendirmektedir. Deprem Bölgeleri Haritası'na göre, yurdumuzun %92'sinin deprem bölgeleri içerisinde olduğu, nüfusumuzun %95'inin deprem tehlikesi altında yaşadığı ve ayrıca büyük sanayi merkezlerinin %98'i ve barajlarımızın %93'ünün deprem bölgesinde bulunduğu bilinmektedir [1]. Dolaysıyla Ülkemizdeki mevcut ve yeni yapılacak yapıların deprem etkisi altındaki davranışının belirlenmesi ve gerekli tedbirlerin alınması gerekmektedir. DBYBHY-2007 [2] ye göre yapıların hafif şiddetteki depremlerde hasar almaması, orta ve büyük ölçekli depremlerde ise can güvenliğinin sağlanması için kısmen veya tamamen göçmenin engellenmesi gerekmektedir. Yönetmelik can güvenliğini ön planda tutmaktadır; ancak bu durum yapıda müsaade edilen sınırlarda hasar oluşumuyla sağlanmaktadır. Büyük seviyelerdeki hasar ve fonksiyonellik kaybı, kritik yapılarda önem arz etmektedir. Deprem etkilerini azaltmak için yapının dayanımını arttırmak, göreli kat ötelenmelerini sınırlarken yüksek kat ivmelerine neden olur. Kat ivmelerinin etkisi ise yapının sünekliği arttırılarak önlenebilir. Ancak bu durumda da göreli kat ötelenmeleri artmaktadır. Yapıda hasara neden olan her iki deprem etkisini önlemek için yapı kontrol sistemleri geliştirilmiştir. Bu sistemler yapının depreme karşı 1

18 dayanımını arttırmak yerine, yapıya gelen dinamik deprem yükünün etkisini azaltır. Yapı kontrol sistemlerinin en yaygın olarak kullanılanı ve bu çalışmaya esas olan türü sismik izolatörlerdir. Sismik izolatörler çoğunlukla deprem sonra hemen kullanım gerektiren hastane, itfaiye, enerji dağıtım ve haberleşme merkezleri, polis karakolu, okul gibi yapılar ile hasar almaması gereken tarihi değerlerin olduğu yapılar ve hasarı tehlike arz eden santral tipi yapılarda kullanılır [3]. Bayülke [4] 1993 yılında hazırladığı çalışmada; sismik izolasyon ile depreme dayanıklı yapı tasarımı ilkerleri, sismik izolasyonda kullanılan lastik takozların özellikleri, bazı uygulamalar ve sonuçlarından söz edilmektedir. Lee vd. [5] tarafından 2001 yılında yapılan çalışmada; San Francisco da 1940 yılında inşa edilmiş bir yapının sismik izolatörlerle güçlendirilmesi hakkında bilgi verilmiştir. Asher vd. [6] tarafından 2001 yılında; fay hattına oldukça yakın mesafede bulunan, California daki bir sağlık merkezinin sismik izolatörlü tasarımı sunulmuştur. Wu vd. [7] tarafından 2002 yılında yapılan çalışmada; elastomer mesnetli, beş katlı yapı modelinin sarsma tablası deneyleri ile sismik karakteristiği belirlenmiştir. Bu çalışmayla; sismik izolatörlü modelin, tüm deprem kayıtlarında yalıtımsız modele göre kat ivmelerinin azaldığını göstermişlerdir. Tezcan ve Erkan [8] 2002 yılında; örnek bir çerçevenin, sismik izolatörlü ve viskoelastik sönümleyicili modellerinin Kocaeli Depremi etkisindeki sonuçlarını karşılaştırmıştır. Celep ve Kumbasar [9] tarafından 2004 yılında deprem ve depremin yapılarda etkisi, depreme dayanıklı yapı tasarımı ilkeleri, deprem sonrası hasar belirlenmesi, güçlendirme yöntemleri hakkında detaylı bilgi veren Deprem Mühendisliğine Giriş ve Depreme Dayanıklı Yapı Tasarımı kitabı yayınlanmıştır. Alhan vd. [10] tarafından 2005 yılında yapılan çalışmada; kritik önem taşıyan yapılarda bulunan hassas cihazların korunmasında sismik izolatörlerin etkisi, Monte Carlo simülasyon tekniği ile incelenmiştir. Yücesoy [11] 2005 yılında; sismik izolatörlü yapıların komşu binalarla etkileşimini farklı deprem kayıtları ile incelemiştir. Büyük yerdeğiştirmeler yapan sismik izolatörlü 2

19 yapıların komşu binalarla çarpışması durumunda oluşabilecek hasar durumları belirlenmiştir. Ercan ve Nuhoğlu [12] tarafından 2005 yılında yapılan çalışmada; farklı yükseklikte, farklı izolatör tipi kullanılan çerçeve sistemlerin, değişik zemin koşullarında dinamik analizleri yapılmıştır. Sonuçlar karşılaştırılarak değerlendirilmiştir. İzolatörün, yapının deprem davranışını olumlu yönde etkilediği görülmüştür. Türker [13] tarafından 2005 yılında yapılan bildiride; aynı plan ve malzeme özellikleri kullanılarak, perdeli sistem ve kurşun çekirdekli izolatör eklenenmiş çerçeveli sistem olmak üzere iki ayrı taşıyıcı sistemle tasarlanmış hastane yapısının Kocaeli ve Düzce deprem kaydına göre dinamik analizi gerçekleştirilmiştir. Toplam inşaat maliyetlerini karşılaştırmış ve izolatörlü yapının az da olsa daha ekonomik olduğu sonucuna varılmıştır. Tsai vd. [14] tarafından 2006 yılında; sismik izolatörlü yapılarda deprem yükünün, bina yüksekliği boyunca dağılımını inceleyen çalışma hazırlanmıştır. Jangid [15] tarafından 2007 yılında; yakın fay etkisinde kurşun çekirdekli elastomer mesnet sistemlerin optimizasyonu gerçekleştirilmiştir. Pekgökgöz vd. [16] tarafından 2007 yılında; 1. Derece deprem bölgesinde kabul edilen, 6 katlı bir konut binasının hem ankastre mesnetli ve hem de sismik izolatörlü tasarımlarının maliyet analizi yapılmıştır. Sismik izolatör kullanımının yapı maliyetine %40-%45 lik ek maliyet getirdiğini belirlemişlerdir. Karabörk vd. [17] 2010 yılındaki çalışmasında; yumuşak zemin üzerinde tasarlanan ankastre mesnetli ve sismik izolatörlü iki yapının Kocaeli deprem kaydına göre dinamik analiz sonuçlarını karşılaştırmıştır. İzolatörlü yapının deprem etkisinde daha iyi davranış gösterdiğini belirlemiştir. Alhan vd. [18] 2011 yılında; sismik izolatörlü yapılarda kat ivmelerinin dağılımını eşdeğer doğrusal modelleme ve üst yapı sönümünün olduğu durumlar için incelemişlerdir. Güner [19] tarafından 2012 yılında hazırlanan yüksek lisans tezinde; 8 katlı aynı plan ve malzeme özelliklerine sahip hastane yapısı hem ankastre mesnetli hem de kurşun 3

20 çekirdekli kaukçuk izolatörlü tasarlanmıştır. ETABS paket programıyla yapılan analiz sonuçlarıyla yapının ve izolatörün dinamik karakteristik özellikleri belirlenmiştir. Cicen [20] tarafından 2014 yılında yapılan çalışmada; mevcut bir kamu binasının performans analizine göre sismik izolatörlerle güçlendirmesi yapılmıştır. Sap2000 paket programıyla yapılan güçlendirme çalışmasıyla yapının taşıyıcı sistem davranışının olumlu yönde etkilendiği görülmüştür. Kök [21] tarafından 2014 yılında hazırlanan yüksek lisans tezinde; sismik izolatörlerin mimari tasarımda etkisi incelenmiştir. Çalışma kapsamında Türkiye de sismik izolasyon uygulaması yapılan 11 adet yapı hakkında detaylı bilgi verilmiştir. Sismik izolatörlerle ilgili teorik ve deneysel çalışmalar, bina türü yapılarla sınırlı kalmamıştır. Farklı tip köprü ve sismik izolatörle yapılan çalışmalar, geçmişten bugüne kadar oldukça fazladır [22-32]. 1.2 Tezin Amacı Yapılan çalışmayla; deprem, depremin yapılar üzerindeki etkisi, taşıyıcı sistem tipleri, temeli ankastre mesnetli yapıların deprem davranışı, depreme dayanıklı yapı tasarımı, sismik yalıtım, temeli izolatörlü yapıların deprem davranışı gibi temel kavramlar detaylı olarak incelenmiştir. Temeli ankastre mesnetli, perdeli çerçeveli sisteme sahip bir hastane yapısının; DBYBHY-2007 ye göre belirlenen tasarım spektrumu ile spektral analizi, 1989 Loma Prieta ve 1999 Kocaeli deprem kayıtlarıyla zaman tanım alanında analizi yapılmıştır. Aynı yapı modelinde kaba inşaat maliyetini düşürmek için, perde elemanlar kolon elemanlara dönüştürülmüştür ve analizler tekrarlanmıştır. Ancak göreli kat ötelenmelerinde artış olduğundan, çerçeveli sisteme UBC97 [33] ye göre hesapları yapılan yüksek sönümlü kauçuk tip mesnet tanımlanmıştır. Sismik izolasyonlu sistemin de spektral ve zaman tanım alanında analizi yapılıp, sonuçlar karşılaştırılmıştır. Analizlerde SAP2000 v16 paket programı kullanılmıştır. Bu çalışmayla taşıyıcı sistem değişiminin ve sismik izolatörün yapının deprem performansı üzerindeki etkisi incelenmiştir. Sismik izolatörle, yapıda hasar oluşturan kat ivmelerinin ve göreli kat ötelenmelerinin azalması amaçlanmıştır. 4

21 1.3 Hipotez Sismik izolatörlerin kullanılmasının amacı; zemin-yapı etkileşiminin kesilerek yapının periyodunun arttırılması ve bu duruma bağlı olarak yapıya gelen deprem yükünün azaltılmasıdır. Bu amaçla yapılan dinamik analizler sonucunda kesit etkileri ve yerdeğiştirme değerleri karşılaştırılarak sismik izolatörlerin olumlu etkisi irdelenmiştir. 5

22 BÖLÜM 2 SİSMİK İZOLASYON 2.1 Sismik İzolasyon Kavramı Sismik izolasyon, yapının depreme dayanım kapasitesini arttırmak yerine; yapıya gelen deprem yüklerini azaltmayı hedefleyen yeni nesil depreme dayanıklı tasarım yöntemidir. Yapı ile temel arasına yerleştirilen, düşey rijitliği yüksek, yanal rijitliği düşük donanımlarla yapı-zemin ilişkisi kesilmektedir. Yapının tabanı haricinde farklı seviyelerde de (katlar arası, kolon ortası, çatı gibi) uygulanabilmektedir. Ancak genellikle yapının temel seviyesinde uygulandığından taban izolasyonu olarak da adlandırılmaktadır [34]. Depremin hakim periyodunun yapının periyoduna eşit olması durumunda rezonans oluşur. Rezonans etkisindeki yapıda ivme artışı olduğundan, büyük hasarlar hatta yıkımlar meydana gelir. Sismik izolatörlü yapının frekansı, aynı yapının ankastre mesnetli halinin ve depremin etkin frekansına kıyasla oldukça düşüktür. Sismik izolatörler zeminden gelen düşük periyotlu ve yüksek frekanslı titreşimleri, yaptığı büyük yanal yer değiştirmelerle düşük frekanslı ve yüksek periyotlu titreşimlere dönüştürerek spektral ivme değerini düşürür (Şekil 2.1). Spektral ivme değeri deprem yüküyle doğru orantılı olduğundan; yapıya gelen taban kesme kuvveti azalır [35]. 6

23 Şekil 2. 1 Artan periyodun spektral ivme ve yerdeğiştirmeye etkisi [35] Şekil 2. 1 de aynı sönüm oranı için ivme ve yer değiştirme eğrileri incelenirse; yatay eksendeki periyot değerinin artmasıyla, spektral ivme eğrisinde azalma, yer değiştirme eğrisinde ise yükselme gözlenmektedir. Ancak artan yerdeğiştirmenin etkisi izolatör katında görülür; üst yapı rijit kütle hareketiyle bütün halinde yerdeğiştirme yapar (Şekil 2.2). Sismik izolasyonlu yapının yerdeğiştirmesi, aynı özellikteki temele ankastre mesnetli yapıdan fazla olmasına rağmen şekil değiştirmeler izolatörde oluşmaktadır. Üst yapı rijit kütle hareketi yaptığından, göreli kat ötelenmeleri dikkate alınmayacak düzeydedir. Göreli kat ötelenmelerinin önlenmesiyle; yapıda yapısal ve yapısal olmayan hasara neden olan kat kuvvetleri sınırlandırılır ve yapı güvenliği sağlanmış olur [36]. Şekil 2. 2 Ankastre mesnetli ve sismik izolatörlü iki yapının şekil değiştirmiş hali [37] 7

24 2.1.1 Sismik Yalıtımın Sağladığı Avantajlar Şiddetli depremlerde bile sismik izolasyon; Can güvenliğinin sağlanması, Taşıyıcı ve taşıyıcı olmayan elemanlarda minimum hasar, Stratejik öneme sahip yapılarda hemen kullanım, Ulaşım yolları, köprü, viyadüklerin devamlılığı, Tarihi ve kültürel değerlerin korunması, İş ve üretim döngüsünün sürekliliği, Kaba inşaat ve onarım maliyetinde azalma, Değerli cihaz ve araştırma projelerinin korunması gibi başlıca önemli avantajlar sağlamaktadır [38] Sismik Yalıtım Uygulamalarındaki Sınırlamalar Sismik izolasyon uygulamasının en önemli avantajlarından biri rezonans olayını engellemesidir. Ancak avantaj olan bu durum bazı yapı sistemleri için dezavantaj haline gelebilmektedir. Özellikle yumuşak zeminlerin yapıların periyodunu arttırıcı etkisi olduğu bilinmektedir. Sismik izolasyon sistemlerinin çalışma mekanizması, yapının periyodunu arttırmaya yönelik olduğundan; yumuşak zemin gruplarında uygulanması elverişli değildir. Sismik izolasyonlu yapı tasarımı yapılmadan önce zemin karakteristiğinin belirlenmesi önemli bir husustur. Sismik izolasyon kısa periyotlu yapılar için daha elverişlidir. 10 kattan daha az betonarme yapılar, 5 kattan daha az çelik yapılar, düşük rijitliğe sahip yapılar sismik izolasyona uygundur. Yapı formu ve karateristiği, sismik izolasyon tasarımında etkili olmaktadır. Rüzgar ve diğer yanal ikincil yükler de sismik izolasyon tasarımında önemlidir. Bu yüklerin sınırlandırılması yapılmalıdır. İkincil yüklerin etkisi araştırılırken yapılacak yapının etkin fay hatlarına uzaklığı da belirlenmelidir. 8

