Bu çalışma, yamaç üzerinde inşa edilen yığma dolgulu betonarme binaların yalnız tek bir ana şoka değil, ana şoku izleyen artçı şoklara da maruz kaldığında nasıl davrandığını inceleyen üç boyutlu bir doğrusal olmayan deprem analizi çalışmasıdır. Araştırmada step-back (SB), split-foundation (SF) ve setback-step-back (SSB) olarak adlandırılan üç eğimli arazi yapı düzeni, 3, 7 ve 9 katlı modeller halinde OpenSees Navigator ortamında oluşturulmuş ve Himalaya bölgesinden seçilen ana şok–artçı şok kayıtları altında Nonlinear Response History Analysis (NRHA) ile değerlendirilmiştir. Analizler, ana şoktan sonra oluşan hasarı sıfırlamadan artçı şokları uyguladığı için ardışık depremlerdeki hasar birikimini temsil etmeyi amaçlar. Sonuçlar, incelenen modeller içinde split-foundation yapıların düşey rijitlik düzensizliği, kısa kolon davranışı ve yük aktarım süreksizlikleri nedeniyle genel olarak en kırılgan grubu oluşturduğunu; SSB geometrisinin ise kütle ve rijitliği daha dengeli dağıtarak daha düşük talep ürettiğini göstermektedir. Bununla birlikte sonuçlar, gerçek bir yapı stokunun saha ölçümü değil, belirli geometri, malzeme, temel ve deprem kaydı varsayımlarına dayanan sayısal model sonuçlarıdır.

Ana şok–artçı şok dizisi, ilk depremde oluşan çatlak, plastikleşme, rijitlik kaybı ve artık deformasyonların ikinci sarsıntı başlamadan önce ortadan kaldırılmadığı bir deprem yükleme durumudur. Bu özellik özellikle yamaç binaları açısından önemlidir; çünkü eğim nedeniyle kolonların farklı temel kotlarından başlaması, rijitlik ve yük yolu süreksizlikleri oluşturarak burulma, kısa kolon ve kat ötelenmesi taleplerini büyütebilir.

Araştırmada kullanılan başlıca mühendislik talep parametreleri Peak Inter-story Drift Ratio (PIDR), Normalized Peak Floor Acceleration (NPFA) ve Peak Roof Displacement (PRD) değerleridir. PIDR katlar arasındaki göreli deformasyonu, NPFA kat seviyelerindeki ivme büyütmesini ve PRD tüm yapının çatı seviyesindeki yanal yer değiştirmesini temsil eder. Bu üç gösterge birlikte değerlendirildiğinde yalnız taşıyıcı sistem hasarı değil, ivmeye duyarlı yapısal olmayan bileşenler ve büyük yer değiştirmelerin oluşturduğu ikinci mertebe etkileri de izlenebilmektedir.

Araştırma problemi: Yamaç binası neden sıradan bir düz zemin binası değildir?

Depreme dayanıklı yapı tasarımının temel ilkelerinden biri, yük aktarım yollarının mümkün olduğunca düzenli ve süreklilik gösteren bir geometriye sahip olmasıdır. Eğimli arazide ise aynı binanın kolonları farklı kotlarda temele oturabilir. Böylece bazı kolonlar kısa ve rijit, bazıları daha uzun ve esnek hale gelir. Kütle merkezi ile rijitlik merkezinin konumları da düzenli bir düz zemin yapısına göre daha kolay ayrışabilir. Sonuç, aynı yatay deprem hareketi altında farklı kolon ve katlarda birbirinden çok farklı deformasyon, kesme ve burulma taleplerinin oluşabilmesidir.

Kaynak çalışma Himalaya kuşağındaki yapı pratiğine odaklanır. Araştırmacılar bu bölgede üç yaygın yapı düzenini karşılaştırmaktadır:

Ana şok–artçı şok dizileri neden tek ana şok analizinden farklı sonuç verir?

