STANDART STANDART PENETRASYON PENETRASYON

DENEYİDENEYİ

Taşıma Gücü, Oturma Taşıma Gücü, Oturma ve ve

SıvılaşmaSıvılaşmaAnaliziAnalizi

Standart Penetrasyon Standart Penetrasyon TestiTesti

Bu deney, ilk olarak Bu deney, ilk olarak 19201920 lerin sonunda geliştirilmiş lerin sonunda geliştirilmiş olup, bir çok ülkede yaygın olarak kullanılmaktadır.olup, bir çok ülkede yaygın olarak kullanılmaktadır.

Deneyden elde edilen darbe sayıları (SPT-N), özellikle Deneyden elde edilen darbe sayıları (SPT-N), özellikle jeoteknik hesaplamalarda oldukça fazla kullanım alanı jeoteknik hesaplamalarda oldukça fazla kullanım alanı bulmaktadır bulmaktadır

Deney sonuçlarını etkileyen bir çok faktör olması ve Deney sonuçlarını etkileyen bir çok faktör olması ve tekrar edilebilirliğinin sıkıntılı oluşu, olumsuz yönüdür.tekrar edilebilirliğinin sıkıntılı oluşu, olumsuz yönüdür.

DENEY PROSEDÜRÜDENEY PROSEDÜRÜ

• Deney derinliğine kadar 60-200 mm çapında kuyu açılır.• Sondaj tijlerine bağlı SPT numune alıcı (Ayrık-Yarık Tüp) kuyu

tabanına indirilir.• Halat-Kedibaşı veya otomatik düşürme düzeneğine sahip sistemle

63.5 kg. lık şahmerdan, 76 cm yüksekliğe çıkarılır ve serbest düşmesine izin verilerek, numune alıcının zemine 45 cm çakılması için tekrarlar yapılır.

• Her 15 cm lik penetrasyona karşı gelen DARBE sayıları kayıt edilir.• (15 cm lik çakmayı sağlamak için darbe sayısının 50 den fazla veya toplamda

-300 mm lik son iki penetrasyonda- 100 den fazla darbe gerektirmesi durumunda çakma işlemi durdurulur, ayrıca 10 darbe işleminde ilerleme olmazsa REFÜ olarak kayıt edilir.)

• Son 30 cm. lik penetrasyon için elde edilen darbe sayıları toplanarak, SPT-N arazi ham verileri belirlenmiş olur.

ASTM D 1586 ile ortaya konulan deney prosedürü ASTM D 1586 ile ortaya konulan deney prosedürü standartlaştırılmıştırstandartlaştırılmıştır

DENEY PROSEDÜRÜDENEY PROSEDÜRÜ• İlk 15 cm de alınan darbe sayısı referans amacıyla

kaydedilir. Bu değer, kuyu tabanındaki örselenmelerden ve kuyu cidarlarından dökülebilecek malzeme etkilerinden korunmak için hesaplamalarda kullanılmaz.

• SPT numune alıcı tijlerle birlikte kuyudan çekilerek çıkarılır. • Yarıklı numune alıcı açılarak, içindeki zemin örneği

İNDEKS ve SINIFLANDIRMA deneylerinde kullanılmak üzere, laboratuvara gönderilmek üzere usulüne uygun şekilde saklanır.

• Bir sonraki deney için tekrar delme işlemine geçilir. (deney derinlikleri, 45 cm den daha kısa aralıklarda olmamak üzere, işin özelliğine, zeminin tabakalanma durumuna bağlı olarak değişebilir.) Pratikte 1.50 metrelik aralıklar çok kullanılmaktadır.

ASTM D 1586

• SPT deneylerinin olumsuzlukları hakkında çok şey söylenmiş olsa da, diğer arazi deneylerine kıyasla üç önemli avantajı vardır.

1- Test edilen zeminden numune alınmasını sağlayabilir. Bu sayede sınıflama ve indeks işlemleri yapılabilmektedir.

2- Açılması planlanan sondaj kuyularında yapıldığından, ucuz ve hızlı yöntemdir.

3- Hemen hemen her sondaj ekipmanında bu deneyi yapmaya yönelik düzenek bulunur. Diğer arazi deneylerinde ise, genellikle özel ekipmanlar gereklidir.

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

• Araziden elde edilen deney verileri, ham SPT-N değerleri olup, NF sembolü ile gösterilmektedir. Bu verileri etkileyen çeşitli faktörler;

• Operatör,• Ekipman,• Arazi Şartları,• Yer Altı Su Seviyesi vb. sayılabilir.

• Deney prosedürünü etkileyen bu özellikler, belirli düzelteme faktörleri kullanılarak, Araziden elde edilen ham verilerin düzeltilmesini sağlayabilir.

1- YER ALTI SUYU DÜZELTMESİ • Su altındaki kohezyonsuz zeminlerin açısı, kuru durumdaki ortama

göre, % 20 - 30 daha azdır. Deney derinliğine bağlı olarak N darbe sayısı değerlerinde, kuru zeminden ıslak zemine geçildiğinde % 15-20 arasında bir azalma görülür. Genel olarak, yer altı suyu seviyesi altındaki temellerin taşıma gücü % 50 oranında azalır.