25 Sismik yalıtımı yapılmış yapılar deprem etkisinde büyük yanal yerdeğiştirmeler yapmaktadır. Yerdeğiştirmeler, izolatör katında oluşmaktadır. Yapının, rijit kütle hareketini güvenli şekilde gerçekleştirebilmesi için komşu yapılarla gerekli salınım mesafesinin olması gerekmektedir. Komşu yapılar arası salınım mesafesi belirlenirken bölgenin depremselliği göz önünde bulundurulmalıdır [39]. 2.2 Sismik İzolasyonun Tarihsel Süreci Ülkemizde yakın geçmişte kullanılmaya başlayan sismik izolatörlerin başlangıcı 1900 lü yıllara dayanmaktadır. İlk yapıların zeminden yalıtılması fikri, Tokyo Üniversitesi profesörü Dr. Milne tarafından yılları arasında yapılan çalışmalarla araştırılmıştır. İlk çalışmasında 25 cm çapında dökme bilyeler üzerinde yapı davranışını incelemiştir. Ancak hafif şiddeti depremlerde etkili olmasına rağmen daha büyük yanal yükler etkisinde olumsuz sonuçlar alınmıştır. Sonraki çalışmasında bilye çapını 2,5 cm ye düşürerek yeni bir yapı modeli tasarlamıştır. Bu tasarımla yanal yükler etkisinde yapı stabilitesinin korunmasını başarmıştır [40] yılında İngilterede Dr. Calantarients tarafından yapılan çalışmada, yapıların tabanına yerleştirilen talk, mika veya kum tabakasıyla hareket serbestliği sağlanacağı fikri savunulmuştur [34] yılında Tokyoda Frank Lloyd Wright tarafından tasarlanan Imperial Hotel, sismik izolasyon düşüncesiyle yapılmıştır. Yapının temeli 2,5 m kalınlığındaki sağlam zemine kazıklarla sabitlenmiştir. Sağlam zemin altındaki yumuşak tabaka üzerinde yüzen sistem oluşturulmuştur yılında meydana gelen Tokyo Depremi sonucu hasar almayarak istenilen performansı göstermiştir [41]. İlk kez kauçuk tip izolatör 1969 yılında Yugoslavyada okul inşaatında kullanılmıştır. Kurşun çekirdekli kauçuk mesnetler 1970 li yıllarda geliştirilmiştir ve ilk kez 1981 yılında Yeni Zelandada William Clayton Building isimli yapıda kullanılmıştır [42]. Yüksek sönümlü kauçuk tip mesnet ilk kez 1982 yılında Research Association (MRPRA) kurumu tarafından; sürtünmeli sistemlerin en yaygın kullanılan çeşidi sürtünmeli sarkaç sistemler ise, 1987 yılında ilk kez Zayas V. A., Low S. S. Ve Mahin S. A. tarafından geliştirilmiştir [43]. 9

26 1980 li yıllardan itibaren başta Japonya, Amerika Birleşik Devletleri, Kanada, Yeni Zelanda, İtalya olmak üzere; Türkiye, İngiltere, Hindistan, Yunanistan, Romanya, Çin, Malezya, Şili, Meksika, Portekiz, Bangladeş, Danimarka, Azerbaycan, Fransa, Dubai gibi pek çok ülkede deprem izolatörlerinin birçok farklı uygulamaları bulunmaktadır [44]. Deprem bölgeleri haritasına göre Türkiye nin; %66 sı 1. ve 2. dereceden, %30 u 3. ve 4. dereceden deprem bölgesinde kalmaktadır. Ülkemizin deprem davranışları üzerindeki bilgi ve birikimi pek çok ülkeninkinden daha fazladır. Tarihte yaşanılan şiddetli depremlerin etkileri incelendiğinde çok sayıda can ve mal kaybı olduğu görülmektedir. Özellikle yakın geçmişte yaşanılan 17 Ağustos 1999 depremi, depreme dayanıklı yapı tasarımında geleneksel yöntemin ülkemiz için yetersiz kaldığını açıkça göstermektedir. Ancak bu deneyimlere rağmen, sismik yalıtım sistemleri üzerindeki araştırma ve uygulamalar, yeterli düzeyde gelişmemiştir. Donanım ve ekipmanlardaki eksiklikler sismik izolasyon sistemlerinin gelişmesini zorlaştırmaktadır. Konu hakkında Türkiye de sayılı uygulamalar mevcuttur. Türkiyede ilk sismik izolasyon 1999 yılı öncesinde köprü ve viyadüklerde uygulanmıştır yılları arasında yapılan Tarsus-Adana-Gaziantep (TAG) Otoyolu ndaki viyadüklerin bir kısmında enerji sönümleyici cihazlar, bir kısmında da sismik izolatörler kullanılmıştır. TAG Otoyolu projesi Türkiyedeki ilk sismik izolasyon uygulamasıdır. Projenin 5 nolu viyadüğünde kurşun çekirdekli izolatör kullanılmıştır. Yapımına 1993 yılında başlanan ancak 12 Kasım 1999 Düzce Depremi nde hasar gördüğü için 2007 yılında faaliyete giren Bolu Dağı Geçiş Projesi, 4,6 km uzunluğunda 4 adet viyadük ve 900 m uzunluğunda 3 adet köprüden oluşmaktadır. Güçlendirme projesi kapsamında; 1999 AASHTO yönetmeliğine göre hesaplanan, 70 ile 90 cm çaplı sürtünmeli sarkaç tip izolatörler ve EP, VP, VPJ tip sönümleyiciler kullanılmıştır (Şekil 2.3) [45]. 10

27 Şekil 2. 3 Bolu Viyadüğü sürtünmeli sarkaç tip izolatör montajı [45] yılları arasında inşaatı tamamlanan Aliağa Sıvılaştırılmış Gaz Depolama Terminali nde yapılan sismik izolasyon uygulamasında; 35 m yüksekliğinde ve 85 m genişliğindeki her bir tank için 112 adet LRB ve 241 adet NRB tip izolatör kullanılmıştır (Şekil 2.4) [44]. Şekil 2. 4 LNG tanklara uygulanan taban izolasyonu [44] 1998 yılında yapımına başlanan, 1999 Kocaeli Depremi nden sonra projesi sismik izolatörlü olarak güncellenen Atatürk Havalimanı Dış Hatlar Terminali nde sürtünmeli sarkaç tip izolatör kullanılmıştır. Sismik izolasyon uygulaması, yapımı tamamlanan 6000 tonluk uzay çatı ile 162 tane taşıyıcı kolon arasına yapılmıştır (Şekil 2.5). Yapılan güçlendirme işlemiyle çelik çatıdan yapıya iletilen yüklerin azaltılması ve yer değiştirmelerin kontrol altına alınması hedeflenmiştir. Uzay çatı deprem esnasında 26 cm e kadar yerdeğiştirme yapabilme özelliğine sahiptir [46]. 11

28 Şekil 2. 5 Atatürk Havalimanı sismik izolasyon uygulaması [46] Yapımı 2005 yılında tamamlanan Kocaeli Üniversitesi Eğitim ve Araştırma Hastanesi, sismik izolasyon uygulamasının yapıldığı ilk hastane projesidir. Hastane 500 yatak kapasiteli olup, 5 katlı çelik ve betonarme karkas taşıyıcıya sahiptir. Kullanılan izolatörler 90x90 cm ebatlarında sürtünmeli sarkaç tiptir ve 27 cm yerdeğiştirme yapabilecek özelliktedir (Şekil 2.6). Uygulama hastanenin 3 bloğu için temel altına, 5 bloğu için ise kolon üstüne yapılmıştır ve toplamda 256 adet izolatör kullanılmıştır [21]. Şekil 2. 6 Kocaeli Eğitim ve Araştırma Hastanesi izolatör montajı [21] 5 bloktan oluşan, m 2 kapalı alana ve 18 m yüksekliğe sahip Antalya Havalimanı 1. Dış Hatlar Terminali nde de sismik izolasyon uygulaması yapılmıştır. Yapı ilk olarak izolasyonsuz olarak tasarlanmıştır ve eski yönetmeliğe göre inşası 1998 yılında tamamlanmıştır. Ancak sonraki süreçte yapının yeni yönetmeliğe göre performansının yetersiz kaldığı belirlenerek; 2004 yılında sismik izolasyonla güçlendirme yapılmıştır. 411 adet kolon yerden 1,2 m yükseklikten kesilerek kurşun çekirdekli kauçuk tip 12

29 mesnet yerleştirilmiştir (Şekil 2.7.a). Perde duvarların altına ise Türkiye de üretilen kayıcı mesnetlerin montajı yapılmıştır ve salınımı engelleyecek rijit bağlantı noktaları kesilmiştir (Şekil 2.7.b-c). Benzer şekilde, uzay kafes sistem çatının da rijit bağlantı noktaları koparılıp sismik izolasyon uygulaması yapılmıştır. Bu uygulama ile yapıya 40 cm e kadar yerdeğiştirme yapabilme yeteneği kazandırılmıştır [47]. Şekil 2. 7 Antalya Havalimanı kolon arası, perde tabanı sismik izolasyon uygulaması [47] Yapımı 1966 yılında tamamlanan, çeşitli nedenlerden ve meydana gelen depremlerden dolayı hasar gören Tarabya Oteli nde 2004 yılında güçlendirme çalışmalarına başlanmıştır. Güçlendirme uygulaması; 139 adet, 32 cm yerdeğiştirme kapasiteli, sürtünmeli sarkaç tip izolatörün, zemin kat kolonlarının ortasına montajıyla yapılmıştır (Şekil 2.8) [44]. Şekil 2. 8 Tarabya Oteli kolon ortasına izolatör montaj aşamaları [44] Sismik izolasyon uygulamasının yapıldığı 2. Hastane projesi olan Erzurum Eğitim Araştırma Hastanesi nde 386 adet 80 cm, 90 cm, 100 cm ve 110 cm çapında kurşun çekirdekli kauçuk tip izolatör kullanılmıştır. 80 cm çaplı izolatörlerin bir kısmı kurşun çekirdeksiz NRB tiptir (Şekil 2.9). İzolatörler 50 cm yerdeğiştirme kapasitesine sahiptir. Hastanenin konumu Erzurum Fayı na 4 km mesafede olduğundan sismik izolasyon büyük önem arz etmektedir [48]. 13

30 Şekil 2. 9 İzolatör montajı ve yerleşim planı [21] 2008 yılında kullanıma açılan Sabiha Gökçen Havaalanı Hangar binası 4 katlı, m 2 oturumlu, 36,6 m yüksekliğindedir. Çatı ağırlığı toplam 2000 ton olup, 30 adet kolon ile taşınmaktadır. Çatıdan yapıya iletilen yükü hafifletmek için proje aşamasında, sismik izolatörlü olarak tasarlanmasına karar verilmiştir. Çatı altına cephe akslarında 65 cm çapında 20 adet yüksek sönümlü kauçuk tip mesnet (HDRB), orta aksda 10 adet kurşun çekirdekli kauçuk tip mesnet (LRB) yerleştirilmiştir (Şekil 2.10). Yapılan uygulamayla çelik çatı 30 cm e kadar yerdeğiştirme yapabilmektedir. Şekil Hangar izolatör yerleşim planı [21] 14

31 m 2 kapalı kullanım alanına sahip, 4 katlı, toplam 35 m yüksekliğe sahip Sabiha Gökçen Dış Hatlar Terminali de hangar gibi sismik izolasyon uygulamasının yapıldığı, havaalanı projesidir. Yapının bodrum katı betonarme, normal katları çelik konstrüksiyonlu taşıyıcı sisteme sahiptir. Etkin fay hattına yakın olmasından ve büyük çerçeve açıklıklarından dolayı yapıda sismik izolasyon uygulaması yapılmasına karar verilmiştir. Bu amaçla bodrum kat kolonlarının üzerine 300 adet sürtünmeli sarkaç tip izolatör montajı yapılmıştır (Şekil 2.11). Yapılan uygulamayla yapıya 50 cm e kadar yer değiştirme kapasitesi sağlanmıştır ve yanal yük etkisinin %80 oranında azaldığı belirlenmiştir [47]. Şekil Sabiha Gökçen Havaalanı Dış Hatlar sismik izolasyon uygulaması [21] Sismik izolasyon uygulaması yapılan ilk konut projesi olma özelliği taşıyan Aykent Loft Türkiye; 154,3 m 2 taban alanlı, 4 katlı, toplam 12,50 m yüksekliğinde ve betonarme taşıyıcı sistemli olarak inşa edilmiştir. Zemin sınıfı D olduğundan öncelikle jet grout metoduyla iyileştirme yapılmıştır. Zemin iyileştirmesinden sonra yapılan radye temel üzerine, 12 adet kurşun çekirdekli kauçuk tip sismik izolatör uygulaması yapılmıştır (Şekil 2.12). Uygulaması yapılan sismik izolatörlerin tasarım yer değiştirme kapasitesi 25,8 cm, maksimum yer değiştirme kapasitesi ise 51,1 cm olarak belirlenmiştir [49]. 15

32 Şekil Aykent Loft Türkiye sismik izolatör yerleşimi ve uygulama modeli [21] Uygulama detayları belirtilen bu projelerin yanı sıra; EGO Ankara Söğütözü Kongre ve Ticaret Merkezi, İstanbul Teknik Üniversitesi Ulusal Yüksek Başarımlı Hesaplama Merkezi, Ayazağa Kültür ve Kongre Merkezi, Turkcell Data Center gibi projelerde de sismik izolasyon uygulaması yapılmıştır. Ayrıca Sağlık Bakanlığı İnşaat Onarım Dairesi Başkanlığınca yayınlanan 2012/6 sayılı genelge ile Sağlıkta Dönüşüm Kapsamında Yapılacak Sağlık Tesisleri İçin Proje Aşamasında Uyulması Gereken Hususlar a ait kriterler belirlenmiştir. Bu kriterlerin Deprem Bölgeleri ile ilgili bölümünün 1. Maddesinde 1. ve 2. Derece deprem bölgelerinde 100 yatak ve üzeri hastanelerin taşıyıcı sistemleri sismik izolatörlü olarak projelendirilecektir. İzolatör modeli seçimi, teknik çalışma ve projelendirme sonrası Bakanlık tarafından onaylanacaktır. ifadesi yer almaktadır. Bu genelge kapsamında 1081 yataklı Eskişehir Şehir Hastanesi, 500 yataklı Van Sağlık Kampüsü, 600 yataklı Marmara Başıbüyük Eğitim ve Araştırma Hastanesi, 750 yataklı Erzurum Sağlık kompleksi, 1099 yataklı Okmeydanı Eğitim ve Araştırma Hastanesi, 1149 yataklı Göztepe Eğitim ve Araştırma Hastanesi, 920 yataklı Kartal Lütfi Kırdar Eğitim ve Araştırma Hastanesi, 250 yataklı Sakarya Kadın Doğum ve Çocuk Hastanesi sismik izolatörlü olarak tamamlanan ya da inşaat aşamasında olan hastane örneklerindendir. Şekil 2.13 de ülkemizde sismik izolasyon uygulaması yapılan iller gösterilmektedir [50]. 16