Ana şok, yapı elemanlarında çatlama, plastik mafsal oluşumu, dolgu duvarlarında ezilme ve rijitlik kaybı bırakabildiği için artçı şok artık başlangıçtaki sağlam yapıya değil, özellikleri değişmiş bir yapıya etki eder; bu çalışmada da artçı şoktan önce yapısal özellikler geri yüklenmediğinden MS–AS analizleri birikimli hasarı doğrudan taşımaktadır.

Yalnız ana şoku incelemek neden yetersiz olabilir?

Bir binanın ana deprem sırasında tamamen göçmemesi, artçı şoklara karşı başlangıçtaki dayanımını koruduğu anlamına gelmez. Beton çatlayabilir, donatı akabilir, dolgu duvarı rijitliğini kaybedebilir ve yapının doğal periyodu ile mod şekilleri değişebilir. Bu nedenle aynı büyüklükte olmayan daha küçük bir artçı sarsıntı dahi, zaten hasarlı olan belirli kolon, kat veya dolgu panellerinde kritik taleplere yol açabilir.

Araştırmanın NRHA uygulamasında deprem kayıtları ardışık olarak modellenmiş ve ana şoktan sonra oluşan artık hasar korunmuştur. Böylece artçı şok analizinin başlangıç noktası “hasarsız yapı” değil, ana şoktan çıkmış yapı durumudur.

Split-foundation yamaç binaları neden daha kırılgan davranabilir?

Kaynak modellerde SF konfigürasyonunda kolonların farklı temel kotlarında başlaması kısa ve rijit kolonlarla daha uzun kolonların aynı sistemde bir araya gelmesine, düşey rijitlik süreksizliğine ve kesme kuvvetlerinin düzensiz aktarılmasına yol açmakta; bu nedenle özellikle üst temel seviyesi çevresinde yüksek drift, ivme ve kırılgan kısa kolon talepleri oluşmaktadır.

Üst temel seviyesi: davranışın değiştiği kritik sınır

Çalışmada Uppermost Foundation Level (UFL), yani en üst temel seviyesi, yamaç tarafından kısmen sınırlandırılan alt yapı bölgesi ile daha serbest hareket eden üst katlar arasındaki geçiş olarak öne çıkmaktadır. Ana şok sonuçlarında UFL'nin altında daha düşük kat ötelenmeleri görülürken, bu sınırın hemen üzerinde drift talebi hızlı biçimde artmaktadır. Yazarlar bu geçişi rijitlikteki ani değişimle ilişkilendirmektedir.

3, 7 ve 9 katlı modellerde en yüksek drift talebinin göreli bina yüksekliğinin yaklaşık 0,7–0,8 aralığında yoğunlaşması, hasarın yalnız temel çevresinde değil orta ve üst katlara doğru da kritikleşebildiğini göstermektedir.

Yığma dolgu duvarları deprem davranışını nasıl değiştirir?

Yığma dolgu duvarı başlangıçta betonarme çerçeve içinde çapraz basınç çubuğuna benzer bir taşıma mekanizması oluşturarak yatay rijitliği artırabilir; ancak çatlama ve ezilme ilerlediğinde bu katkı azalır ve ana şokta hasar görmüş dolgu panelleri artçı şok sırasında başlangıçtaki rijitliklerini koruyamaz.

Dolgu duvarının sayısal temsili

Çalışma yığma dolgu panellerini ayrıntılı tuğla ve harç mikro-modeliyle değil, hesap yükünü azaltan eşdeğer bir makro-modelle temsil etmektedir. Her panel dört elastik beam-column elemanı ile eşdeğer çapraz basınç yolları ve merkezde bir doğrusal olmayan beam-column elemanı kullanılarak modellenmiştir. Histeretik davranış için OpenSees'teki Pinching4 tek eksenli malzeme modeli kullanılmıştır.

Pinching4 yaklaşımı; dayanım azalması, boşaltma rijitliği, yeniden yükleme rijitliği ve enerji tüketimindeki değişimleri temsil eden parametreler üzerinden tekrarlı çevrimlerde dolgu panelinin davranışını yaklaşık olarak izler. Bu tercih, dolgu duvarının ana şokta hasar gördükten sonra artçı şok sırasında neden aynı rijitlik katkısını göstermediğini modellemek açısından merkezîdir.