• Terzaghi, darbe sayısının 15 civarında olması durumunda, kohezyonsuz zeminlerin kritik boşluk oranında olduğunu ileri sürmekte ve dolayısıyla ince kum veya siltli kumlarda ölçülen SPT darbe sayılarında NF > 15 olması durumunda, aşağıdaki bağıntı ile

düzeltilmesini önermiştir.

N’ = 15+ 0.5(NF-15)

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

2- SPT-N ARAZİ VERİLERİ DÜZELTMESİ

• Ülkemizde yaygın şekilde kullanılan Şahmerdan tipi, “HALKA ŞAHMERDAN” olup, % 40-45 oranında enerji ilettiği bilinmektedir.

• Mevcut literatürde, SPT darbe sayıları ile yapılan hesaplamalarda, numune alıcıya iletilen enerjinin, % 55, 60 ve 70 olduğu görülmektedir.

• Bu durumda, araziden alınan ham darbe sayıları (NF) hesaplamalarda kullanılırsa, yanlış değerlendirmelere yol açacaktır.

• Bu durumda ENERJİ ORANI düzeltmesi yapılması kaçınılmaz olacaktır.

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

3. ÖRTÜ YÜKÜ DÜZELTMESİ • Darbe sayılarını etkileyen bir diğer faktör, DERİNLİK faktörü olup,

yüzeye yakın ve daha derinlerde alınan darbe sayılarının düzeltilmesi için, “ÖRTÜ YÜKÜ DÜZELTME FAKTÖRÜ” ile işlem yapılması gerekecektir.

• Bunların yanında; Sondaj KUYU özelliği, kullanılan TİJ ve SPT NUMUNE ALICI özellikleri gibi faktörlerde, araziden elde edilen HAM VERİLERİN düzeltilmesinde göz önünde tutulması gerekecektir.

NOT: Son yıllarda araştırıcılar; SPT-N değerlerinin korelasyonunda

aşağıdaki faktörlerin de dikkate alınmasını önermektedirler;

• YAŞLANMA [(1.2 + 0.05 log (t/100),

• TANE BÜYÜKLÜĞÜ (60 + 25 log D50)

• AŞIRI KONSOLİDASYON ORANI (OCR0.2)

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

2- SPT-N ARAZİ VERİLERİ DÜZELTMESİ • SPT-N değerlerinin genel düzeltme işlemi,

deney sırasındaki özellikler göz önüne alınarak, Enerji oranının % 70 uygulanma şartına göre (N’70) düzeltilmiş değeri;

N’70=NF.CN.n1.n2.n3.n4

eşitliği ile belirlenebilir.

Burada: NF = Araziden elde edilen SPT darbe sayıları, (Ham veriler).

• CN = Örtü yükü düzeltme katsayısı.(Tablo 1. den hesaplanabilir)

• n1= Enerji oranı düzeltme faktörü: *(Er / Erb= 0.64 alınabilir.)

• n2= Sondaj tijleri düzeltme faktörü.

• Uzunluk > 10 m n2 = 1.00

• 6-10 m n2 = 0.95

• 4-6 m n2 = 0.85

• 0-4 m n2 = 0.75

• n3= Numune alıcı düzeltme faktörü,

• Kılıfsız (Ülkemizde kullanılan) n3 = 1.00

• Kılıflı (Yoğun kum, kil) n3 = 0.80

• (Gevşek kuml) n3 = 0.90

• n4= Kuyu çapı düzeltme faktörü.

• Kuyu Çapı 60 -120 mm n4 = 1.00

• 150 mm n4 = 1.05

• 200 mm n4 = 1.15

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

Not: • Yukarıdaki bağıntı ile elde edilen düzeltilmiş

SPT-N darbe sayıları (N’70 ) e göre olup, eğer, diğer enerji oranlarındaki darbe sayıları karşılığı elde edilmek istenirse,

• Örneğin; N’60 (% 60 Enerji Etkisine göre Düzeltme)

• N’60 = (70 / 60) x (N’70 için bulunan darbe sayısı)

DENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİDENEY VERİLERİNİN DÜZELTİLMESİ

Tablo 1. Örtü Yükü Düzeltme Katsayısı Bağıntıları

Araştırmacı CN

(Örtü Yükü Katsayısı)

’v

(Birimi)

Peck,Hanson,Thornburn,(1974)

CN = 0.77 log (20/’v)

CN =0.77 log (1915.2/’v)

kg/cm2

kN/m2

Seed et.all. (1975) CN = 1 – 1.25 log ’v kg/cm2

Tokimatsu-Yoshimi CN = 1.7/(0.7+ ’v) kg/cm2

Liao and Whitman (1985) CN = 9.78(1/ ’v)0.5

CN = (95.76/ ’v)0.5 2 kN/m2

Skempton(1986)

CN = 2/(1+ ’v) orta sıkı ince kumlar

CN = 3/(2+ ’v) Sıkı, kaba ve normal konsolide kumlar

CN = 1.7/(0.7+ ’v) Aşırı konsolide ince kumlar.

kg/cm2

(*) CN 1.72.0 olmalı.