33 Şekil Türkiyede sismik izolasyon uygulaması yapılan iller 2.3 Sismik İzolasyon Sistemlerinin Sınıflandırılması Sismik izolasyon uygulamalarında kullanılan izolatör tipleri sınıflandırılırken; şekil, kullanıldıkları yer, boyutları, üretildikleri malzeme, çalışma mekanizmaları gibi kriterler dikkate alınır. Taban izolasyon sistemleri 4 ana başlıkta toplanabilir. Bu ana başlıklar ve alt başlıkları şu şekildedir [51]: 1. Elastomerik mesnetli sistemler Düşük sönümlü kauçuk tip mesnetler (LDRB) Yüksek sönümlü kauçuk tip mesnetler (HDRB) Kurşun çekirdekli kuçuk tip mesnetler (LRB) 2. Kayma esaslı sistemler Sürtünmeli sarkaç sistem (FPS) Esnek sürtünmeli taban izolasyon sistemi (R-FBI) 3. Kauçuk- kayıcı sistemler Fransa elektrik kurumu sistemleri (EDF) EERC birleşik sistemleri TASS sistemleri 4. Yay tipi sistemler 17

34 2.3.1 Elastomerik Mesnetli Sistemler Elastomerik mesnetli sistemler, sismik izolasyon sistemleri içerisinde en yaygın olarak kullanılanıdır mm kalınlığında kesilmiş doğal ya da sentetik kauçuğun, 2-3 mm kalınlığındaki çelik levhalara, yüksek sıcaklık ve basınçla yapıştırılmasıyla oluşan izolatör tipidir. İlk kez 1969 yılında, Üsküp te bir okul inşaatında doğal kauçuk bloklarla sismik izolasyon uygulaması yapılmıştır. Ancak uygulamada çelik levhalar kullanılmadığından kauçuk blok yanal yönde şişmiştir ve yeterli düşey rijitlik sağlanılamamıştır. Yapı deprem hareketinin etkisinde yanal yer değiştirme yaparken yukarı yönde sıçrayabilmektedir. İzolatöre yerleştirilen çelik levhalar; düşey rijitliği arttırırken, yanal burkulmayı da önlemektedir (Şekil 2.14). Şekil Kauçuk blok ve çelik levhalı mesnetin yük altındaki şekil değiştirmesi [37] Çelik plakalar yatay yöndeki hareketi kısıtlamadığından, kaukçuk tabakaların kesme kuvveti etkisindeki yanal şekil değiştirmesi elastomer mesnete esneklik kazandırmaktadır. Yatay yük etkisinde yapının, yanal yerdeğiştirme yaparak bu etkiyi sönümlemesi gerekmektedir. Bu da izolatörün yüksek düşey, düşük yatay rijitliğe sahip olmasıyla mümkündür. Elastomer mesnetin alt ve üst yüzeyine yerleştirilen kalın çelik başlıklarla izolatörün taşıyıcıya montajı yapılmaktadır (Şekil 2.15). Şekil Elastomer mesnet kesiti [52] 18

35 Elastomer mesnetlerin, malzeme özellikleri ve çalışma prensipleri bakımından minimum bakım gereksinimi vardır. Üretim maliyetleri yüksektir; ancak belirli bir düzende yapılan devamlı üretimle maliyetin düşmesi sağlanabilir. Uzun süreli kullanım ömrüne sahiptir [37] Düşük Sönümlü Kauçuk Tip Mesnetler (LDRB) Çelik başlıklar arasına yerleştirilen çok sayıda saç levha ve kauçuğun basınç ve ısı etkisiyle birleştirilmesiyle oluşan elastomer mesnet tipidir (Şekil 2.16). Mesnetin yatay rijitliği, kauçuk tabaka kalınlığına ve sayısına bağlıdır; gerekli rijitlik, sabit kalınlıkta tabaka sayısı değiştirilirek sağlanır. Ancak izolatörün yüksekliğinin artması burkulmaya yol açacağından yükseklik çapın yarısıyla sınırlandırılmıştır. Modellenmesi ve üretilmesi kolaydır. Mesnetin davranışı, kullanım süresinden ve sıklığından bağımsızdır. -17 C o alt, 82 C o üst limit değerlerine kadar elastomer mesnet esneklik özelliğini korur. Malzeme sünme yapmaz, uzun ömürlüdür. Şekil Düşük sönümlü elastomer mesnet [52] Kayma gerilmesi altında elastik davranış gösterirler ve lineer olarak modellenirler (Şekil 2.17). Etkin sönüm oranı %7 den azdır. Bu mesnet tipinin tek dezavantajı; düşük sönümlü olduğundan, ek sönümleyiciye (viskoz sönümleyici, çelik çubuk, kurşun çubuk gibi) ihtiyaç duymasıdır. Ek sönümleyicilerin montajı oldukça karmaşık olup, elastomer mesnete de zamanla zarar vermektedirler. 19

36 Şekil Düşük sönümlü elastomer mesnetin kuvvet-yer değiştirme davranışı [52] Yüksek Sönümlü Kauçuk Tip Mesnetler (HDRB) Sönüm oranı %2 civarında olan düşük sönümlü kauçuğa, karbon ve reçine gibi özel malzeme katkısı yapılmasıyla, sönüm oranının %8-%15 seviyesine çıkarıldığı elastomer mesnet tipidir. Mesnet kesiti ve tabakaların yapıştırılma yöntemi düşük sönümlü kauçuk mesnetle aynıdır (Şekil 2.18). Şekil Yüksek sönümlü elastomer mesnet kesiti [52] Yüksek sönümlü kauçuk tip mesnetler, ek sönümleyici ihtiyacının giderilmesi düşüncesinden yola çıkılarak; ilk kez 1982 yılında bir İngiliz kurumu olan MRPA tarafından geliştirilmiştir. Yüksek sönümlü kauçuk, %20 ye kadar olan kayma şekil değiştirmelerinde doğrusal olmayan davranış göstermektedir. Şekil 2.19 da gösterildiği gibi düzgün eliptik histerisiz eğri ile modellenirler. 20

37 Şekil Yüksek sönümlü elastomer mesnetin kuvvet-yer değiştirme davranışı [52] %120 nin üzerindeki kayma şekil değiştirmelerinde ise kayma modulü düşük ve sabit kalmaktadır. Kayma modulü 0,5-2 Mpa değerleri arasındadır (Şekil 2.20). Yüksek sönümlü kauçuk mesnetlerin enerji sönümleme sistematiği hem yüksek hem de düşük şekil değiştirmelerde elverişlidir. Yüksek frekanslı çevresel titreşimleri filtreleme özelliğine sahiptirler. Şekil Kayma şekil değiştirmesi oranına göre kayma modulü değişimi [53] Kurşun Çekirdekli Kauçuk Tip Mesnetler (LRB) Düşük sönümlü kauçuk mesnetin sönüm oranını arttırmak amacıyla merkezine kurşun çekirdek yerleştirilmesiyle oluşan, sönüm oranı %15-35 oranında olan, elastomer mesnet tipidir (Şekil 2.21). İlk kez 1975 yılında Yeni Zellandada üretilmiştir ve sonraki 21

38 süreçte Japonya, ABD gibi ülkelerdeki sismik izolasyon uygulamalarında sıklıkla kullanılmıştır. Şekil Kurşun çekirdekli elastomer mesnet kesiti [52] Kurşun çekirdek, elastomer mesnetin rijitliğini arttırıcı etki yapmaktadır. Düşük seviyede yük etkisindeki kurşun çekirdekli kauçuk mesnet, yatayda ve düşeyde rijit davranış gösterir. Çelik levha tabakaları kurşun çekirdeği dıştan sarmaktadır ve kayma gerilmesi altında şekil değiştirmeye zorlamaktadır. Kurşun çekirdeğin akma dayanımı 10 Mpa dır. Kurşun akma dayanımına ulaştığında yatay rijitlik önemli ölçüde azalır. Kurşunun plastik şekil değiştirmesiyle gerçekleşen sönüm, histerik döngüyle modellenir (Şekil 2.22). Şekil 2.22 Kurşun çekirdekli elastomer mesnetin kuvvet-yer değiştirme davranışı [52] Kurşun çekirdeğin enerji yutma kapasitesi mesnetin yatay yer değiştirmesini azaltır. Kurşun çekirdekli kauçuk mesnetlerde kurşun çekirdek sönümleyici, kauçuk ise dengeleyici özellik sağlar. Kauçuk ve kurşun çekirdeğin birlikte kullanılması; deprem anında mesnette depolanan uzama enerjisini kullanarak, depremden sonra yapıyı başlangıç koşullarına geri döndürücü bir kuvvet sağlamaktadır. Kurşun çekirdekli 22

39 kauçuk mesnet; kurşun ve çekirdeğin kompozit birleşimi olduğundan, her iki malzemenin özelliğini taşıyan davranış modeli vardır (Şekil 2.23). Şekil değiştirme sonrası merkezi kurşun çekirdeğin test edilememesi bu izolatör tipinin en önemli dezavantajı olarak kabul edilebilir [34]. Şekil Kurşun çekirdekli mesnetin kuvvet yerdeğiştirme değişimi [54] Kayma Esaslı Sistemler Kayma esasına dayanan, uygulaması basit ve en eski sismik izolasyon yöntemidir. Yalnızca kaymaya dayanan ilk sistem bir tıp doktoru tarafından 1909 yılında İngilterede geliştirilmiştir. Kayma esaslı sistemlerin çalışma prensibi; izolatör ara yüzeyinde kesme kuvvetinin sınırlandırılması şeklindedir. Zeminden yapıya aktarılan kesme kuvveti sürtünme katsayısına bağlıdır; depremin büyüklüğünden bağımsızdır. Kayıcı mesnetlerin üretiminde yaygın olarak kullanılan malzeme; paslanmaz çelik üzerine kaplanan politetrafloraetilendir (PTFE ya da teflon). Kayma esaslı sistemler; sürtünmeli sarkaç sistemler ve esnek sürtünmeli sistemler olmak üzere 2 tip sistemi kapsamaktadır Sürtünmeli Sarkaç Sistemler İlk kez 1987 yılında; Zayas ve diğ tarafından sürtünmeli sarkaç sistem, sismik yalıtım uygulaması için geliştirilmiştir. Bu tip izolatörlerin çalışma mekanizması; paslanmaz çelikten küresel bir yüzey üzerinde hareket eden mafsallı kayıcının (Şekil 2.24), rölatif hareketiyle ara yüzeyde oluşan sürtünme kuvveti sonucu enerji sönümlenmesi 23

40 şeklindedir. Teorik analizlerde Coloumb Sürtünme Prensibi kullanılır. İzolatörün sürtünme karakteristiği; sıcaklığa, hıza ve yüzey temizliğine bağlıdır. Şekil Sürtünmeli sarkaç sistem kesiti [52] Sürtünmeli sarkaç tip izolatörler; kayma ve geri dönüş kuvvetini, küresel yüzeyleri sayesinde birleştiren kayma esaslı sistemlerdir. Küresel yüzey üzerinde kayıcının yaptığı hareket ile taşınan kütle yükselmekte ve geri dönüş kuvvetini oluşturmaktadır. Bu kayma ve geri dönüş hareketi, basit sarkacın çalışma prensibine dayanmaktadır. İzolatörün periyodu; küresel yüzeyin yarıçapına bağlıdır, kütleden bağımsızdır (Denklem 2.1). Sistem deprem esnasında sarkaç hareketi yaparak, yapının doğal periyodunu arttırır; yapıyı güçlü deprem kuvvetinin etkisinden izole eder (Şekil 2.25). T = 2π R g (2.1) R: İç bükey yüzey eğrilik yarıçapı g: Yerçekimi ivmesi Şekil Sürtünmeli sarkaç izolatörün çalışma şekli [52] 24

41 Sürtünmeli sarkaç sistemlerde bulunan koruyucu silindir, yatay yer değiştirmeleri sınırlandırırken; sürtünme karakteristiğine etki eden iç yüzeyi çevresel kirlilikten korumaktadır. Yer değiştirmelerin sınırlandırılması, deprem yüklerinin hesap yüklerini aştığı durumlar için büyük emniyet sağlamaktadır. Koruyucu silindirin çapı, deprem etkisinde oluşacak maksimum yer değiştirmeye göre belirlenir. Sürtünmeli sarkaç tip izolatörlerin çalışma mekanizmalarına özgü kuvvet- yer değiştirme histerisiz eğrisi Şekil 2.26 daki gibidir. Şekil Sürtünmeli sarkaç sistem kuvvet-yer değiştirme eğrisi [37] Mesnetin iç bükey yüzeyi yukarı ya da aşağı yönlü yönlü olabilir. İzolatörün köprü ve çatı birleşimleri gibi kolon üst ucuna yerleştirildiği durumlarda, dış merkezlilikten dolayı ikincil moment etkilerinin önlenmesi için iç bükey yüzeyin yukarı yönlü montajı tercih edilir. Sürtünmeli sarkaç tip izolatörler elastomer mesnetlerin sahip olduğu avantajların tümüne sahip olmanın yanı sıra dezavantajları da yok denilecek kadar azdır [55] Esnek Sürtünmeli Taban İzolasyon Sistemleri (R-FBI) Eş merkezli, teflon kaplı, birbirleriyle sürtünmeli temasta olan daire şekilli levhalar ve merkezi kauçuk çekirdekten oluşan kayma esaslı izolatör tipidir (Şekil 2.27). Kayıcı sistemlerin başlangıç konumuna geri döndürücü kuvvete sahip olmamasından yola çıkılarak, esnek sürtünmeli izolasyon sistemleri üzerinde çalışılmaya başlanmıştır. Sisteme daha büyük yer değiştirme kapasitesi sağlamak, kauçuktaki kesme 25

42 gerilmelerini sınırlandırmak için tipik elastomer mesnetlere sürtünmeli levhalar eklenerek geliştirilmiştir. Şekil Esnek sürtünmeli izolatör kesiti [52] İzolatörün çok sayıda katmanlı yapısı sayesinde alt ve üst uçtaki hız değeri tabakalara bölünerek etki eder. Her tabakanın hızı izolatörün toplam hızından düşük olduğundan, sistemin sürtünme katsayısı değeri de azalır. İzolatörün merkezinde yer alan kauçuk çekirdek düşey yük taşıma kapasitesine sahip değildir; dinamik yük etkisinde izolatörü başlangıç konumuna geri döndürücü etki yapar. Yapılan deneysel çalışmalar sonucunda, yer değiştirmelerin tek bir yüzeyde toplanmasını engellemek için kauçuk çekirdeğin merkezine çelik çubuk yerleştirilmiştir. İzolatörün kayma hızı, levha sayısı değiştirilerek ayarlanabilmektedir. Esnek sürtünmeli sistemler; rijitlik ve kütle merkezini izolasyon seviyesinde çakıştırdığından, asimetrik yapıların sismik izolasyonunda kullanılabilirler. Sistemdeki sürtünme aşılmadan hareket oluşmaz; bu yüzden rüzgar gibi düşük genlikli yanal kuvvetlere karşı dayanıklıdır. Sisteme gelen yük rijit olan kayıcı levhalar tarafından taşındığından, sünmeden dolayı oluşabilecek problemler aşılır [56] Kauçuk-Kayıcı Sistemler Fransa Elektrik Kurumu Sistemleri (EDF) 1970 li yılların başında nükleer santrallerde kullanılmak üzere geliştirilen EDF sistemler, tabakalı kauçuk sistemlerle aynı kesit özelliklerine sahiptir. İzolasyon sistemi iki radye 26