Dolgu duvarında çatlama ve artık dayanım

Kaynakta dolgu duvarı çatlamasının yaklaşık %0,015–%0,15 katlar arası ötelenme oranı aralığında başladığı varsayılır. Çatlama dayanımı, maksimum yatay dayanımın 0,55 katı alınmıştır. Maksimum dayanımın ulaşıldığı ötelenme oranı %0,25 olarak verilmiştir. Artık dayanım ise tepe dayanımının %20'si olarak kabul edilmekte ve bu seviyeye maksimum dayanım yer değiştirmesinin beş katında ulaşıldığı varsayılmaktadır.

Beton modeli

Betonarme elemanların çekirdek ve örtü betonları OpenSees Concrete04 tek eksenli malzeme modeli ile temsil edilmiştir. Basınç zarfı Popovics bağıntısına dayanır:

\[ f_{ci}=f'_c \frac{ \left(\frac{\varepsilon_{ci}}{\varepsilon_c}\right)n }{ n-1+\left(\frac{\varepsilon_{ci}}{\varepsilon_c}\right)^n } \]

\[ n=\frac{E_c}{E_c-E_{sec}}, \qquad E_{sec}=\frac{f_{ci}}{\varepsilon_{ci}} \]

Burada \(f'_c\) betonun 28 günlük basınç dayanımını, \(\varepsilon_c\) tepe basınç dayanımına karşılık gelen birim şekil değiştirmeyi, \(E_c\) başlangıç elastisite modülünü ve \(E_{sec}\) sekant rijitliğini temsil eder. Kaynak, başlangıç elastik rijitliği için \(E_c=5000\sqrt{|f'_c|}\) MPa bağıntısını kullanır.

Betonun çekme davranışı için kaynak ayrıca aşağıdaki üstel zarf bağıntısını verir:

\[ \sigma_i = f_t \left( \frac{\beta f_{ti}}{f_t} \right)^{ \frac{ \varepsilon_{ti}-f_{ti}/E_t }{ \varepsilon_t-f_t/E_t } } \]

Kaynakta \(f_t=3.83\) MPa, \(\varepsilon_t=0.00015\) ve \(\beta=0.1\) kullanılmıştır. \(E_t\) başlangıç çekme rijitliğini, \(\beta\) ise nihai çekme şekil değiştirmesinde kalan çekme gerilmesini kontrol eden parametreyi temsil eder.

Donatı çeliği modeli

Donatı çeliği SteelMPF tek eksenli malzeme modeliyle temsil edilmiştir. Model Menegotto–Pinto histeretik ilişkisine ve Filippou ve arkadaşlarının izotropik pekleşme yaklaşımına dayanır. Fe415 donatısı için akma dayanımı 415 MPa ve başlangıç elastik rijitliği 210 GPa alınmıştır. Pozitif ve negatif şekil değiştirme pekleşme oranları \(b_p=b_n=0.02\), başlangıç eğrilik parametresi \(R_0=18.5\), eğrilik bozunma parametreleri \(cR_1=0.96\) ve \(cR_2=0.15\) olarak verilmiştir. Kaynağın diğer SteelMPF parametreleri \(a_1=0.05\), \(a_2=0.96\), \(a_3=0.15\) ve \(a_4=0.97\)'dir.

Dolgu duvarının maksimum yatay direnci

Kaynakta maksimum dolgu paneli yatay direnci şu biçimde verilmektedir:

\[ F_{max}=0.818 \frac{L_{in}\,t\,f_{tp}}{c_1} \left(1+\sqrt{C_L^2+1}\right) \]

\[ C_I=1.925\frac{L_{in}}{h'} \]

\(f_{tp}\) yığma çatlama gerilimini, \(t\) panel kalınlığını, \(L_{in}\) panel uzunluğunu ve \(h'\) panel yüksekliğini temsil eder. Kaynak denkleminde \(c_1\), \(C_L\) ve hemen sonraki bağıntıda \(C_I\) biçiminde birbirinden farklı indis/notasyonlar görülmektedir. Verianla metni bunların aynı parametre olduğunu varsayarak sessizce birleştirmemektedir; denklem kaynakta yazıldığı biçimin anlam sınırları içinde aktarılmıştır.