1. Elastisite Modülünün Belirlenmesi Zeminin Elastiklik Modülü ( E ), düzeltilmiş N’60 değerlerine göre,

AASHTO kriterleriyle aşağıdaki Tablodan hesaplanabilir.

Zemin Cinsi E (MPa) E (kPa) Silt, kumlu silt, az kohezyonlu karışım 0.4 N’60 400 N’60

Temiz ince ve orta kum, az siltli kum 0.7 N’60 700 N’60

Kaba kum ve az çakıllı kum N’60 1000 N’60

Kumlu çakıl ve çakıl 1.17N’60 1170 N’60

2.a. İçsel Sürtünme Açısının Belirlenmesi

• İçsel sürtünme açısının tespitinde çok sayıda çalışma yapılmış olup, bunlardan bazıları aşağıda gösterilmiştir.

• Kulhawy and Mayne (1990),

önermişlerdir.

Burada;

• ’v = Deney seviyesindeki efektif gerilme

• Pa = Atmosferik Basınç (1033 gr/cm2 =1.033 kg/cm2=103.3 kN/m2 =10.33 t/m2)

• N’ = NF. CN (Düzeltilmiş Değeri)

340

10

320212

.

a'v

'-

)/P(σ..

Ntg

2.b. İçsel Sürtünme Açısının Belirlenmesi • Peck, Hanson and Thornburn (1974), tarafından kumlu zeminler

için N’ darbe sayıları ile kayma direnci açısı (0 ) arasındaki grafiksel ilişki,

• Wolf, (1989) tarafından aşağıdaki gibi değerlendirilmiştir.

• 0 = 27.1 + 0.3N’ - 0.00054N’2

• Burada;

• N’= NF. CN (Düzeltilmiş Değer)

2.c. İçsel Sürtünme Açısının Belirlenmesi • İçsel Sürtünme açısının tahmininde verilen çok sayıdaki yaklaşımdan, diğer

birkaç tanesi de;

• Parry (1977) e göre; 0 = 25 + 28 (N’/’v)

• Hatanaka and Uchida (1996), 0= verilebilir.

Tüm bu önerilerin tamamen birer yaklaşım olduğu, zeminin homojen olup olmamasına vb. duruma göre değişebileceği göz ardı edilmemelidir.

20N20 '

Örtü yükü düzeltmesi için;

CN = 170/(70+’v) kullanılacak.

ÖRNEK PROBLEM-1:

SPT deney sonuçları aşağıda verilen zeminin ORTALAMA SPT-N sayısını

belirleyiniz. Bu verilerden yararlanarak zeminin içsel sürtünme açısını ve

elastisite modülünü hesaplayınız (BHA: 20 kN/m3)

Derinlik

(m) SPT-N

0,5 5

1,55 7

2,30 9

3,00 12

3,70 10

Derinlik

(m) SPT-N ’v= .h CN=170/(70+ ’v) N’=CNxNF

0,5 5 0.5 m x 20 kN/m3

=10 kN/m2

170/(70+10)

= 2.13

2.13 x 5

= 10.65

1,55 7 31 1.68 11.76

2,30 9 46 1.47 13.19

3,00 12 60 1.30 15.6

3,70 10 74 1.18 11.8

N’ort = 13

ÇÖZÜM-1:

ÇÖZÜM-1:

340

10

320212

.

a'v

'-

)/P(σ..

Ntg

0 = 27.1 + 0.3N’ - 0.00054N’2

0 = 25 + 28 (N’/’v)

0 = (20 x N’)0.5 + 20

= 38 derece

= 31 derece

= 30 derece

= 36 derece

E (kPa) = 400 N’60 N60 = (70/60) x N70 (=13) = 15= 400 x 15 = 6000 kPa

SPT-N DARBE SAYILARI İLESPT-N DARBE SAYILARI İLE

HESAPLAMALARIHESAPLAMALARI

B

pasif aktif

Ara Yüzey

ktif

Ara Yüzey

B

Zeminlerin Taşıma gücünün belirlenmesinde SPT-N

verileri oldukça yaygın kullanılmaktadır. Konuyla ilgili ilk

çalışmalar Terzaghi and Peck (1948,1967) tarafından

ortaya konulmuştur. Bu çalışmalarda 25 mm lik oturma

esas alınarak SPT-N darbe sayıları, Temel Genişliği (B

veya 2B) ve Taşıma Gücü arasındaki relatif ilişkilere

göre çözüm önerilmektedir. Bu öneride YASS nin

temel altından en az 2B kadar derinlikte olması

koşuluyla (Dw 2B), Aşağıda verilen grafik yardımıyla,

Emniyetli taşıma gücü belirlenebilmektedir.