43 plağı arasına yerleştirilir ve santral binası üst radye üzerine inşa edilir. EDF sistemde kurşun-bronz alaşımıyla birleştirilmiş, çelik ve neopren plakalar bulunmaktadır. Sistem mekanizması; vulkanizasyon işlemiyle neopren ve bakır-kurşun alaşımının yapıştırılması ve paslanmaz çelik tabakanın üst radyeye ankrajıyla oluşmaktadır. Şekil EDF sistem mekanizması [54] Sistemin kayma yüzeyi kurşun-bronz alaşımı ile paslanmaz çelik tabaka arasında oluşur. Kayma yüzeyinin sürtünme katsayısı 0,2 olarak belirlenmiştir. Neopren tabakanın yer değiştirme kapasitesi (±5 cm) aşıldığında EDF sistemde hareket oluşmaktadır. Ancak sistemin geri döndürücü mekanizması olmadığından kalıcı yer değiştirmeler meydana gelebilir. EDF sistem uygulamasının tek örneği, Güney Afrika daki Koeberg Nükleer Santralidir EERC Birleşik Sistemleri Yapı sistemi iç kolonlarını kayıcı elemanlar üzerindeki teflonla, dış kolonlarını düşük sönümlü kauçuk mesnet ile taşıyan; kayıcı ve elastomer mesnetlerin birleşimi olan izolatör tipidir (Şekil 2.29). Sistemin kauçuk kısmı hareket sonrası yapının yeniden merkezlenmesini, kayıcı kısım ise enerjinin sönümünü sağlamaktadır. Kauçuk mesnet 27

44 aynı zamanda sistemin burulma davranışını kontrol etmektedir. EERC sistem, Amerikada Nevada Üniversitesi Mackay Okulunda ve bir hastane binasının güçlendirilmesinde kullanılmıştır. Şekil EERC sistem uygulaması [57] TASS Sistemler Japonyada TAISEI isimli firma tarafından geliştirilen, düşey yükün tamamının teflonpaslanmaz çelikten oluşan elemanlar tarafından taşındığı izolasyon sistemleridir (Şekil 2.30). Teflon ve paslanmaz çeliğe ek olarak neopren tabakalar kullanılır. Bu tabakalar düşey yük taşımazlar ancak sisteme geri döndürücü etki sağlarlar. Sistemin tasarımı 10 MPa basınç altında 0,05 sürtünme katsayısı alınarak yapılmaktadır. Elastomer mesnetin düşey yük taşıma kapasitesi olmadığından sistem çekme gerilmelerine maruz kalır; kayıcı yüzey de düşük sürtünme hızlarına duyarlı olduğundan, TASS sistemlerin modellemesi zordur. 28

45 Şekil TASS sistem uygulama kesiti [54] Yay Tipi Sistemler Elastomer mesnetler ve kayıcı sistemler yanal yükler için uygulanan izolasyon sistemleridir. Hem yanal hem de düşey yüklere karşı yalıtım ihtiyacıyla yay sistemler geliştirilmiştir. Almanyada Gerb Firması tarafından nükleer santral türbinleri için geliştirilen sistem, yatay ve düşey yönde esneklik sağlayan büyük yaylardan oluşur (Şekil 2.31). Şekil Yay tipi sismik izolatör kesit ve planı [52] Yay sistemlerin sönüm yeteneği olmadığından ek viskoz sönümleyicilerle enerjiyi sönümlemektedirler. Viskoz sönümleyiciler yay ile mesnetlenmiş piston ve viskoz sıvı ile dolu kılıftan oluşmaktadır (Şekil 2.32). Ek sönümleyici ile birlikte yay sistemlerin düşey doğrultusunda %20-%30 kritik sönüm oluşmaktadır. Sistemin düşey yöndeki 29

46 frekansı yatay yöndeki frekansının yaklaşık 3-5 katı kadardır. Yapının kütle merkezi ile yay sistemin ağırlık merkezinin çakıştığı durumlar için kullanılması daha uygundur [34]. Şekil Viskoz sönümleyici sistem [52] 2.4 Sismik İzolasyon Sistemlerinin Mekanik Özellikleri Sismik izolasyonlu tasarım için öncelikli adım, kullanılacak izolatör tipinin fiziksel ve mekanik özelliklerinin belirlenmesidir. Ön tasarım yapılırken başlangıç parametreleri ya mevcut bir uygulamadan faydalınarak ya da üretici firmanın bilgisiyle seçilir. Alınan bilgiler doğrultusunda yapının maksimum yerdeğiştirmesi, izolatörün kayma şekil değiştirmesi, sistemin taban kesme kuvveti ve mesnette oluşabilecek çekme kuvveti gibi yapı sisteminin stabilitesi için gerekli başlıca kontroller yapılır. Yapılan ön tasarıma göre ölçüleri belirlenen numuneler imal edilir ve yönetmeliğe uygunluğunun belirlenmesi için testten geçirilir. Test sonuçlarına göre ya izolatörde değişiklik yapılır ya da uygulama için üretime geçilir Kauçuk Tip Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Tabakalı kauçuk mesnetlerin mekanik özelliklerinin belirlenmesi için nonlineer yöntemlere göre kesin hesapların yapılması oldukça karmaşık ve zordur. Bu sebeple nonlineer metoda göre daha pratik olan ve zamandan kazanç sağlayan, elastik teoriyi esas alan, basit hesap yöntemleri geliştirilmiştir. Yapılan hesapların doğruluğu çeşitli laboratuar testleriyle ve sonlu elemanlar analiziyle desteklenmektedir. 30

47 Yatay Rijitlik (K H ) Yatay rijitlik, kauçuk tip mesnetlerde en önemli mekanik özelliktir ve aşağıdaki formülasyonla (Denklem 2.2) belirlenir. K H GA = t r (2.2) G: Kauçuğun kayma şekil değiştirmesi altında kayma modülü A: Kauçuğun plandaki enkesit alanı tr: Kauçuğun toplam kalınlığı Kauçuğun kayma modülü olan G değeri, 0,4-1 Mpa aralığında kayma şekil değiştirmesi γ değerine bağlı olarak değişir. γ değeri maksimum yatay yerdeğiştirme ve toplam kauçuk kalınlığına bağlıdır (Denklem 2.3). γ = D t r (2.3) D: Maksimum yatay yerdeğiştirme tr: Kauçuğun toplam kalınlığı Düşey Rijitlik (K V ) Sismik izolasyon uygulaması yapılan bir yapının düşey yöndeki frekansı, izolatörün düşey rijitliğine bağlıdır. Belirli bir düşey yük altında lineer metodla izolatörün düşey rijitliği belirlenir (Denklem 2.4). K v = EA c t r (2.4) E c = Kauçuk ve çelikten oluşan kompozitin basınç modülü A: Kauçuğun enkesit alanı tr: Kauçuğun toplam kalınlığı E c = E c K E + K c (2.5) 31

48 E c : Sıkıştırılamayan durumdaki basınç modülü K: Malzemenin hacim modülü E c değeri izolatörün geometrik biçimine göre değişiklik gösterir. Farklı geometrik durumlar için E c modülünün hesabı Çizelge 2.1 de verilmiştir. Çizelge 2. 1 E c modülünün izolatör geometrisine göre değişimi [53] İzolatör Geometrisi Daire Kare Merkezi Boşluklu Daire E c 6GS 2 6,73GS 2 6λGS 2 b a λ = b + a /( b a) ln b/ a (2.6) a: Dairenin iç çapı b: Dairenin dış çapı S: Şekil faktörü G: Kayma modülü Şekil faktörü olan S daire ve kare tip izolatörler için ayrı ayrı formülize (Denklem 2.7) edilmiştir. S Daire d = 4t (2.7a) d: Daire biçimindeki kauçuğun çapı t: Tek bir kauçuk tabaka kalınlığı S Kare a = 4t (2.7b) a: Kare biçimindeki kauçuğun kenar uzunluğu Basınç kuvveti etkisinde tabakalı kauçuk mesnette çelik tabakalardan dolayı kauçuğun kayma şekil değiştirmesi γ c Denklem (2.8) deki gibidir [58]. γ = 6Sε c c (2.8) 32

49 ε c : Birim basınç şekil değişimi ε = c W EA c (2.9) olduğuna göre Denklem (2.8) yeniden düzenlenirse; W γ c = 6S EA c (2.10) W: Düşey yük Burkulma Yükü Kapasitesi (P KR ) İzolatörde burkulmaya neden olan kritik burkulma yükü P KR, izolatörün geometrik şekline uygun olarak Denklem (2.11) e göre belirlenir. P KRDAİRE P KRKARE πgs D = A 2 2t r πgs a = A 6t r (2.11a) (2.11b) İzolatörün düşey yük altındaki güvenlik faktörü ise Denklem (2.12); n = W P KR (2.12) Büyük Yatay Yerdeğiştirme Altında İzolatörün Stabilitesi Dairesel ve kare kesitli kauçuk tip izolatörler için kritik yatay yerdeğiştirme değeri D KR Denklem (2.13) de gösterildiği şekilde hesaplanır. D KR DAİRE 2 dπ P = 1 4 P KR (2.13a) D KR KARE 2 P = a 1 P KR (2.13b) 33

50 2.4.2 Kurşun Çekirdekli Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Kurşun çekirdekli kauçuk tip mesnetler karakteristik parametreleri K 1, K 2 ve Q olmak üzere bilineer modellenirler. Elastik rijitlik olan K 1 değeri, akma sonrası rijitlik K 2 nin (Denklem 2.14) deneysel metodla belirlenen bir katsayıyla çarpılmasıyla hesaplanır. Bu katsayı genel bir kabulle 10 olarak belirlenmiştir (Denklem 2.15). İzolatörün karakteristik dayanımı olan Q değeri, kurşunun akma gerilmesi ve alanına göre belirlenir (Denklem 2.16). Kurşun çekirdekli mesnetin kuvvet-yer değiştirme eğrisinde (Şekil 2.33); karakteristik dayanım kuvvet ekseni üzerinde değer alırken, etkin rijitlik ise histerisiz eğriyi birleştiren doğrunun eğimiyle belirlenir (Denklem 2.17). Şekil Kurşun çekirdekli mesnetin kuvvet-yer değiştirme eğrisi [54] K 2 GA = t r (2.14) K = 10K 1 2 (2.15) Q= f A y L (2.16) K eff f A y L = K2 + (2.17) D A L : Kurşun çekirdeğin enkesit alanı 34

51 Doğal frekans değeri olan w; ω = Keff W g 2 g = ω 0 + µ D (2.18) Q 2 Kg 2 µ =, ω0 = (2.19) W W olduğuna göre Denklem (2.18) ve (2.19) e göre etkin periyot; T 2π 2π = = ω 2 g ω 0 + µ D (2.20) olarak belirlenir Sürtünmeli Sarkaç Tip Mesnetlerin Mekanik Özellikleri Serbest cisim diyagramı Şekil 2.34 de verilen sürtünmeli sarkaç tip mesnetin taşıdığı düşey yük W, küresel yüzeyine ait eğrilik yarıçapı R, yatay yerdeğiştirmesi D, sürtünme katsayısı μ, sürtünme kuvveti F s olmak üzere sisteme ait denge denklemlerinin formülasyonları (Denklem 2.21) da verilmiştir. Şekil Sürtünmeli sarkaç mesnet parametreleri ve serbest cisim diyagramı [52] 35

52 W + F sinα Ncosα = 0 (2.21a) x F F cosα Nsinα = 0 (2.21b) s Fs = µ N (2.22) Denklem (2.22) ye göre (2.21) yeniden düzenlenirse; 1 F = ( Wsinα + µ W cos α) cosα µ sinα (2.23) Denklem (2.23) elde edilir. Sinα= D/R, cosα 1, μsinα 0 trigonometrik eşitliklerinden faydalanılarak Denklem (2.24) düzenlenirse; W F = D+ µ Wsgn( D ) (2.24) R sgn( D ) :Kayma hızına bağlı işaret fonksiyonu Yatay Rijitlik ve Periyot Sürtünmeli sarkaç tip izolatörlerin önemli mekanik parametrelerinden biri olan yatay rijitlik, sarkaç kuvveti etkisinde oluşmaktadır (Denklem 2.25). K H W = R (2.25) Yatay rijitlikten dolayı yapıda oluşan periyot, Denklem(2.26) e göre hesaplanır. T = 2π = 2π R g W K g H (2.26) Sistemin periyodu taşıdığı ağırlıktan bağımsızdır. Periyot değeri, izolatörün eğrilik yarıçapına bağlı olarak değişiklik gösterir. 36

53 Etkin Rijitlik ve Etkin Sönüm Sürtünmeli sarkaç sistemlerin etkin rijitliği, sistemin yatay rijitliğine, taşıdığı ağırlığa, sürtünme katsayısına ve eğrilik yarıçapına bağlı olup Denklem (2.27) deki gibi hesaplanmaktadır. K eff W µ W = + R D (2.27) Sistemin etkin sönümü ise Denklem (2.28) ya göre hesaplanır. ξ eff 2 µ = π D µ + R (2.28) Düşey Yerdeğiştirme Sürtünmeli sarkaç tip mesnetlerin düşeydeki yerdeğiştirmesi Denklem (2.29) de gösterildiği şekilde hesaplanır. δ = R(1 cos α) = v 2 2Rsin ( α / 2) (2.29) Sin(α/2) α/2= D/2R kabulüyle sistemin merkeze geri dönüş kuvveti şartı; D R > µ (2.30) Denklem (2.30) ile belirlenir. Merkeze dönüş kuvveti sürtünme kuvvetinden büyük olmalıdır. 37

54 BÖLÜM 3 ANALİZ ve YÖNETMELİK ESASLARI 3.1 Lineer Teori Sismik izolasyon uygulaması öncesinde seçilen izolatör tipi ve özelliklerinin yapı modeline, analiz evrelerine uygun olması; öngörülen performansı gerçekleşmesi yapılan hesap ve incelemelere bağlıdır. Sismik izolasyonun yapıya etkisinin belirlenmesi için başlıngıçta tek katlı, tek açıklıklı çerçeve modeli seçilir. Çerçeve ve zemin arasına izolasyon sistemi tanımlanarak, sismik izolatörlü çerçeve modeline dönüştürülür (Şekil 3.1). Bu tip sistemlerin kuvvet-yerdeğiştirme ilişkisi incelendiğinde doğrusal olmayan davranış gösterdiği görülmektedir. Ancak izolatör etkisinin belirlenebilmesi için sistemin lineer davranış yaptığı kabul edilir ve hesaplar bu davranış modeline göre yapılır. Şekil 3. 1 (a) Tek katlı tek açıklıklı çerçeve sistem (b) Sismik izolasyonlu sistem [59] Sismik izolatörlü yapı, üst yapı kütlesi ve izolatör katı kütlesi olmak üzere çift kütleli olarak modellenmiştir. Üst yapı kütlesi m, rijitliği k s, sönümü c s, yer değiştirmesi u s ; 38