Pencere/kapı açıklığının etkisi

Dolgu duvarındaki açıklığın panel rijitliği ve yatay dayanımını azaltması için kaynakta deneysel ve sayısal çalışmalardan kalibre edilmiş bir \(\rho\) azaltma faktörü kullanılır:

\[ \rho = 0.55\exp(-0.035\alpha_a) + 0.44\exp(-0.025\alpha_1) \pm 0.284\varepsilon \]

Burada \(\alpha_a=(l_0h_0/LH)100\) açıklık alan oranını, \(\alpha_1=(l_0/L)100\) açıklık uzunluğu oranını ifade eder. Kaynak ayrıca \(\alpha_h=(h_0/H)100\) açıklık yüksekliği oranını tanımlar. \(0.284\varepsilon\) terimi ise saçılım/belirsizlik bandı olarak açıklanmıştır.

Çalışmanın söylediği ve söylemediği

Çalışmanın desteklediği: İncelenen sayısal modellerde ardışık MS–AS yüklemesi, yalnız ana şok analizine göre daha yüksek birikimli talep üretmektedir. SF konfigürasyonu genel olarak en olumsuz davranışı gösterirken SSB daha dengeli yanıt üretmektedir. Yığma dolgu duvarları ilk rijitliği artırabilmekte, fakat tekrarlı deprem yüklemesi altında çatlama ve ezilme nedeniyle katkıları azalmaktadır.

Çalışmanın desteklemediği: Sonuçlar tüm yamaç binalarının aynı oranlarda hasar göreceğini, belirli bir gerçek binanın kesinlikle çökeceğini veya burada kullanılan geometrinin farklı ülke, zemin, malzeme ve yapı yönetmeliklerine doğrudan aktarılabileceğini kanıtlamaz. Model sabit temel kabulüne sahiptir ve zemin–yapı etkileşimi modellenmemiştir. Ayrıca çalışma sahadaki gerçek bir yapının deprem sonrası ölçüm kampanyası değildir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

1. Yapı modellerinin geometrisi

Çalışmada toplam dokuz temel yapı modeli oluşturulmuştur: üç bina yüksekliği ile üç yamaç yapı konfigürasyonunun kombinasyonu.

Kaynak, döşeme kalınlığını metinde “150 m” olarak yazmaktadır. Bu değer yapı mühendisliği bağlamında ciddi bir birim tutarsızlığı oluşturduğu için burada “150 mm” olarak sessizce düzeltilmemiştir. Modelin diğer boyutlarıyla çelişen bu nokta, kaynak metnin editoryal hatası olarak değerlendirilmelidir.

2. Sonlu eleman modeli

Sayısal modeller OpenSees Navigator kullanılarak kurulmuştur. Betonarme elemanlar distributed plasticity beam-column elemanlarıyla modellenmiş, kesitler liflere ayrılmıştır. Beton çekirdek ve örtü bölgeleri için patch, boyuna donatı için Layer komutları kullanılmıştır. Section Aggregator yaklaşımı, özellikle step-back kolonlarında gerekli burulma kuvvet–deformasyon davranışını kesit modeline eklemek için kullanılmıştır.

Geometrik doğrusal olmama P–Δ etkisiyle modele dahil edilmiştir. Katların ölü yükünden gelen kütleler her katın ağırlık merkezindeki düğümlerde yoğunlaştırılmıştır.

3. Yığma dolgu paneli

Dolgu panellerinin hem açıklıksız hem açıklıklı durumları çalışmaya dahil edilmiştir. Kaynakta dolgu için Hint koşullarını temsil eden kırmızı pişmiş kil tuğla verileri kullanılmış ve parametreler önceki deneysel/sayısal çalışmalardan alınmıştır.

4. Deprem kayıtları

Araştırmada Kuzeydoğu Hindistan ve Himalaya bölgesinden beş ana şok dizisi kullanılmıştır. Kaynak tablosunda Sikkim 2011, Nepal 2015, Chamoli 1999, Uttarkashi 1991 ve North-East India olarak adlandırılan bir dizi yer almaktadır.