(Grafikdeki N darbe sayıları N’= CNx NF düzeltmesi yapılarak

elde edilen darbe sayılarını göstermektedir.)

ktif

Ara Yüzey

B

Grafikten elde edilen değerlerin ampirik

çözümünde; -25 mm lik oturma için;

qa= 11xN’xCw kN/m2

-25 mm den farklı oturmalar için;

qa=11xN’xCw(S/25) kN/m2

ktif

BU HESAPLAMALARDA;Yer Altı Su Seviyesi

Dw= 0 (yüzeyde) ise, belirlenen (qa) değerinin

1/2’ si alınır.Yer Altı Su Seviyesi

Dw= 0 ve Df / B=1 ise, belirlenen (qa) değerinin

1/3’ ü alınır.

GENEL OLARAK:

Temel tabanından B derinliğine kadar olan YASS varlığında, TAŞIMA GÜCÜ (q’a):

(Cw) bağıntısı ile elde edilen düzeltme katsayı ile, hesaplanan Emniyetli Taşıma Gücü (qa) değeri çarpılarak belirlenebilir.

q’a= qaxCw

Genel Hesaplamalarda:

Cw = 0.5 + 0.5(Dw/Df+B)

(NOT, YASS seviyesi, B den daha derinde ise, Cw= 1 alınır.

ktif

Ara Yüzey

Peck, Hanson, Thornburn (1974), terzaghi tarafından ortaya konulan tutucu yaklaşımı geliştirerek aşağıdaki grafiksel çözümü önermişlerdir.

Temel Derinliği (Df)

Ara Yüzey

Meyerhof (1956), Terzaghi’nin tutucu kabullere

dayanan çalışmalarının geliştirilmesinde, “Net Müsaade

edilebilir taşıma gücü” değerini kullanarak (qnet(all)=qall–( Df),

25 mm lik oturmayı karşılayan aşağıdaki ilişkiyi önermiştir.

qnet(all)= 11.98 N’ (kN/m2) B 1.22 m için,

qnet(all)= 7.99 N’ (kN/m2) B 1.22 m için,

2

B283

13.28B

.

Meyerhof eşitlikleriyle yapılacak TAŞIMA GÜCÜ hesaplamalarında kullanılacak SPT-N değerleri, temel tabanının +0.5B üstü ile -2B altındaki darbe sayılarının, aşağıda verilen (Nort) bağıntısı ile elde edilecek değerinin

kullanılması önerilir.

Nort= N x zi / zi

Burada;

zi= Deney derinliği

ÖRNEK PROBLEM -2:

Kumlu bir ortamda inşası

planlanan bir binanın, Temel

Genişliği ve Derinliği, YASS

Konumu, Zemin Parametreleri

ve yapılan sondajdan elde

edilen SPT-N değerlerinin

derinlikle değişimi şekilde

görülmektedir.

Zeminin Taşıma Gücünü

hesaplayınız.

n = 17 kN/m3, sat= 20 kN/m3

Örtü yükü düzeltmesi için;

CN = (95.76/ ’v)0.5 2 kullanılacak.

ÇÖZÜM-2.a:

Terzaghi and Peck (1948)’ e göre:

Araziden elde edilen ham verilerin düzeltilmesi

gerekir. Bunun için yukarıda verilen örtü yükü

düzeltilmesi ilişkisi kullanılarak gerekli hesaplamalar

yapılarak aşağıdaki Tabloda gösterilmiştir. Ayrıca,

hesaplamada dikkate alınacak SPT-N verileri için,

temel tabanı altında B kadar derinlikteki (Yani; Df+ B

=1.5+3=4.5 m) ’ye kadar olan darbe sayılarının

ortalamalarının belirlenmesi gerekecektir.

Derinlik

(m) SPT-N ’v= .h CN=(95.76/ ’v)0.5 N’=CNxNF

1.50 7 25.5 1.94 13

2.30 9 39.1 1.56 14

3.00 13 51.0 1.37 18

3.70 12 61.5 1.25 15

4.50 16 69.5 1.17 19

5.20 20 - N’ort = 16

ÇÖZÜM-2.a:

ÇÖZÜM-2.a: Ortalama N’ değeri için; N’ort= N x zi / zi bağıntısı kullanılarak,

N’ort=(13x1.5)+(14x2.3)+(18x3)+(15x3.7)+(19x4.5)/ (1.5+2.3+3.0+3.7+4.5)

N’ort 16 elde edilir.

Buradan, 3 m. temel genişliği dikkate alınarak grafikten;

qa 175 kPa bulunur.

Söz konusu temel YASS etkisinde olduğundan;

Cw =0.5+0.5(3.5/1.5+3) 0.89 katsayısı bulunur.

Buradan 25 mm lik oturmaya karşı müsaade edilebilecek taşıma gücü:

q’a= 175 x 0.89 156 kPa olarak belirlenebilir.

ÇÖZÜM-2.b:

Grafikten elde ettiğimiz çözümü, hesap yoluyla;

qa=11x N’ x Cw bağıntısı ile çözmeye çalışalım.

(S=25 mm için ve Cw= 0.89) için,

qa= 11x16 x 0.89 156 kPa bulunur.