55 izolatör kütlesi m b, rijitliği k b, sönümü c b ve yer değiştirmesi u b olarak tanımlanmıştır. İzolatörlü sistemin göreli kat ötelenmesi (Denklem 3.1) yer hareketi referans alınarak, üst yapının ki (Denklem 3.2) ise izolatörün yer değiştirmesine göre belirlenir (Şekil 3.2). vb = ub ug vs = us ub (3.1) (3.2) Şekil 3. 2 Üst yapı ve izolatör katının göreli kat ötelenmesi [59] Hesaplanan göreli kat ötelenmelerine göre hareket denklemi yeniden düzenlenirse; ( m+ m ) v + mv + c v + k v = ( m+ m ) u (3.3a) b b s b b b b s s mv + mv + c v + k v = mu (3.3b) b s s s s s g Denklem (3.3) matris formuna dönüştürülürse; M m v b cb 0 v b kb 0 vb M m 1 u m m + v s 0 c + = s v s 0 k s v s m m 0 g (3.4a) mv + Cv + K = Mru (3.4b) v g denklemi elde edilir. Matriste toplam kütle M (Denklem 3.5), M = m+ m b (3.5) Üst yapı kütlesinin toplam yapı kütlesine oranıyla sistemin kütleler oranı olan ɣ katsayısı hesaplanır (Denklem 3.6). m m γ = = m+ m M b (3.6) Sistemin açısal frekansları w b ve w s (Denklem 3.7), 39

56 ω = b kb m+ m b (3.7a) ω = s ks m (3.7b) İzolatörlü ve izolatörsüz sistem sönüm faktörleri β b ve β s (Denklem 3.8), cb βb = 2 ω ( m+ m ) b cs βs = 2ω m s b (3.8b) (3.8b) Tüm denklemler (3. 3b) hareket denkleminde yerine yazılırsa; γv + v + 2ωβv + ωv = u (3.9a) 2 s b b b b b b g v + v + 2ωβv + ωv = u (3.9a) 2 s b s s s s s g denklemleri oluşturulur. Sistem 2 serbestlik dereceli olduğundan Ø 1 ve Ø 2 (Denklem 3.10) için mod biçimleri belirlenmelidir. Mod biçimlerinin belirlenmesi için öncelikle açısal frekanslar için genel denklem yazılır ve her mod için ayrı ayrı w 1 ve w 2 (Denklem 3.11) değerleri bulunur. 1 2 it i i φ, φ ; φ ( φb, φs) = (3.10) (1 γ) ω ( ωs ωb) ω ωbωs = (3.11) { b s ( b s) 4 b s } ω1 = ω + ω ω ω + γω ω 2(1 γ ) { b s ( b s) 4 b s } ω2 = ω + ω + ω ω + γω ω 2(1 γ ) (3.11a) (3.11b) ω ε = ω 2 b 2 s (3.12) Denklem (3.12) de verilen ε eşitliğine göre denklem (3.11a) ve (3.11b) yeniden düzenlenirse (Denklem 3.13); 2 2 ω1 = ωb (1 γε ) (3.13a) 40

57 2 ω s 2 ω2 = (1 + γε ) (1 γ ) (3.13b) Mod şekillerinin belirlenmesi için Ø b i =1 (Denklem 3.14)seçilirse; 1 T ( φ ) = (1, ε) (3.14a) ( φ) 1, 1 (1 ) γ 2 T 1 = [ γε ] (3.14b) Sistemin modal koordinatlarına göre gerçek yer değiştirmeleri (Denklem 3.15) belirlenirse; v = Yφ + Yφ 1 2 b 1 b 2 b (3.15a) v = Yφ + Yφ 1 2 s 1 s 2 s (3.15b) Modal katılım çarpanları q 1, q 2 ve modal kütle değerleri M 1, M 2 (Denklem 3.16) ise; Mi = ( φ i ) T Mφ i (3.16a) M q i i = ( φ i ) T Mr (3.16b) M1 = M(1+ 2 γε ) (3.17a) M 2 [ γε] (1 γ) 1 2(1 ) = M (3.17b) γ q = γε 1 1 (3.18a) q2 = γε (3.18b) (3. 3b) deki hareket denklemi modal katsayılara göre yeniden düzenlenirse; Y Y Y Y qu (3.19a) ωβ λ1 2+ ω1 1= 1 g Y ++ λy + ωβy + ωy = qu (3.19b) g Denklem (3.20) eşitliğiyle 2ω1β 1 ve 2ω2β 2 terimleri belirlenir. 0 i T cb M i2 ωβ i i = ( φ ) φi 0 c s (3.20) 2ω β = 2 ω β (1 γε ) (3.20a) 1 1 b b 41

58 1 2 ω2β2 = (2ωsβ s + 2 γωbβs) 1 γ (3.20b) Denklem (3.20a) ve (3.20b) den β1ve β 2 ye ait eşitlikler (Denklem 3.21) oluşturulur. [ ] β1 = β 1 (3 / 2) γε (3.21a) b 1/2 βs + γβsε γε β2 = (1 ) 1/2 (1 γ ) 2 (3.21b) Modal etkileşim katsayıları λ 1 ve λ 2 (Denklem 3.22) ise; 0 2 T cb 1 λ2m2 = ( φ ) 1M1 0 c φ = λ s cb 0 1 λ1m 1 = (1, ε) cb εac 0 c = s a s (3.22) 1 a = [ 1 (1 γε ) ] (3.23) γ Denklem (3.17a) ve (3.17b) ye göre belirlenen M 1, M 2 değerleri Denklem 3.22 de yerine yazılırsa (Denklem 3.24); { [ ]} 2 ωβ b bm ε (1 / γ) 1 (1 γ) ε 2ωβ s sm λ1 = M (1+ 2 γε ) = 2 ω β (1 2 γε ) ε 2 ω β (1 2 γε ) b b s s 1/2 = 2 ω b βb(1 2 γε ) ε β s 2 { [ ]} [ M (1 γ) / γ][ 1 2(1 γε ) ] 2 ωβ b bm ε (1 / γ) 1 (1 γ) ε 2ωβ s sm λ = γ = (2ωβ b b ε2 ωβ s s) [ 1+ 2(1 γ) ε] 1 γ 1/2 { [ ] } = 2ω β 1+ 2(1 γε ) ε β b b s γ 1 γ (3.24a) (3.24b) olarak belirlenir. Yapı sistemlerindeki uygulamalarda sönüm değeri önemsenmeyecek düzeyde olduğundan, sönüme bağlı ortoganal bileşenler olan λ 1 ve λ2 ihmal edilebilir. Buna göre Denklem 3.19 yeniden düzenlenirse; 42

59 Y Y Y qu (3.25a) ωβ ω1 1= 1 g Y Y Y qu (3.25b) ωβ ω2 2= 2 g elde edilir. Yer hareketinin zamana bağlı fonksiyonu ü g (t) nin tanımlanmasıyla, modal bileşenler olan Y 1 ve Y 2 belirlenebilir (Denklem 3.26). q Y = u ( t τ) e sinωτdτ (3.26a) 1 ωβ 1 1 r 1 g 1 ω1 q Y = u ( t τ) e sinωτdτ (3.26b) 2 ωβ 2 2r 2 g 2 ω2 Y 1 ve Y 2 maksimum değerleri ise; Y1 = qs max 1 D ( ω1, β1) (3.27a) Y2 = qs max 2 D ( ω2, β2) (3.27b) Denklem (3.27) deki gibidir. Burada sd( ωi, β i) ; w i frekansında, β i sönüm faktöründe yer hareketinin davranış spekturumudur. Üst yapıda ve izolatör katında oluşacak maksimum yer değiştirmeleri belirlemek için SRSS metodu (karelerinin toplamının karekökü) kullanılır. Buna göre (v s ) max, (v b ) max (Denklem 3.28); Vs = max ( φ2 Y1 ) + ( φ max 2 Y2 ) max {(1 2 ) [ sd( 1, 1) ] [ 1 2(1 ) ] [ sd( 2, 2) ] } = ε γε ω β + γ ε ω β (3.28a) 1/ Vb = max ( φ1 Y1 ) + ( φ max 1 Y2 ) max 2 {(1 ) [ ] } 2 s (, ) D s (, ) 1 1 D 2 2 = ε γε ω β + γ ε ω β (3.28b) 1/2 Frekans değeri büyük olan w 2 ye ait yerdeğiştirme spekturumu s ( D ω, ) 2 β 2, daha küçük frekans değeri olan w 1 e ait yerdeğiştirme spekturumu s ( D ω, ) 1 β 1 e göre oldukça küçük 43

60 olduğundan denklemdeki edilirse (Denklem 3.29); 2 2 ε s D ( ω2, β2) terimi ve 2 ε den büyük terimler ihmal V b (1 γε ) s ( max D ω1, β1) = (3.29a) 1/2 2 Vs = ε ( max sd ω1, β1) + sd( ω2, β2) (3.29b) Denklemleri elde edilir [60]. Taban kesme katsayısı olan C s (Denklem 3.30) ise; C k ν = = ων m s s 2 S s s 1/2 2 1/2 2 ω 2 ε bsv 2 SA b b SA b b ω1 1 γ = ω 1 + ε = ( ω, β ) 1 + ( ω, β ) (3.30) Bina Türü Yapılarda Lineer Teorinin Uygulanması Sismik izolasyon uygulaması yapılan iki serbestlik dereceli yapının; periyot, titreşim periyodu, mod şekilleri gibi temel parametreleri belirlenirken hesap kolaylığı sağlanması için kabul edilen sistem modeli Şekil 3.3 deki gibidir. Şekil 3. 3 İki serbestlik dereceli bina modeli [59] Şekil 3.3 de verilen bina modelinin ankastre mesnetli ve sismik izolasyonlu durum için periyotlar (Denklem ): T ank m = 2π ks 0,5 (3.31) 44

61 T izo m mb = 2π + kb 0,5 (3.32) denklemlerinden elde edilir. Sismik izolasyonlu ve ankastre mesnetli durumlara ait periyotların oranı α (Denklem 3.33), kütlelerin oranı η (Denklem 3.34) ise; T α = T ank izo (3.33) η = m b m (3.34) Frekans denkleminde α ve η ye ait değerler yerine yazılarak birinci ve ikinci modlara ait titreşim frekansları hesaplanır (Denklem 3.35). 2 = + α (3.35a) T1 (1 ) T izo T 2 = T ank + η + ηα 2 (1 ) (3.35b) Sistemin ilk iki moduna ait mod şekilleri (Denklem 3.36) ise; 1 φ1 = α 1 φ2 = 2 α 1/ η (3.36a) (3.36b) olarak belirlenir. α eşitliğinde (Denklem 3.37) periyotlar açılımlarıyla yazılıp denklem yeniden düzenlenirse; α = k / k m/( m+ m ) (3.37) b s b İzolatör rijitliği ve kütlesinin sisteminkilere oranla oldukça küçük olmasından dolayı α 1 den küçük değer alır (Denklem 3.38). Değeri yaklaşık olarak 0,01 ile 0,3 arasında olduğundan karesi kendi değerinden daha küçük olur α 1 (3.38) 45

62 3.2 Analiz Yöntemleri Yapı özellikleri, zemin sınıfı, bölgenin depremselliği, seçilen izolatör tipi gibi kriterler esas alınarak UBC97 ye göre seçilebilecek 3 tip yapısal analiz yöntemi bulunmaktadır. Bu yöntemler ve esasları maddeler halinde şöyledir: 1. Eşdeğer deprem yükü yöntemi 2. Mod birleştirme yöntemi 3. Zaman tanım alanında hesap yöntemi Eşdeğer Deprem Yükü Yöntemi Eşdeğer deprem yükü metodu, lineer statik hesap yöntemidir. Yapı sistemine, depremin gerçekte dinamik olan etkilerinin belirli şartlar altında statik yüklere dönüştürülerek etkitilmesidir. Uygulaması ve anlaşılması kolay, sade bir yöntemdir. Ancak tüm yapı analizlerinde kullanılması mümkün değildir. Uygulanabilirlik için çeşitli kriterlerin sağlanması gerekmektedir. Bu kriterler: Zemin sınıfı DYBHY2007 ye göre Z 1, Z 2, Z 3 ; UBC97 ye göre S A, S B, S c, S D olmalıdır. Daha zayıf olan zemin sınıflarında eşdeğer deprem yükü yöntemi kullanılamaz. Yapı sisteminin fay hattına uzaklığı 10 km den fazla olmalıdır. Toplam yapı yüksekliği 20 m den küçük ya da eşit; kat adedi ise 4 veya daha az olmalıdır. Sismik izolasyon uygulaması yapılan sistemin hedeflenen deprem anındaki periyodu T D, ankastre mesnetli sistemin periyodu T ank in 3 katından büyük veya eşit olmalıdır. (T D 3 T ank ) Yapının hedeflenen maksimum periyodu T M 3 sn den büyük olmamalıdır. (T M 3 sn) Tasarım yerdeğiştirmesine ait etkin rijitlik, tasarım yerdeğiştirmesinin %20 lik kısmına ait rijitliğin 1/3 ünden fazla olmalıdır. İzolasyonlu sistemin kuvvet-sehim ilişkisi düşey yükten ve yükleme oranından bağımsız olmalıdır. 46

63 Belirtilen koşullardan birinin bile sağlamadığı durumda eşdeğer deprem yükü yöntemi yapısal analiz için kullanılamaz Mod Birleştirme Yöntemi Mod birleştirme yöntemi; kat kütlelerinin yapının düğüm noktalarında toplandığını varsayan ve gerekli her bir titreşim modu için belirlenen maksimum katkının istatistiki birleşimini esas alan yaklaşık dinamik analiz metodudur. Mod katkılarının birleştirilmesinde SRSS (Karelerinin toplamının karekökü kuralı) ya da CQC (Tam karasel birleştirme kuralı) istatiksel yöntemi uygulanır. Mod birleştirme yöntemine göre yapılacak sismik izolasyon uygulamasında her katta birbirine birbirine dik 2 yatay serbestlik ve 1 düşey dönme serbestliği olmak üzere 3 serbestlik derecesine göre modelleme yapılır. Yapı sisteminin taşıyıcılarında oluşan etkiler düzeltilmiş tasarım depremi spektrumuna, izolatörlerin etkin rijitlik ve maksimum yerdeğiştirmeleri ise maksimum deprem spektrumuna göre belirlenir Zaman Tanım Alanında Hesap Yöntemi Yapıların doğrusal ya da doğrusal olmayan deprem analizi için kullanılan; kayıtlı veya benzeştirilmiş deprem kaydı ya da yapay olarak üretilmiş deprem kaydını esas alan dinamik analiz metodudur. Bu analizde üç adet kayıt kullanılması durumunda sonuçların maksimumun, yedi veya daha fazla kayıt kullanılmasında ise değerlerin ortalamasının alınması gerekmektedir. Diğer analiz yöntemlerine kıyasla deprem yüklerinin yapıya doğrudan etkitilmesi nedeniyle yapı davranışını daha doğru yansıtmaktadır. Ancak diğer yöntemlerden karmaşıktır ve hesap süresi uzundur. 3.3 UBC97 Yönetmeliği Ülkemizde Mayıs 2008 de Deprem Yalıtım Yönetmeliği Taslağı hazırlanmış ve Bakanlık onayına sunulmuştur. Ancak resmiyette sismik yalıtım hükümlerini içeren onaylı yönetmelik bulunmamaktadır. Bu sebeple sismik yalıtım sistemlerinin tasarımında yaygın olarak kullanılan ve tez çalışması kapsamında esas alınan, UBC97 Yönetmeliği irdelenmiştir. 47