EQ5 satırının tarih alanlarında kaynak içinde 1991 tarihleriyle “1988” olay etiketi yan yana görünmektedir. Bu nedenle ilgili tarih dizisi burada düzeltilmemiş veya yeni bir tarih atanmamıştır.

5. Ardışık dinamik analiz

Ana şok ve artçı şok kayıtları modele sırayla uygulanmıştır. Kritik metodolojik nokta, ana şoktan sonra modelin rijitlik, dayanım veya plastik deformasyon geçmişinin sıfırlanmamasıdır. Bu sayede artçı şok ilk durumdaki yapıya değil, ana şokta hasar görmüş yapıya etki etmektedir.

Kaynak, dinamik çözümde implicit Newmark-beta zaman integrasyonu kullanıldığını ve parametrelerin

\[ \beta=\frac{1}{6}, \qquad \gamma=\frac{1}{2} \]

olarak seçildiğini bildirir. Zaman adımının deprem kayıtlarının örnekleme aralığıyla uyumlu olduğu belirtilmiş, fakat ana metinde tek bir sayısal zaman adımı verilmemiştir.

6. Mühendislik talep parametreleri

7. Ana şok altında PIDR sonuçları

Kaynak, UFL altında yamaç tarafından daha fazla sınırlandırılan bölgede daha düşük drift değerleri; UFL'nin hemen üzerinde ise belirgin drift artışı raporlamaktadır. Kritik deformasyonların göreli bina yüksekliğinin yaklaşık 0,7–0,8 aralığında oluşması, orta–üst katların önemli bir talep bölgesi olduğunu göstermektedir.

7 ve 9 katlı modellerde SB ve SF'nin, genel olarak SSB'ye göre daha yüksek PIDR ürettiği belirtilmiştir. SSB düzeninin daha dengeli kütle ve rijitlik dağılımı, burulma eksantrisitesinin ve yoğunlaşmış inelastik deformasyonun azaltılmasıyla ilişkilendirilmiştir.

8. Ana şok altında kat ivmesi

Normalize edilmiş PFA profilleri, rijitliğin yamaç tarafından sınırlandırılmış bölgeden daha serbest üst yapıya geçtiği seviyelerde belirgin ivme değişimleri göstermektedir. Kaynak 3 katlı yapıda normalize PFA'nın yaklaşık 4–5 seviyelerine çıkabildiğini, 7 ve 9 katlı yapılarda bazı tepe değerlerinin 5,5–6 düzeyine ulaştığını bildirir. Daha yüksek binalardaki zikzaklı profil, yüksek mod katkılarının ve yamaç kaynaklı burulma düzensizliğinin artmasıyla açıklanmaktadır.

9. Ana şok altında çatı yer değiştirmesi

Bina yüksekliği arttıkça global yanal rijitlik azalmakta ve doğal periyot uzadığı için PRD büyümektedir. SF düzenindeki yük yolu süreksizlikleri daha yüksek çatı yer değiştirmeleriyle ilişkilendirilmiştir. Kaynak ayrıca incelenen bina tipolojilerinde PRD değerlerinin IS 1893:2016'da belirtilen performans sınırını aştığını ifade etmektedir.

10. MS–AS altında birikimli drift

Artçı şoklar ana şokta zaten hasar görmüş yapılara uygulandığında konfigürasyonlar arasındaki fark daha belirginleşmiştir. Kaynak sonuçlarında SF yapılar en yüksek ortalama PIDR grubunu oluşturmaktadır. MS3 ve MS4 dizileri altında 9. katta SF için PIDR'nin %3,88'e ulaştığı raporlanmıştır.

SB konfigürasyonunda 9. katta MS4 altında %3,63 PIDR bildirilirken, SSB'nin bildirilen maksimum ortalama PIDR değeri %2,81'dir. Araştırmacılar SSB'nin daha düşük driftini üst bölümdeki setback geometrisinin kütle ve yanal rijitlik dağılımını dengelemesiyle ilişkilendirmektedir.