ÇÖZÜM-2.c:

Peck, Hanson, Thornburn (1974) yöntemiyle,

Grafikten (Df / B= 0.5) şartıyla, qa=165 kPa elde edilir.

Çözümü, hesap yoluyla bulmak istersek;

qa=0.41x N’ x S bağıntısı ile, (S=25 mm için)

qa= 0.41x16x25 164 kPa

YASS etkisi göz önüne alınarak, (Cw= 0.89)

qa= 164 x 0.89 146 kPa olarak bulunur.

ktif

Ara Yüzey

Temel Derinliği (Df)

Problemi, (Meyerhof,1956)’ya göre çözmek istersek;

qnet(all)= 7.99 N’ (kN/m2) B 1.22 m için,

qnet(all) 155 (kN/m2) elde edilir.

YASS etkisini de değerlendirirsek; (Cw= 0.89)

qnet(all) 155x0.89 138 (kN/m2) elde edilir.

2

B283

13.28B

.

ÇÖZÜM-2.d:

Bu problemin çözümünde görüldüğü gibi, ele

alınan yöntemlerle, qa=156, 156, 155, 146 ve 138

kPa taşıma gücü değeri elde ederiz. Oldukça tutucu yaklaşımların görüldüğü bu hesaplama yöntemleri, mühendislik ekonomisine negatif etki yapmaktadır.

Araştırıcıların ortaya koyduğu bu ve benzeri çözüm yöntemleri oldukça konservatif olduğundan, daha sonra bazı araştırıcılar, hesaplamalarda göz ardı edilen hususları tekrar değerlendirip, (Arazi ortamı, deney şartları vb.) yeni yaklaşımlar önermişlerdir.

Meyerhof, yukarıda verdiği ilişkileri, 1960 lı yıllardaki N’55

düzeltilmiş darbe sayılarını kullanarak geliştirmiş, takip eden

yıllarda elde edilen N’70 düzeltilmiş değerlerine göre tekrar

MODİFİYE ederek,

Meyerhof (1974), şeklinde aşağıdaki gibi önermiştir.

qnet(all) = (kN/m2) B 1.22 m için,

qnet(all) = (kN/m2) B > 1.22 m için,

d1

'

KF

N

d

23

2

'

KB

FB

F

N

Faktör N’70

F1 0.04

F2 0.06

F3 0.3

F4 1.2

Burada: qa = Müsaade edilebilir (Emniyetli) Taşıma gücü

basıncı. (kPa) (25 mm oturma için). N’ = Düzeltilmiş SPT darbe sayıları (N’55 ve N’70

enerji uygulamasına göre)Kd = Şekil Katsayısı olup, Kd=1+0.33 (D/B) 1.33

ile belirlenir. F = Faktörler. (N’70 enerji uygulama oranına

göre aşağıdaki Tablodan alınabilir.)

ÖRNEK PROBLEM -3:

Temel genişliği B= 3.0 m, temel derinliği Df=1.0 m

olan bir ortamda elde edilen SPT darbe sayıları

ortalaması N’70 = 24 olarak belirlenmiştir.

Meyerhof (1974) yöntemiyle Emniyetli taşıma

gücü değerini hesaplayınız. (YASS etkisi yok).

d

23

2

'

KB

FB

F

N

ÇÖZÜM -3:

Meyerhof (1974) yöntemiyle; (Se= 25 mm ve B= 3.0 m için)

qnet(all) = bağıntısından faydalanarak,

qnet(all) = Kd=1+0.33(1/3) = 1.11 1.33 UYGUN,,

qnet(all) 537 kPa bulunur.

1113

303

0.06

422

..

SPT-N DARBE SAYILARI İLESPT-N DARBE SAYILARI İLE

HESAPLAMALARIHESAPLAMALARI

akif

Yapı Temellerinde İzin Verilebilir Maksimum Oturma

Miktarları

TEMEL TÜRÜ TOPLAM OTURMA FARKLI OTURMA

Tekil TemelKillerKumlar

7.5 cm5.0 cm

4.5 cm3.2 cm

Radye TemelKillerKumlar

12.5 cm7.5 cm

4,5 cm3,2 cm

Bir temelde meydana gelen oturmalar, yapıda göçmeye varan yapısal

hasarlar oluşturabilir. Bu nedenle toplam ve farklı oturmalar izin verilebilir

değerler içerisinde olmalıdır. Aşağıda verilen değerler kabul edilebilir

sınırları göstermektedir.

Terzaghi-Peck (1948) Yaklaşımı

SPT-N (düzeltilmiş) deney sonuçlarından

oturmalar, yüzeyden itibaren Df+B derinliğe kadar

olan değerler alınarak aşağıdaki formüller yardımı ile

hesaplanabilir;

S= (20,8 x qnet) / N’ 1.2 m > B

S= (B/(B+0.3)2 x (31.2 x qnet) / N’ B > 1.2 m

Burada;

qnet= Net Temel Basıncı veya Emniyetli Taşıma Gücü Kapasitesi (kg/cm2)

B= temel genişliği (m)

N’: ortalama düzeltilmiş SPT darbe sayısı

Not: Yukarıda verilen formüllerden elde edilen oturmaların arazi ölçümlerinde % 50 fazla olduğu görülmüştür. Bu nedenle elde edilen değerin 0.5 ile çarpılarak sonuca ulaşılması önerilir (Meyerhof, 1974) .