64 1997 yılında ABD de yayınlanan yönetmeliğin içeriğinde mevcut yapıların sismik izolasyonla güçlendirilmesi hakkında hüküm bulunmamasına rağmen bu amaçla da kullanılmaktadır. UBC97 ye göre tasarlanan sismik izolatörün, deprem etkisinde stabilitesini koruması, yerdeğiştirmelerinin belirli sınırlar içerisinde kalması ve tekrarlı yükler altında benzer davranış göstermesi beklenir. Yönetmeliğin asıl amacı, sismik izolasyon uygulamasıyla yapıda oluşacak hasarın kontrol edilmesidir. Yönetmeliğin esas aldığı 2 sismik risk düzeyi bulunmaktadır. Bu yer hareketleri: 50 yılda aşılma olasılığı %10 olan 475 yıl tekrar periyotlu, Tasarım Amaçlı Deprem (DBE), 100 yılda aşılma olasılığı %10 olan 1000 yıl tekrar periyotlu, Olabilecek En Şiddetli Depremdir (MCE) Tasarım Kriterleri UBC yönetmeliği geçmiş versiyonlarında izolatör davranışı, basit Eşdeğer Deprem Yükü Yöntemi kullanılarak belirlenmektedir. Yerdeğiştirmelerin izolatör katında gerçekleştiği, üst yapının rijit kütle hareketi yaptığı kabul edilerek birinci titreşim moduna göre tasarım yapılmaktadır. İlerleyen süreçte yönetmelik geliştirilmiş ve dinamik analiz yöntemleri daha yaygın kullanılır hale getirilmiştir. Ancak statik analiz, taban izolatörlerinin tasarımında hala temel yöntem olarak kullanılmaktadır. UBC97 de D D ve D M yerdeğiştirmeleri Denklem (3.39) a göre belirlenmektedir. D D g C 2 VDTD 4π = (3.39a) B D D M g C 2 VMTM 4π = (3.39b) B M D D : Tasarım depremi (DBE) etkisinde oluşan yerdeğiştirme D M : Maksimum deprem (MCE) etkisinde oluşan yerdeğiştirme T D : Sismik izolasyonlu yapının tasarım yerdeğiştirmesindeki periyodu 48

65 T M : Sismik izolasyonlu yapının maksimum yerdeğiştirmesindeki periyodu B D, B M : Sönüm katsayıları (Çizelge 3. 11) C VD, C VM : Spektral Sismik Katsayılar (Çizelge 3.7) ve (Çizelge 3.10) Sismik Bölge Katsayısı UBC97 de deprem bölgelerine göre sismik bölge katsayıları Çizelge 3.1 de verildiği gibidir. Çizelge 3. 1 Sismik bölge katsayıları [33] DEPREM BÖLGESİ 1 2A 2B 3 4 Z 0,075 0,15 0,2 0,3 0, Zemin Tipi UBC97 ye göre S A, S B, S C, S D, S E, S F olmak üzere 6 adet zemin sınıfı bulunmaktadır (Çizelge 3.2). S F hariç tüm zemin tipleri, zeminin ilk 30,5 m si için belirlenen kayma dalgası hızına, standart penetrasyon testine ve drenajsız kesme dayanıma göre tespit edilmektedir. Zemin Profili Tipi Zemin Profili Tanımı Çizelge 3. 2 Zemin tipleri [33] Zemin Yüzeyinden 30,5 m İçindeki Tabakanın Ortalama Zemin Özellikleri Kayma Standart Drenajsız Kesme S A Sert Kaya S B Kaya S C Sıkı Toprak ve Yumuşak Kaya S D Sert Toprak S E Yumuşak Toprak S F Sıvılaşma tehlikesi bulunan zayıf zeminleri temsil eder. 49

66 Sismik Kaynak Tipleri UBC97 de sismik kaynaklar taşıdıkları risk durumuna göre 3 gruba ayrılmıştır. Gruplandırma Çizelge 3.3 de gösterildiği gibi sismik hareketin büyüklüğüne ve kayma hızına göre yapılmıştır. Çizelge 3. 3 Sismik kaynak tipleri[33] Sismik Kaynak Tipi Sismik Kaynak Özellikleri Sismik Kaynak Tanımı Maksimum Moment Büyüklüğü Kayma Hızı, SR (mm/yıl) A Büyük depremler oluşturabilecek yüksek oranda sismik aktiviteye sahip fay hatları M 7 SR 5 M 7 SR 5 B Tip A ve C nin ışındaki tüm fay hatları M 7 SR 2 M 6,5 SR 2 C Büyük depremler oluşturamayacak ve düşük oranda sismik aktiviteye sahip fay hatları M 6,5 SR Kaynak Yakınlık Faktörleri Uygulama alanının aktif bir sismik kaynağa yakınlığından dolayı genişleyen yer hareketinin tanımlanması için UBC97 ye göre 2 katsayı kullanılır. Bu katsayılardan N a, tepki spektrumunun kısa periyotlu, sabit ivmeli bölgesine; N v ise orta periyotlu sabit hızlı bölgesine karşılık gelmektedir (Şekil 3.4). 50

67 Şekil 3. 4 UBC97 tasarım spektrum eğrisi [33] UBC97 ye göre aktik sismik kaynağa yakınlık, yapı sistemi ile fayın düşey izdüşümü arasındaki en kısa mesafe olarak tanımlanır. Bu mesafelere göre N a (Çizelge 3.4) ve N v (Çizelge 3.5) katsayılarının değerleri verilmiştir. Sismik Kaynak Tipi Sismik Kaynak Tipi Çizelge 3. 4 Kaynak yakınlık faktörü N a [33] Sismik Kaynağa En Yakın Mesafe 2 km 5 km 10 km A 1,5 1,2 1,0 B 1,3 1,0 1,0 C 1,0 1,0 1,0 Çizelge 3. 5 Kaynak yakınlık faktörü N v [33] Sismik Kaynağa En Yakın Mesafe 2 km 5 km 10 km 15 km A 2,0 1,6 1,2 1,0 B 1,6 1,2 1,0 1,0 C 1,0 1,0 1,0 1,0 51

68 Sismik Katsayılar DBE spektrumunun, minimum spektral ordinatlarının sabit hızlı ve sabit ivmeli kısımlarına karşılık gelen C a ve C v katsayılarının değerleri UBC97 ye göre belirlenmiştir (Çizelge 3.6-7). Çizelge 3. 6 Sismik katsayı C a [33] Zemin Sismik Bölge Faktörü Z=0,075 Z=0,15 Z=0,2 Z=0,3 Z=0,4 S A 0,06 0,12 0,16 0,24 0,32N a S B 0,08 0,15 0,20 0,30 0,40N a S C 0,09 0,18 0,24 0,33 0,40N a S D 0,12 0,22 0,28 0,36 0,44N a S E 0,19 0,3 0,34 0,36 0,36N a S S F zemin profiline sahip gölgelerde C a sismik katsayısı bölgenin geoteknik F incelenmesi ve dinamik tepki analizinin yapılması sonucu elde edilir. Çizelge 3. 7 Sismik katsayı C v [33] Zemin Sismik Bölge Faktörü Z=0,075 Z=0,15 Z=0,2 Z=0,3 Z=0,4 S A 0,06 0,12 0,16 0,24 0,32N v S B 0,08 0,15 0,20 0,30 0,40N v S C 0,13 0,25 0,32 0,45 0,56N v S D 0,18 0,32 0,40 0,54 0,64N v S E 0,26 0,5 0,64 0,84 0,96N v S F S F zemin profiline sahip gölgelerde C v sismik katsayısı bölgenin geoteknik incelenmesi ve dinamik tepki analizinin yapılması sonucu elde edilir MCE Tepki Katsayısı M M, olabilecek maksimum deprem olan MCE ye göre belirlenen tepki katsayısıdır. Sismik bölge katsayı Z ve sismik kaynak yakınlık faktörü N v ye bağlı M M değerleri Çizelge 3.8 de verilmiştir. 52

69 Çizelge 3. 8 MCE tepki katsayısı M M [33] Tasarım Deprem Sarsıntı Şiddeti M M 0,075 2,67 0,15 2,0 0,20 1,75 0,30 1,50 0,40 1,25 0,50 1, Sarsıntı Şiddetine Bağlı Sismik Katsayılar MCE spektrumunun, minimum spektral ordinatlarının sabit hızlı ve sabit ivmeli kısımlarına karşılık gelen, M M, Z, N V ye bağlı C AM ve C VM katsayılarının değerleri UBC97 ye göre belirlenmiştir (Çizelge ). Çizelge 3. 9 Sarsıntı şiddetine bağlı sismik katsayı C AM [33] Zemin Profili Tipi Olabilecek Maksimum Deprem Sarsıntı Şiddeti M M ZN a 0,075 0,15 0,2 0,3 0,4 S A 0,06 0,12 0,16 0,24 0,8M M ZN a S B 0,08 0,15 0,20 0,30 1,0M M ZN a S C 0,09 0,18 0,24 0,33 1,0M M ZN a S D 0,12 0,22 0,28 0,36 1,1M M ZN a S E 0,19 0,3 0,34 0,36 0,9M M ZN a S F S F zemin profiline sahip gölgelerde C AM sismik katsayısı bölgenin geoteknik incelenmesi ve dinamik tepki analizinin yapılması sonucu elde edilir. 53

70 Çizelge Sarsıntı şiddetine bağlı sismik katsayı C VM [33] Zemin Profili Tipi Olabilecek Maksimum Deprem Sarsıntı Şiddeti M M ZN V 0,075 0,15 0,2 0,3 0,4 S A 0,06 0,12 0,16 0,24 0,8M M ZN v S B 0,08 0,15 0,20 0,30 1,0M M ZN v S C 0,13 0,25 0,32 0,45 1,4M M ZN v S D 0,18 0,32 0,40 0,54 1,6M M ZN v S E 0,26 0,50 0,64 0,84 2,4M M ZN v S F S F zemin profiline sahip gölgelerde C VM sismik katsayısı bölgenin geoteknik incelenmesi ve dinamik tepki analiziyle elde edilir Sönüm Katsayıları Sistemin etkin sönümü olan β eff, DBE düzeyi için β D, MCE düzeyi için β M olarak ifade edilmektedir ve her iki düzey için etkin sönüm değerleri UBC97 ye göre aşağıdaki eşitliklerle (Denklem 3.40) belirlenmektedir. β D 1 HisterikDöngüAlanı = 2 2π KDmaxDD (3.40a) β M 1 HisterikDöngüAlanı = 2 2π KM maxdm (3.40b) β D, β M etkin sönüm yüzdelerine göre sönüm katsayıları B D ve B M, Çizelge 3.11 de gösterildiği gibidir. Çizelge Sönüm katsayıları [33] Etkin Sönüm Oranı (β D, β M ) Sönüm Katsayıları (B D, B M ) 2 0,8 5 1,0 10 1,2 20 1,5 30 1,7 40 1,9 50 2,0 54

71 3.3.2 Statik Analiz Prosedürleri UBC97 ye göre statik analize ait formülasyonlar alt başlıklarda verilmektedir [33] Etkin Sistem Periyotları T D DBE düzeyinde, T M ise MCE düzeyindeki etkin periyotdur ve değeri UBC97 ye göre Denklem ( ) ile belirlenmektedir. T D W = 2π (3.41a) K g D min T M W = 2π (3.41b) K g M min K K Deff Meff + ( FD + FD) = + ( D D ) D D + ( FM + FM) = + ( D D ) M M (3.42a) (3.42b) K Dmin : D D yerdeğiştirmesinde K eff değerinin minimumu K Dmax : D D yerdeğiştirmesinde K eff değerinin maksimumu K Mmin : D M yerdeğiştirmesinde K eff değerinin minimumu K Mmax : D M yerdeğiştirmesinde K eff değerinin maksimumu F + D : DBE düzeyine karşı gelen maksimum kuvvet F - D : DBE düzeyine karşı gelen minimum kuvvet F + M : MCE düzeyine karşı gelen maksimum kuvvet F - M : MCE düzeyine karşı gelen minimum kuvvet D + D : DBE düzeyine karşı gelen yerdeğiştirme D - D : DBE düzeyine karşı gelen yerdeğiştirme D + M : MCE düzeyine karşı gelen yerdeğiştirme D - M : MCE düzeyine karşı gelen yerdeğiştirme 55

72 Toplam Yerdeğiştirme Hesapları Tasarım yerdeğiştirme D D ve maksimum yerdeğiştirme D M nin, burulma etkileri (Şekil 3.5) dikkate alınan değerleri D TD ve D TM Denklem (3.43) e göre belirlenir. D TD 12e = DD 1+ b + d 2 2 (3.43a) 12e DTM = D M 1+ y b + d 2 2 (3.43b) Şekil 3. 5 Planda burulma etkisi [37] e: Gerçek eksantrisite+%5 ek eksantrisite y: Sismik yükleme noktasına dik köşe noktasına uzaklık b, d: Plan ölçüleri Şekil 3. 6 ya göre sistemin θ dönmesi Denklem (3.44) deki gibidir. K D 12De θ = = ( b + d ) b + d Keff 12 eff e (3.44) Minimum Yatay Kuvvet Hesapları İzolasyon sisteminin altında kalan elemanlar için minimum yatay tasarım kuvveti V D (Denklem 3.45), V = K D D D D (3.45) İzolasyon sisteminin üstündeki elemanlar için minimum yatay tasarım kuvveti V s (Denklem 3.46), 56

73 B = (3.46) ( ) D VS KD DD R i R I : Süneklik katsayısıdır; betonarme yapılar için UBC97 ye göre 2 değerini alır. V s değeri UBC97 ye göre bazı şartlarla sınırlandırılmıştır. V s değeri; Aynı yapı sistemi için ankastre mesnetli durumunun taban kesme kuvvetinden, Tasarım rüzgar yükünün etkisinde oluşan taban kesme kuvvetinden, İzolasyonlu sistemi harekete geçiren yanal kuvvetin 1,5 katından az olamaz. UBC97 ye göre ankastre mesnetli duruma ait taban kesme kuvveti V (Denklem 3.47); CI v 2,5CI a 0,11C aiw V = W W RT R (3.47) Yatay Kuvvetin Katlara Dağılımı UBC97 ye göre hesaplanan yatay kuvvetin yapı sisteminde katlara dağılımı F x (Denklem 3.48); F x Vhw = wh S x x n i= 1 i i (3.48) w x, w i : x ve i düzeyi kat ağırlığı h x, h i : x ve i düzeyindeki katların izolasyon seviyesinden ölçülen yüksekliği Dinamik Analiz Prosedürleri UBC97, dinamik analize göre belirlenen değerleri sınırlandırmıştır. Bu sınırlamalar Çizelge 3.12 de verilmektedir. Çizelgede yer alan T ifadesi sistemin ankastre mesnetli durumunun doğal periyodu; st indisi ile gösterilen ifadeler ise statik analizden hesaplanan değerlerdir. 57