11. MS–AS altında NPFA

Artçı şok dizileri ilerledikçe ana şok sırasında oluşan plastikleşme ve rijitlik değişimi kat ivmesi taleplerini de değiştirmektedir. SSB incelenen üç geometri arasında daha düşük NPFA değerleri göstermiş ve kaynakta tepe değerlerinin 5,45'in altında kaldığı belirtilmiştir. Diğer düzenlerde daha yüksek değerler görülmüş; SF modelleri 5,95–5,96'ya ulaşan en yüksek NPFA değerleriyle raporlanmıştır.

Bu sonuç özellikle kat ekipmanları, cephe bileşenleri ve ivmeye duyarlı yapısal olmayan sistemler bakımından önemlidir. Taşıyıcı sistem tamamen göçmese bile yüksek kat ivmesi binanın işlevselliğini ciddi biçimde etkileyebilir.

12. MS–AS altında çatı yer değiştirmesi

Artan PRD, yalnız daha büyük yanal hareket anlamına gelmez. Daha büyük deplasman, özellikle yüksek ve düşey düzensiz yapılarda ikinci mertebe P–Δ etkilerini büyütebilir; bu da mevcut rijitlik kaybını daha da önemli hale getirir.

13. Dolgu duvarlarının birikimli hasarı

Kaynağın sonuç bölümünde dolgu duvarlarının ilk aşamada çerçeveyi çapraz basınç elemanı gibi rijitleştirdiği, ancak yaklaşık 0,05–0,1 g gibi düşük şiddetlerde mikroçatlama ve ezilmenin başlayabildiği belirtilmektedir. Ana şok sonrasında hasar gören dolgu, artçı şok sırasında rijitliğini hızlı biçimde kaybedebilir ve inelastik talebin daha büyük kısmı betonarme çerçeve tarafından taşınmak zorunda kalabilir.

Açıklıklı dolgu duvarlarında ise kaynak, burulma etkisinin ağırlaşabildiğini ve 0,3–0,4 g kod tanımlı spektral şiddetlerde dahi başarısızlık riskinin arttığını ifade etmektedir. Bu sayılar, çalışmanın sayısal model varsayımlarıyla sınırlıdır ve tüm açıklıklı dolgu sistemlerine evrensel eşik olarak uygulanmamalıdır.

14. Sonuçların bütünsel anlamı

Araştırmanın en güçlü mesajı “artçı şok her zaman ana şoktan daha büyük olduğu için tehlikelidir” değildir. Asıl mesaj, artçı şokun hasarlı ve özellikleri değişmiş bir yapıya etki etmesidir. Bu nedenle tek olaylı analiz, yapının deprem dizisi boyunca yaşayabileceği rijitlik kaybını, artık deformasyonu ve yeniden dağılan kuvvetleri eksik temsil edebilir.

İncelenen geometri ve koşullarda SSB düzeni genel olarak en elverişli, SF ise en kırılgan performansı vermiştir. SF'nin olumsuzluğu, yalnız “eğimli arazi” kavramıyla değil, temel kotlarının ayrılması sonucu oluşan düşey rijitlik ve yük yolu süreksizlikleriyle ilişkilidir. SB yapıları ise kaynak özetinde özellikle burulma kaynaklı hasara duyarlı olarak tanımlanmaktadır.

15. Yöntemsel sınırlılıklar ve raporlama boşlukları

Çalışmanın yorumlanmasında birkaç önemli sınır bulunmaktadır. Birincisi, temel sabit kabul edilmiş ve zemin–yapı etkileşimi modellenmemiştir. İkincisi, üç yapı geometrisi ve üç yükseklik grubu belirli Hint standartları, malzeme sınıfları ve Himalaya bölgesi yapı pratiğine dayanmaktadır. Üçüncüsü, deprem kayıtlarının “code-specified intensity measures” düzeyine ölçeklendiği özet bölümünde belirtilmesine rağmen ana metinde tam yeniden üretilebilir ölçek katsayıları ve hedef spektrum prosedürü ayrıntılı biçimde verilmemiştir.