ÖRNEK PROBLEM -1:

Temel genişliği B= 3.0 m, temel derinliği Df=2.0 m

olan bir ortamda elde edilen SPT darbe sayıları

ortalaması N’70 = 24 olarak belirlenmiştir.

Terzaghi-Peck yöntemini kullanarak temelde

meydana gelecek oturmayı 25 mm toleransına

göre hesaplayınız (YASS etkisi yok).

1113

303

0.06

422

..

d

23

2

'

KB

FB

F

N

ÇÖZÜM -1:

Meyerhof (1974) yöntemiyle; (Se= 25 mm ve B= 3.0 m için)

qnet(all) = bağıntısından faydalanarak,

qnet(all) = Kd=1+0.33(2/3) = 1.22 1.33 UYGUN,,

qnet(all) 590 kPa bulunur (= 5,9 kg/cm2).

1.22

Terzaghi-Peck (1948) Yaklaşımı’na göre

S= (B/(B+0.3)2 x (31.2 x qnet) / N’ B > 1.2 m

formülü kullanılırsa

S= (3/(3+0.3)2 x (31.2 x 5.9) / 24 = 6,33 cm

Yukarıda verilen formüllerden elde edilen oturmaların arazi ölçümlerinde

% 50 fazla olduğu görülmüştür. Bu nedenle elde edilen değerin 0.5 ile

çarpılarak sonuca ulaşılması önerilir.

Oturma = 3,16 cm

(izin verilebilir değerlerin üzerinde)

Burland and Burbridge (1985) Metodu:

Bir önceki formülü aşırı tutucu bularak

200 adet temelin inşa sonrası meydana

getirdiği oturmalar üzerinde yaptıkları

çalışmalarda;

NORMAL KONSOLİDE ZEMİNLER için,

aşağıdaki ilişkiyi önermişlerdir;

S= qnet B0.7 Ic fs fd (mm)

Burada: qnet= Net Temel Basıncı veya Emniyetli Taşıma Gücü Kapasitesi (kPa)

Ic= Sıkışma İndisi Ic= 1.71/N1.4

Burada (N), Temel etki derinliğinde (z1)’ ki ortalama düzeltilmemiş (Arazi ham verileri) SPT darbe sayıları. (Çakıllı zeminlerde N değeri %25 artırılır.)

fs= Şekil faktörü olup,fs= ile belirlenebilir.

fd= Derinlik düzeltme faktörü olup,

fd= (Ho / z1)(z- Ho / z1) ile belirlenebilir. Burada;

z= Temel Derinliği, z1 = Temel etki derinliği, H0= Kum tabaka Kalınlığı, Burada; z1>H0 ise bağıntı kullanılacak, z1< H0 ise 1 alınır.

2

0.25L/B

1.25L/B

NOT:

Temel tabanı altındaki, TEMEL ETKİ

derinliği “oturma” ve “taşıma gücü”

değerlerini etkilemektedir.

Eğer (N) değerleri derinlikle artıyor

veya yaklaşık sabit ise, z1=B0.763 alınır.

Aksi durumda, yani (N) değerleri

azalıyor ise, z1=2B alınmalıdır.

Burland and Burbridge (1985) Metodu:

AŞIRI KONSOLİDE ZEMİNLER için önerilen;

S= (qnet – 2/3qzc) B0.7 Ic fs fd (mm) qnet > qzc ise,

S= qnet B0.7 Ic/3 (mm) qnet < qzc ise.

Burada;

qzc= Ön konsolidasyon basıncı.

ÖRNEK PROBLEM -1:

Aşağıda SPT-N değerleri verilen siltli kumlu zemin

ortamda, derinliği 0.7 metrede 3x4 metre boyutlu

bir temelde oluşabilecek oturmaları 25 mm

toleransına göre hesaplayınız. YASS etkisi yok.

Ortalama birim hacim ağırlık = 16 kN/m3

alınacak.

DERİNLİK(m) 0.6 0.9 1.2 1.5 2.1 2.7 3.0 3.3 4.2

DARBE(N) 25 28 33 29 28 29 31 35 41

ÇÖZÜM -1:

Burland and Burbridge (1985); Metodu ile yapacağımız bu hesaplamada temelden zemine aktarılan yük verilmediği için, emniyetli zemin taşıma gücü değerini, zemine etki edebilecek maksimum değer olarak alırsak, söz konusu temelin yapabileceği oturmayı belirleyebiliriz. Bu yüzden önce zeminin taşma kabiliyetini belirleyelim.

ÇÖZÜM -1:

İlk olarak SPT-N değerlerini (N’) düzeltilmiş darbe sayıları olarak bulalım.