74 Çizelge Dinamik analize göre kısıtlamalar[33] Parametre Tepki Spektrumu Zaman Tanım Alanı Bölgeye Özel Tepki D TD 0,9D TD st 0,9D TD st 0,9D TD st D TM 0,9D TM st 0,9D TM st 0,9D TM st V b 0,9V b st 0,9V b st 0,9V b st V s (Düzensiz Yapılarda) 0,8V s st 0,6V s st 0,8V s st V s (Düzenli Yapılarda) 1,0V s st 0,8V s st 1,0V s st Göreli Kat Ötelenmeleri 0,015/R 1 0,020/R 1 0,015/R 1 D = D D D T 1+ TD 2 (3.49a) D = M D M T 1+ TM 2 (3.49b) D D ve D M değerleri Denklem 3.49 a göre tasarım yerdeğiştirmeleri azaltılmaktadır [53]. D D ve D M değerlerine dönüştürülerek toplam 58

75 BÖLÜM 4 ÖRNEK SİSMİK İZOLASYON UYGULAMASI 4.1 Yapı Özellikleri Hazırlanan çalışma kapsamında örnek hastane projesi kullanılmıştır. Yapının iki ayrı taşıyıcı sistem modeli için ankastre mesnetli analizi yapılmıştır. İlk model, süneklik düzeyi yüksek perdeli-çerçeveli taşıyıcı sisteme sahiptir. İkinci model, kolon ölçüleri 40/60 cm olan süneklik düzeyi yüksek çerçeveli sistemdir. Temeli ankastre mesnetli iki yapı modelinin değişken kriteri olan düşey taşıyıcıları; 40/60 cm ölçülerinde kolonlar ve her iki yönde 30/210 ve 30/320 cm ölçülerinde deprem perdeleridir. Toplam 15,2 m yüksekliğinde, 4 katlı olarak tasarlanan yapının düşey taşıyıcıları her iki yönde 30/60 cm ölçülerinde kirişlerle bağlanmaktadır. Yapının her bir katındaki döşemeler, 15 cm kalınlığında kiriş-plak sistemdir. Tasarımda beton için C30 (fck = 30 N/mm 2, fcd = 20 N/mm 2, Ec=32*10 6 KN/m 2 ), donatı için S420 (fyk=420 N/mm 2, fyd = 365 N/mm 2 ) malzeme sınıfı seçilmiştir. Yapı öncelikle DBYBHY-2007 ye göre perdeli-çerçeveli sistem olarak ankastre mesnetli tasarlanmıştır. Ancak yapı sistemi daha ekonomik ölçülerde düşey taşıyıcılarla yeniden tasarlanarak ankastre mesnetli çerçeveli sistem haline getirilmiştir. Her iki sistemin ayrı ayrı spektral ve zaman tanım alanında dinamik analizleri SAP2000 v16 paket programı ile yapılmıştır. Ayrıca çerçeveli ankastre mesnetli sistem UBC97 yönetmelik koşullarına göre sismik izolasyonlu olarak tasarlanmıştır. Tasarımda yüksek sönümlü kauçuk tip mesnet kullanılmıştır. Analizde kullanılan yapısal özellikler, malzeme ve yük bilgileri Çizelge 4.1 de verilmektedir. 59

76 Çizelge 4. 1 Yapı sistemine ait genel bilgiler Bina Bilgileri Kat Adedi 4 Kat Yüksekliği Toplam Yapı Yüksekliği Bina Kullanım Amacı 3,8 m 15,2 m Hastane Malzeme Bilgileri Beton Sınıfı Beton Elastisite Modülü, E c Donatı Sınıfı Çelik Elastisite Modülü, E s C30 (f ck =30 MPa) MPa S420 (f yk =420 MPa) MPa Tasarım Parametreleri Deprem Bölgesi 1. Derece Deprem Bölgesi Bina Önem Katsayısı I 1,5 Hareketli Yük Katılım Katsayısı n 0,3 Zemin Sınıfı Spektrum Karakteristik Periyotları Z3 T A = 0,15 sn, T B =0,6 sn Beton Yoğunluğu 25 KN/m 3 Dış Duvar Yükü 2,1 KN/m 2 İç Duvar Yükü 1,6 KN/m 2 Hareketli Yük 5 KN/m 2 Yapının farklı iki taşıyıcı sisteminin ankastre mesnetli modellerine ait planlar ve üç boyutlu taşıyıcı görünümleri sırasıyla Şekil 4.1, Şekil 4.2, Şekil 4.3 ve Şekil 4.4 de gösterilmektedir. 60

77 Şekil 4. 1 Ankastre mesnetli durum perdeli-çerçeveli sistem planı Şekil 4. 2 Ankastre mesnetli durum perdeli-çerçeveli sistem 3 boyutlu modeli 61

78 Şekil 4. 3 Ankastre mesnetli durum çerçeveli sistem planı Şekil 4. 4 Ankastre mesnetli durum çerçeveli sistem 3 boyutlu modeli 62

79 4.2 Deprem Parametreleri Dinamik analizde farklı depremlerin etkisinde yapının ankastre mesnetli ve sismik izolasyonlu modellerinin davranışını incelemek için; 18 Ekim 1989 Loma Prieta Depremi, Corralitos İstasyonu D-B bileşeni kaydı ve 17 Ağustos 1999 Kocaeli Depremi, Düzce İstasyonu, K-G bileşeni kaydı kullanılmıştır. Kullanılan kayda ait ivme spektrumu, bilgiler aşağıda verilmiştir (Şekil 4.5-6, Çizelge 4.2-3). Şekil Loma Prieta depremi D-B yönü ivme spekturumu Çizelge Loma Prieta Depremi kayıt bilgileri 1999 Loma Prieta Depremi D-B Kaydı Toplam Data Sayısı 3880 Toplam Süre (sn) 38,80 Süre Artım Miktarı 0,01 Şekil Kocaeli depremi K-G yönü ivme spekturumu 63

80 Çizelge Kocaeli Depremi kayıt bilgileri 1999 Kocaeli Depremi K-G Kaydı Toplam Data Sayısı 3497 Toplam Süre (sn) 34,97 Süre Artım Miktarı 0, Analiz Parametreleri Taşıyıcı sistem tipinin yapısal davranışa etkisinin incelenmesi için ankastre mesnetli durum için perdeli-çerçeveli, çerçeveli modelin ayrı ayrı spectral, 1989 Loma Prieta ve 1999 Kocaeli Deprem kayıtları ile zaman tanım alanında dinamik analizleri SAP2000 v16 ile yapılmıştır. Perdeli sistemin çerçeveli sisteme dönüştürülmesiyle oluşan rijitlik azalımı yapısal davranışı olumsuz etkilemektedir. Yapıda hasara neden olan göreli kat ötelenmesi ve büyük kat ivmelerinden sistemi korumak için çerçeveli modele sismik izolasyon uygulaması yapılmıştır. Sismik izolatörün rijitlik ve akma dayanımı UBC97 ye göre belirlenip Sap2000 v16 da LİNK eleman olarak tanımlanmıştır. UBC97 ye göre sismik izolatör özelliklerinin belirlenmesinde ankastre mesnetli çerçeveli sistemin statik ve modal analiz sonuçları kullanılmaktadır. 1,4g+1,6q yükleme durumu için yapılan statik analiz sonuçları incelenerek maksimum düşey mesnet reaksiyonu seçilmiştir. Bu değer W=1667, KN olup, Denklem 3.41 e göre izolatörün etkin yatay rijitlik hesabında kullanılmaktadır. İzolatörün hedef periyodunun belirlenmesinde kullanılan, ankastre çerçeveli sistemin ilk üç moduna ait periyot değerleri Çizelge 4.4 de sunulmaktadır. 64

81 Çizelge 4. 4 Ankastre-çerçeveli sistemin ilk üç modunun periyot değerleri Periyot Değerleri (sn) Mod 1 0,515 Mod 2 0,500 Mod 3 0,474 İzolatörlerin boyutlandırılması ve analiz verilerinin hesabı UBC97 ye göre adım adım yapılmıştır. Sismik izolatörlü modelde yüksek sönümlü elastomer mesnet kullanılmıştır. UBC97 ye göre uygulamanın yapılacağı bölgenin zemin ve sismik özellikleri Çizelge 4.5 de verilmektedir. Çizelge 4. 5 Bölgenin zemin ve sismik özellikleri Zemin Profili Türü S D Sismik Kaynak Türü Bilinen Faya Uzaklık A 10 km UBC97 ye göre Deprem Bölgesi 4 UBC97 ye göre Çizelge 3.1 de sismik katsayılar verilmiştir. Deprem bölgelerine göre verilen bu katsayılardan deprem bölgesi 4 için Z katsayısı; Z 4 =0,4 olarak belirlenmiştir. Çizelge 3.4 de sismik kaynak tipi ve fay hattına uzaklığa göre kaynak yakınlık faktörleri N a ve N v değerleri verilmektedir. Çizelge 3.4 e göre bu değerler sırasıyla Çizelge verilmektedir. Çizelge 4. 6 Kaynak yakınlık faktörü N a (A, 10km) Sismik Kaynak Tipi Sismik Kaynağa En Yakın Mesafe 2 km 5 km 10 km A 1,5 1,2 1,0 65

82 Çizelge 4. 7 Kaynak yakınlık faktörü N v (A, 10km) Sismik Kaynak Tipi Sismik Kaynağa En Yakın Mesafe 2 km 5 km 10 km 15 km A 2,0 1,6 1,2 1,0 N a =1 ve N v =1 olarak belirlenir. Çizelge ye göre belirlenen sismik katsayılar C a ve C V değerleri aşağıda verilmektedir (Çizelge 4.8). Çizelge 4. 8 Sismik katsayılar C a, C v (S D, Z 4 ) Sismik Katsayı Zemin Profili Tipi Z=0,4 C a S D 0,44N a =0,44 C v S D 0,64N v =0,64 Kaynağa yakınlık faktörü ve sismik katsayıya bağlı maksimum depreme tepki katsayısı M M, Çizelge 3.8 e göre Çizelge 4.9 de verilmektedir. ZNv ( Tasar ım deprem sarsıntı şiddeti ) 0, x4 1 0, 4 = = olduğuna göre M M ; Çizelge 4. 9 MCE tepki katsayısı M M Tasarım Deprem Sarsıntı Şiddeti ZN v M M 0,4 1,25 Zemin profil tipi ve olabilecek maksimum deprem sarsıntı şiddetine göre belirlenen Çizelge da verilen sarsıntı şiddetine bağlı sismik katsayılar C AM, C VM Çizelge 4.10 da verilmektedir. Çizelge Sarsıntı şiddetine bağlı k atsayılar C AM, C VM Sismik Katsayılar C AM C VM Olabilecek Maksimum Deprem Sarsıntı Şiddeti M M ZN a,v 1,1M M ZN a =1,1x1,25x0,4x1=0,55 1,6M M ZN v =1,6x1,25x0,4x1=0,8 Ankastre mesnetli yapının analizlerine göre belirlenen ve sismik izolatörün tasarımında kullanılan veriler ve izolatör tipine bağlı özellikler Çizelge 4.11 de sunulmaktadır. 66

83 Çizelge İzolatöre ait hesap parametreleri Seçilen Mesnet Düşey Reaksiyonu 1700 KN İzolatör Sönüm Oranı %20 Seçilen İzolatör Çapı (D) 60 cm Seçilen Kauçuk Tabaka Kalınlığı (t) 0,5 cm Kayma Modülü (G) 50 t/m 2 Yüksek sönümlü kauçuk tip izolatörün etkin sönüm oranına bağlı sönüm katsayıları Çizelge 3.11 e göre verilmiştir (Çizelge 4.12). Çizelge İzolatöre ait sönüm katsayıları (β D, β M ) Etkin Sönüm Oranı (β D, β M ) Sönüm Katsayıları (B D, B M ) 20 1, Tasarım ve Maksimum Yerdeğiştirmeler Ankastre mesnetli sistemin doğal titreşim periyodu T (Çizelge 4.4), izolatörlü durumda yaklaşık olarak 3 kat artmaktadır (T D 3T). Bu durumda T D 2 sn ve T M 2,5 sn kabulü yapılarak tasarım ve maksimum yerdeğiştirmeler hesaplanır (Denklem 3.39). D D g 2 CVDTD 4π 9,81x0,55x2 = = = 0,182m 2 B 1, 5x4xπ D D M g 2 CVMTM 4π 9,81x0,8x2,5 = = = 0,331m 2 B 1, 5x4xπ M Etkin Yatay Rijitlikler Etkin yatay rijitlik hesabı Denklem 3.41 e göre; 2 2 4π W 1700x4π KH = Keff = = = 1710,3 KN / m T g 4x9,81 2 D olarak hesaplanır. Etkin rijitliğe bağlı her bir çevrimde sönümlenen enerji w D, w xk xd x x x x KNm 2 2 D = 2π eff D βeff = 2π 1710,3 0,182 0, 2 = 71,19 67

84 4.3.3 Karakteristik Dayanım ve Akma Yerdeğiştirmesi Sistemin karakteristik dayanımı Q D ve akma yerdeğiştirmesi d y ; Q D = wd 71,19 97,79KN 4d = 4x0,182 = D QD 97,79 Kd = KH = 1710,3 = 1172,99 KN / m d 0,182 D d y = QD K K u d K d y u = 10K olduğuna göre d y ; d = QD 97,79 0, 00926m 9K = 9x1172,99 = d Şekil Faktörü ve Gerekli Toplam Kauçuk Kalınlığı Çizelge 4.11 de verildiği gibi izolatör çapı 60 cm, kayma modülü 50 t/m 2 ve kauçuk tabaka kalınlığı 5 mm olarak belirlenmiştir. Buna göre izolatörün kesit alanı A; 2 2 πd πx600 A = = = mm 4 4 hesaplanmıştır. Gerekli toplam kauçuk kalınlığı ise; 2 t r GA 0,5x = = = 82,66mm K 1710,3 H olarak belirlenir. Kauçuk tabaka kalınlığına bağlı olarak şekil faktörü; φ 0,6 S = = = 30 4t 4x0, İzolatörün Düşey Rijitliği Ve Akma Dayanımı İzolatörün düşey rijitliği Denklem 2.4 e göre; 2 EcxAs 6x0,5x30 x Kv = = = KN / m t 82,66 r hesaplanmıştır. Akma dayanımı ise; 68