Dördüncüsü, araştırmanın amaçları arasında MS-only ve MS–AS için fragility curves geliştirmek yer almasına ve anahtar kelimelerde Incremental Dynamic Analysis bulunmasına rağmen sunulan ana sonuç bölümü PIDR, NPFA ve PRD tabanlı NRHA karşılaştırmalarına odaklanmaktadır. Bu nedenle Verianla makalesi kaynakta görünür biçimde sunulmayan bir kırılganlık eğrisi, hasar olasılığı veya IDA sonucu üretmemektedir.

Beşincisi, kaynakta bazı editoryal/birim tutarsızlıkları vardır. Döşeme kalınlığının “150 m” yazılması, EQ5 olay/tarih etiketlerinin kendi içinde uyuşmaması ve dolgu duvarı maksimum dayanım denklemindeki \(c_1\), \(C_L\) ve \(C_I\) notasyonlarının tam olarak birbiriyle eşleştirilmemesi buna örnektir. Bu noktalar düzeltilmiş bilimsel veri gibi sunulmamıştır.

Kaynak ve Yöntem Notu

Özgün çalışma: Damage state assessment of masonry - infilled hillside buildings under mainshock-aftershock earthquake sequences

Yazarlar: Vedatrayee Acharya; Piyali Sengupta; Jagajyoti Panda.

Sorumlu yazar: PDF'de Vedatrayee Acharya olarak belirtilmiştir.

Kurumlar: Department of Civil Engineering, Poornima University, Jaipur, Rajasthan, India; Department of Civil Engineering, IIT (ISM) Dhanbad, Jharkhand, India; NCDMM, MNIT Jaipur, Rajasthan, India.

Kaynak türü: Araştırma makalesi preprinti.

Hakemlik durumu: Kaynak PDF açıkça “This preprint research paper has not been peer reviewed” ifadesini taşımaktadır.

Platform: SSRN.

SSRN/DOI doğrulaması: Kaynak PDF sayfa altlarında `https://ssrn.com/abstract=7196887` adresini göstermektedir. Buna karşılık SSRN'nin aynı başlık ve aynı yazarlarla yayımladığı resmî kayıt `abstract_id=7196889` ve DOI `10.2139/ssrn.7196889` bilgisini vermektedir. Bu iki kayıt arasındaki fark kaynakta çözülmediği için gizlenmemiştir.

Resmî SSRN kayıt tarihi: 28 Temmuz 2026.

Lisans: Resmî SSRN kaydı telif sahibinin SSRN'ye lisans verdiğini ve izinsiz yeniden kullanımın yasak olduğunu belirtmektedir. Bu nedenle özgün şekiller birebir kopyalanmamalı; bilimsel ilişkiler Verianla için özgün biçimde yeniden çizilmelidir.

Finansman: Yazarlar makalenin hazırlanması sırasında herhangi bir fon, hibe veya başka destek almadıklarını beyan etmektedir.

Çıkar çatışması: Yazarlar ilgili mali veya mali olmayan çıkarlarının bulunmadığını beyan etmektedir.

Veri erişilebilirliği: Kaynakta ayrı bir veri erişilebilirliği beyanı görünür biçimde verilmemiştir. Kullanılan ana şok–artçı şok kayıtlarının olay, istasyon, PGA ve büyüklük bilgileri tablo halinde sunulsa da ham zaman serisi dosyaları makale içinde sağlanmamaktadır.

Yazar katkıları / CRediT: Kaynak metinde ayrı bir CRediT katkı bildirimi görünür biçimde verilmemiştir.

Temel yöntem: OpenSees Navigator tabanlı üç boyutlu sonlu eleman modellemesi; Concrete04 beton modeli; SteelMPF donatı çeliği modeli; Pinching4 yığma dolgu modeli; distributed plasticity beam-column elemanları; P–Δ geometrik doğrusal olmama; sabit temel; ana şok hasarı korunarak ardışık MS–AS Nonlinear Response History Analysis.

Temel yorum sınırı: Çalışma gerçek binaların deprem sonrası saha ölçümünü değil, belirli geometrik ve malzeme kabulleri altında oluşturulmuş sayısal modelleri inceler. Sonuçların farklı zemin, yapı kodu, malzeme, eğim, açıklık düzeni veya deprem tehlikesine aktarılması ayrıca doğrulama gerektirir.