Derinlik (m)

’v=h (kPa)

CN= (95.76/ ’v)0.5 2

(Liao and Whitman (1985))

N N’

0.6 9.6 3.2 25 50

0.9 14.4 2.6 28 56

1.2 19.2 2.2 33 66

1.5 24 2.0 29 58

2.1 33.6 1.7 28 47

2.7 43.2 1.5 29 43

3.0 48 1.4 31 44

3.3 52.8 1.3 35 47

4.2 67.2 1.2 41 49

ÇÖZÜM -1:

Müsaade edilebilir taşıma basıncını (qa);

Peck, Hanson, Thornburn (1974)’e göre;

qa = 0.41x N’ x S eşitliğini kullanarak bulalım.

İlk olarak, Temel Etki Derinliği içindeki düzeltilmiş N’

değerlerinin ortalaması; N’ort= N’ x zi / zi ilişkisi ile,

N’ort= (56x0.9)+(66x1.2)+(58x1.5)+(47x2.1)+(43x2.7)+(44x3)/ (0.9+1.2+1.5+2.1+2.7+3) = 563.4 / 11.4

N’ort= 49 elde edilir.

ÇÖZÜM -1:

Buradan Müsaade Edilebilir Taşıma Gücü;

qa = 0.41x 49 x 25 = 502.25 kPa bulunur.

Bu durumda; qa=qnet olarak alınacağından,

qnet= 502.25 kPa olur.

ÇÖZÜM -1:

Temel Etki Derinliği (z1) alınırsa,

Verilere göre, “(N) değerleri derinlikle artıyor

veya yaklaşık sabit ise” şartı gereği;

z1=B0.763 eşitliğinden; z1=3.00.763 2.3 metre

alınabilir.

ÇÖZÜM -1:

Arazi SPT-N (ham) verileri temel etki derinliğinde göz önüne alındığında, (NFort=25+28+33+29+28 29) elde edilir.

Bu durumdaki bir zemin ortamı, Orta Sıkı olarak tanımlarsak, Söz konusu zemini, NORMAL KONSOLİDE Zemin şartlarında değerlendirebiliriz.

ÇÖZÜM -1:

Burland and Burbridge (1985)’e göre,

Normal Konsolide Kumlarda; S= qnet B0.7 Ic fs fd (mm)

bağıntısı kullanılacak.

Bağıntıdaki bilinmeyenler;

Sıkışma İndisi, Ic = 1.71/N1.4 bağıntısında,

Temel etki derinliğinde NFort.= 29 olduğuna göre,

Ic = 1.71/291.4 Ic= 0.01533 bulunur.--------------------------------------------------------------------------NFort= (28x0.9)+(33x1.2)+(29x1.5)+(28x2.1)+(29x2.7)+(31x3)/

(0.9+1.2+1.5+2.1+2.7+3) = 338.4 / 11.4 Nort= 29

ÇÖZÜM -1:

Şekil Faktörü, fs= = 1.108

Derinlik Faktörü, fd hesabında;

Kum tabakasının derinliğini 4.2 metre kabulü ile, z1< H0 eşitliğine göre, 2.3 < 4.2 olduğundan,

fd = 1.0 alınacak.

2

0.25L/B

1.25L/B

2

0.254/3

1.25x4/3

ÇÖZÜM -1:

Bu hesaplamalardan sonra;

S=qnetB0.7 Ic fs fd eşitliğinden faydalanarak,

S= 502.25 x 30.7 x 0.01533 x 1.108 x 1

S= 18.4 mm

olarak oturma miktarı bulunabilir.

SPT-N DARBE SAYILARI İLESPT-N DARBE SAYILARI İLE

ANALİZİANALİZİ

akif

Seed ve De Alba (1986) Yöntemi

Kumlu siltli zemin tabakasının devirsel

makaslama dayanımı ile bu tabakada deprem

sırasında oluşan devirsel (dinamik) makaslama

geriliminin karşılaştırılması yöntemin esasını

oluşturur.

Analiz Aşamaları

1. Deprem sırasında herhangi bir derinlikte oluşan eşdeğer devirsel gerilim oranı (Cyclic Stress Ratio):

(v/)d=0.65(amax/g)x(v /o’)xrd

burada;/o’:Devirsel gerilim oranı

v: Sıvılaşma analizi yapılan seviyeye etkiyen makaslama gerilimi

o’:Efektif gerilim, :Toplam gerilim

rd:Gerilim azaltma faktörü, rd=1-0.015z (z:derinlik)

amax=Zemin yüzeyinde etkiyen en büyük yatay yer ivmesi

Analiz Aşamaları

2a. Zemin yüzeyinde etkiyen en büyük yatay yer ivmesi (a max)

a. Deprem olmuş bir bölgede çalışılıyorsa deprem kaydından

b. Türkiye’de depremlerin tekrarlanma periyotlarına göre hazırlanmış haritalardaki en büyük yer ivmesi konturlarından elde edilir