85 F = Q + ( K xd ) = 97, 79 + (1172,99x0, 00926) = 108, 65KN 1 y d d y F = Q + ( K xd ) = 97, 79 + (1710,3x0, 00926) = 113, 62KN 2 y d d y olarak belirlenir. Çelik levha kalınlığı 3mm, alt ve üst başlık kalınlığı 30 mm olduğuna göre toplam mesnet yüksekliği; 82,66 = 16,53 17 adet kauçuk plaka 5 16 adet çelik levha ve 2 adet başlık levası olduğuna göre, h = (17x5) + (16x3) + (30x2) = 193mm Top Kayma Şekil Değiştirmesi w 1700 t = = = 0,184mm K v İzolatörün düşeydeki kayma şekil değiştirmesi; t 0,184 ε z = = = 0, h top γ = 6Sε = 6x30x0, = 0,172 v z İzolatörün yataydaki kayma şekil değiştirmesi; τ VD KdxdD x0,182 γ s = = = = = 6 1,514 1 G AxG AxG 0,282x0,5x10 τ VD KdxdD x0,182 γ s = = = = = 2, G AxG AxG 0, 282x0,5x10 γmax = γv + γs = 0, ,514 = 1, γmax = γv + γs = 0, , 208 = 2, Etkili Alan Hesabı Elastomer mesnetin düşey ve yatay yük altındaki etkili yük alanları A eff ; 2 Aeff = A 1 ( θ + sinθcosθ) π d D 0,182 Sinθ = = = 0,30333 D 0,6 o θ = 17, 66 = 0,308rad 69

86 A=0,282 m ( ) Aeff = 0, , ,3033x0,953 = 0,175m π Burkulma Yükü Hesabı Elastomer mesnetin kritik burkulma yükü; E eff 2 6x0,5x30 x (6x0,5x30 ) = = 1148,9MPa P KR = π 2 AG Eeff I 2 3t 4 π r I = = 6,36x10 m ,283x0,5xπ x0,00636 PKR = = 10,88MN 1,7 MN olduğuna göre burkulma riski 2 3x0,005 bulunmamaktadır. 4.4 Analiz Çizelge İzolatör özellikleri Parametre Değer U 1 (düşey) yönündeki rijitlik [KN/m]=K v U 2 (yatay) yönünde rijitlik [KN/m]=K h 1710,31 U 2 (yatay) yönünde akma dayanımı [KN]=F y 108,65 U 2 (yatay) yönünde akma öncesi rijitliğin akma sonrası rijitliğe oranı=k u /K d 0,1 U 3 (yatay) yönünde rijitlik [KN/m]=K h 1710,31 U 3 (yatay) yönünde akma dayanımı [KN]=F y 108,65 U 3 (yatay) yönünde akma öncesi rijitliğin akma sonrası rijitliğe oranı=k u /K d 0,1 SAP2000 statik ve dinamik analizde yaygın olarak kullanılan, sonlu elemanlar metoduna dayanan, veri dosyalarını dışarıdan alma ve dışarıya verme özelliği olan yazılımdır. SAP2000 v16 da başlık de hesaplanan mesnet yüksekliğine göre eksen takımı Z de izolatör katı tanımlanmıştır (Şekil 4.7). Çizelge 4.13 e göre ankastre mesnetli çerçeveli sistemde her kolonun altına programda LINK elemanlar (Şekil 4.8) tanımlanmıştır. 70

87 Şekil 4. 7 Düşey eksen takımında Z 4 -Z 1 izolatör katı Şekil 4. 8 SAP2000 v16 link eleman giriş ekranı Sismik izolasyonlu sistemin SAP200 v16 ile modal,1989 Loma Prieta ve 1999 Kocaeli Deprem kayıtları ile zaman tanım alanında lineer analizi yapılmıştır. Sistemin sismik izolasyon yerleşimi ve taşıyıcı sistem modeli Şekil da gösterilmektedir. 71

88 Şekil 4. 9 Sismik izolatör yerleşim planı Şekil Sismik izolatörlü taşıyıcı sistem modeli 72

89 4.4.1 Spektral Hesap (Mod Birleştirme Yöntemi) Dinamik hesap; yapının yer hareketi etkisindeki modal karşılıklarının bulunarak süperpoze edilmesini esas alan yöntemdir. Dinamik analiz yöntemlerinden biri olan spektral hesap, modal karşılıkların maksimumlarının belirli bir yöntemle birleştirilmesidir. UBC97 ye göre betonarme çerçeveli sistemlerin sismik izolasyonlu durumları için taşıyıcı sistem davranış katsayısı R=2 olarak seçilmelidir. SAP2000 programı, define menüsü, function sekmesinden R=2 için tepki spektrum eğrisi oluşturulmuştur (Şekil 4.11). Şekil R=2 için SAP2000 de tepki spektrumu oluşturulması Oluşturulan tepki spektrumuna bağlı olarak yük durumlarından spektral hesap tanımlanmıştır (Şekil 4.12) ve analiz yapılmıştır. Benzer şekilde yapının perdeli-çerçeveli 73

90 modeli için R=7 ve çerçeveli modeli için R=8 seçilerek spektrum eğrileri oluşturulmuş ve analizler tekrarlanmıştır. Şekil SAP2000 spektral hesap girişi Zaman Tanım Alanında Hesap Yöntemi Dinamik analiz yöntemlerinden bir diğeri olan zaman tanım alanında hesap yöntemi; yapının belirli bir yer hareketindeki modal karşılıklarının eş zamanlı toplanmasını esas almaktadır. SAP2000 programı, define menüsü, function sekmesinden ivme kayıtları kullanılarak ivme spektrumu oluşturulmuştur (Şekil 4.13). 74

91 Şekil SAP2000 ivme spektrumu oluşturulması Gerçek ivme kayıtlarıyla oluşturulan ivme spekturumu seçilerek zaman tanım alanında hesap tanımlanmıştır (Şekil 4.14) ve lineer analiz yapılmıştır (Şekil 4.15). Şekil SAP2000 zaman tanım alanında hesap girişi 75

92 Şekil SAP2000 analiz için girilen yük durumları Analiz Sonuçları Şekil 4.9 de yerleşim planı, Şekil 4.10 da taşıyıcı modeli verilen sismik izolatörlü sistemin dinamik analiz sonuçları; ankastre mesnetli çerçeveli ve perdeli-çerçeveli sistemin analiz sonuçlarıyla karşılaştırılmıştır. Karşılaştırmalar; alt başlıklar halinde, grafiksel olarak sunulmaktadır Periyotlar UBC97 ye göre hesap parametreleri belirlenirken başlangıçta; modal analizle tespit edilen ankastre mesnetli sistem periyot değerlerinin, sisteme sismik izolasyon tanımlandığında 3 katına çıkacağı kabulü yapılmaktadır. Yapının ankastre mesnetli çerçeveli, perdeli-çerçeveli sistem ve bu kabule göre tasarlanmış sismik izolatörlü çerçeveli sistem modal analiz sonuçlarına göre periyot değerleri Çizelge 4.13 de verilmiştir. Ayrıca Çizelge 4.14 ün grafiksel sunumu da Şekil 4.16 de yapılmaktadır. Hedeflenen periyot artışının sağladığı sonuçlardan görülmektedir. 76

93 Çizelge İlk 3 moda ait periyot değerleri Periyotlar Taşıyıcı Sistem Tipi Mod1 Mod2 Mod3 Perdeli Çerçeveli (AMS) 0,435 0,383 0,346 Çerçeveli (AMS) 0,515 0,500 0,474 Çerçeveli (SİS) 1,957 1,9 1,801 AMS: Ankastre mesnetli sistem SİS: Sismik izolatörlü sistem Şekil İlk 3 moda ait periyot değerleri Modal Kütle Katılım Oranları Yer hareketinin modal karşılığının yapı deformasyonuna katılımı her mod için farklıdır. Modal katılım, dinamik analiz sırasında toplam kütlenin oranı cinsinden bulunmaktadır.ilk iki mod için kütle katılım oranı yüksekken ilerleyen modlarda sıfır değerini almaktadır. Yapılan dinamik analiz sonucu sismik izolasyonlu sistemin kütle katılım oranları ilk 6 mod için Çizelge 4.15 de verilmektedir. 77

94 Çizelge Sismik izolasyonlu sistem kütle katılım oranları Mod UX UY UZ Mod1 0, , , Mod2 0, , , Mod3 0, , , Mod4 0, , , Mod5 0, , , Mod6 0, , , Çizelge 4.15 de; ilk modun yapısal harekete katkısının x yönünde %97, ikinci modun katkısının y yönünde %94 mertebesinde olduğu ve ilk üç modun çözüm için yeterli olduğu görülmektedir Maksimum Yerdeğiştirmeler Tepe noktasında oluşan maksimum yerdeğiştirme değerlerinin belirlenebilmesi için her üç modelin, spektral ve zaman tanım alanında analiz sonuçları dikkate alınmıştır. Zaman tanım alanında analizde hem 1989 Loma Prieta depremi hem de 1999 Kocaeli Depremi kayıtları kullanılmıştır. Analiz sonuçlarına göre makimum yerdeğiştirmenin, 1999 Kocaeli Deprem kaydı ile yapılan analizde oluştuğu görülmektedir (Çizelge 4.16). 446 nolu düğüm noktasının yerdeğiştirme değerleri (m) ve şekli sırasıyla perdeliçerçeveli, çerçeveli ve sismik izolatörlü sistem için gösterilmektedir (Şekil ). Sismik izolatörlü sistemin yerdeğiştirme değerinin UBC97 ye göre hesaplanan maksimum yerdeğiştirme değerini aşmadığı; zemin kattan en üst kata kadar homojen şekilde dağıldığı ve ankastre mesnetli sistemlere göre oldukça büyük değer aldığı görülmektedir. Çizelge Kocaeli depremi maksimum yerdeğiştirme değerleri Yerdeğiştirme Değeri (m) Perdeli Çerçeveli Sistem 0,0143 Çerçeveli Sistem 0,0653 Sismik İzolatörlü Sistem 0,225 78

95 Şekil Kocaeli depreminde perdeli-çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirmesi Şekil Kocaeli depreminde etkisinde çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirmesi Şekil Kocaeli depreminde sismik izolatörlü sistem maksimum yerdeğiştirmesi 79

96 Çizelge Loma Prieta depremi maksimum yerdeğiştirme değerleri Yerdeğiştirme Değeri (m) Perdeli Çerçeveli Sistem 0,0072 Çerçeveli Sistem 0,0432 Sismik İzolatörlü Sistem 0,1905 Şekil Loma Prieta depremi perdeli-çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirmesi Şekil Loma Prieta depremi çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirmesi Şekil Loma Prieta depremi sismik izolatörlü sistem maksimum yerdeğiştirmesi 80

97 Çizelge Spektral analiz maksimum yerdeğiştirme değerleri Yerdeğiştirme Değeri (m) Perdeli Çerçeveli Sistem 0,0048 Çerçeveli Sistem 0,0155 Sismik İzolatörlü Sistem 0,1605 Şekil Spektral analiz perdeli-çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirme Şekil Spektral analiz çerçeveli sistem maksimum yerdeğiştirme Şekil Spektral analiz sismik izolatörlü sistem maksimum yerdeğiştirme 81

98 Göreli Kat Ötelenmeleri Şekil 4.19 da da gösterildiği gibi maksimum yerdeğiştirmeyi Kocaeli Depremi etkisinde sismik izolatörlü sistem yapmaktadır. Ancak sismik izolatörlü sistemlerin yerdeğiştirmesi katlara homojen dağıldığından, kat seviyeleri arasında oluşan göreli kat ötelenmelerinin yaklaşık %0,003 %0 oranında değer aldığı görülmektedir (Şekil ). Bu durum; yer hareketi etkisindeki üst yapının, rijit kütle hareketi yapmasından kaynaklanmaktadır. Yapılan zaman tanım alanında ve spektral analiz sonuçlarına göre 3 model için göreli yerdeğiştirmeler ve kat ötelenme oranları aşağıda verilmektedir (Şekil ). Şekil Kocaeli deprem kaydına göre göreli yerdeğiştirmeler Şekil Kocaeli deprem kaydına göre göreli kat ötelenmeleri oranı 82

99 Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre göreli yerdeğiştirmeler Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre göreli kat ötelenmeleri oranı Şekil Spektral analize göre göreli yerdeğiştirmeler 83

100 Şekil Spektral analize göre göreli kat ötelenmeleri oranı Şekil 4.27, Şekil 4.29 ve Şekil 4.31 de görüldüğü gibi ankastre mesnetli çerçeveli sistem göreli kat ötelenmeleri oranı, perdeli ve sismik izolasyonlu sistemlere göre yaklaşık 5 kat daha büyük değer almaktadır. Hatta Şekil 4.27 de çerçeveli sisteme ait oranın DBYBHY-2007 de verilen göreli kat ötelenmelerinin sınırlandırılması koşulunu sağlamadığı görülmektedir. Perdeli çerçeveli sistem rijitliği, perde elemanlardan dolayı çerçeveli sisteme göre büyüktür; artan rijitliğin etkisinde perdeli-çerçeveli sistemin göreli kat ötelenme oranı 0,00023 ile 0,0016 arasında değer almaktadır. Perdeli çerçeveli sistemde oluşan göreli kat ötelenme oranı, çerçeveli sisteme ait oranının yaklaşık %34 ü kadardır (Şekil 4.27, Şekil 4.29, Şekil 4.31). Sismik izolatörlü sistemin ise perdeli çerçeveli sistem gibi 0,00025 ile 0,007 arasında küçük değerler aldığı, ancak diğer iki modelden farklı olarak toplam yerdeğiştirme değerinin oldukça büyük olduğu görülmektedir Taban Kesme Kuvvetleri Tasarım aşamasında önemli yapısal parametrelerden biri olan taban kesme kuvveti değerleri 3 model için 2 ayrı deprem kaydıyla yapılan zaman tanım alanında analiz sonuçlarına göre Şekil 4.32 ve Şekil 4.33 de verilmektedir. 84

101 Şekil Kocaeli deprem kaydına göre taban kesme kuvvetleri Şekil Loma Prieta deprem kaydına göre taban kesme kuvvetleri Şekil 4.32 ve Şekil 4.33 de görüldüğü gibi sistem rijitliği arttıkça taban kesme kuvveti değeri artmaktadır. En büyük rijitliğe sahip model perdeli çerçeli sistem olduğundan, maksimum taban kesme kuvvetinin bu modelde oluştuğu görülmektedir. Her iki deprem etsinde de çerçeveli sistemin, sismik izolatörlü sisteme dönüştürülmesiyle taban kesme kuvveti yaklaşık olarak %45 oranında azalmaktadır Momentler Ankastre mesnetli ve sismik izolatörlü modellerin, zaman tanım alanında analiz sonuçlarına göre seçilen bir çerçevenin moment diyagramları Şekil da gösterilmektedir. 85

102 Şekil 4.34 Kocaeli depreminde çerçeveli sistem ekstrem momentler diyagramı Şekil 4.35 Kocaeli depreminde perdeli çerçeveli sistem ekstrem momentler diyagramı 86

103 Şekil 4.36 Kocaeli depreminde sismik izolatörlü sistem ekstrem momentler diyagramı Şekil 4.37 Loma Prieta depreminde çerçeveli sistem ekstrem momentler diyagramı 87

104 Şekil 4.38 Loma Prieta depremi perdeli çerçeveli sistem ekstrem momentler diyagramı Şekil 4.39 Loma Prieta depremi sismik izolatörlü sistem ekstrem momentler diyagramı 88