1. Derece deprem bölgesi: beklenen ivme değeri 0.40 g 'den büyük 2. Derece deprem bölgesi: beklenen ivme değeri 0.40 g ile 0.30 g arasında3. Derece deprem bölgesi: beklenen ivme değeri 0.30 g ile 0.20 g arasında 4. Derece deprem bölgesi: beklenen ivme değeri 0.20 g ile 0.10 g arasında 5. Derece deprem bölgesi: beklenen ivme değeri 0.10 g 'den az

Analiz Aşamaları

2b. Zemin yüzeyinde etkiyen en büyük yatay yer ivmesi (a max)

Deprem oluşan en büyük yer ivmesinin değeri, sıvılaşma analizleri de dahil olmak üzere pek çok değerlendirmede kullanılan en önemli

parametrelerden biridir. Deprem kayıtları esas alınarak Türkiye koşulları için en büyük yer ivmesi (a max ) ile odağa uzaklık arasındaki ilişki aşağıdaki

ilişkiden bulunabilmektedir

a max =2,8x(e 0,9Ms x e -0,025R-1) a max =Depremin meydana getirebileceği en büyük yer ivmesi,Ms=Sıvılaşmanın gözlendiği depremin büyüklüğü,R=Sıvılaşma lokasyonundan uzaklık

Analiz Aşamaları

3. SPT-N (60) Değerinin Hesaplanması(bir önceki bölümde açıklanmıştır)

4. Örtü Yükü Düzeltmesinin Hesaplanması(bir önceki bölümde açıklanmıştır)

5. Zeminin (N1)60 değeri ve içerdiği ince tane (kil,

silt) yüzdesi esas alınarak zeminin sıvılaşmasına neden olacak devirsel gerilim oranı (v/0’)l

Zeminin sıvılaşmasına neden olacak

devirsel gerilim

oranının tahmini

ANALİZ

Sıvılaşmaya yönelik güvenlik katsayısı

FL=(v/0’)/(v/)d

Burada;

(v/0’):Zeminde sıvılaşmayı oluşturacak devirsel gerilim

oranı,

(v/)d:Depremin oluşturduğu eşdeğer devirsel gerilim

oranıdır

ANALİZAncak şekil M=7.5 olan depremler içindir. Diğer

büyüklüklerdeki depremler için aşağıdaki çizelgede verilen ölçek faktörü FL eşitliğinin payı ile çarpılır.

BÜYÜKLÜK(Ms)

ÖLÇEK FAKTÖRÜ (Seed ve Idriss,1982)

5.5 1.43

6.0 1.32

6.5 1.19

7.0 1.08

7.5 1.00

8.0 0.94

8.5 0.89

ÖRNEK PROBLEM

Aşağıda verilen zemin kesitinde silt tabakasının 9. m derinlik seviyesindeki sıvılaşma riskinin araştırınız. Yer altı suyu 1 m. Derinliktedir (1. derecede deprem bölgesi ve 7.5 şiddetinde deprem bekleniyor)

DERİNLİK (m) BİRİM SPT-N BHA (t/m3)

0.00 – 1.00 Kum 23 1.60

1.00 – 4.00 Kum 13 1.85

4.00 – 14.00 Silt 12 1.95

14.00 – 22.00 Siltli kum 9 2.10

ÇÖZÜM**Toplam düşey gerilme(Toplam düşey gerilme(vv))

vv=1.60x(1.00)+1.85x(3.00)+1.95(5.00)=16.9 t/m=1.60x(1.00)+1.85x(3.00)+1.95(5.00)=16.9 t/m22

  *Efektif düşey gerilme (*Efektif düşey gerilme (’’vv))

’’vv=1.60(1.00)+(1.85-1)x3+(1.95-1)x5.00=8.9 t/m=1.60(1.00)+(1.85-1)x3+(1.95-1)x5.00=8.9 t/m22

  *C*C

NN: Örtü gerilimi düzeltmesinin hesaplanması: Örtü gerilimi düzeltmesinin hesaplanması

 C CNN=0.85log(145/=0.85log(145/vv’) ’)

CCNN=0.85log(145/8.9)=1.06=0.85log(145/8.9)=1.06

  *Düzeltilmiş Standart Penetrasyon Sayısı*Düzeltilmiş Standart Penetrasyon Sayısı

 N N11=C=CNN.N.N

N=12 (kesitten)N=12 (kesitten)NN11=1.06x12=12.72=1.06x12=12.72

ÇÖZÜM*(*(vv//00’):Zeminde sıvılaşmayı oluşturacak devirsel gerilim oranının ’):Zeminde sıvılaşmayı oluşturacak devirsel gerilim oranının

belirlenmesibelirlenmesiŞekil den NŞekil den N

11=13 ve M=7.5 için =13 ve M=7.5 için vv//00=0.14 bulunur=0.14 bulunur

  *(*(vv//))dd:Depremin oluşturduğu eşdeğer devirsel gerilim oranının :Depremin oluşturduğu eşdeğer devirsel gerilim oranının

belirlenmesibelirlenmesi Maksimum yatay yer ivmesi büyüklüğü: 0.4 g Maksimum yatay yer ivmesi büyüklüğü: 0.4 g

rrdd=1-0.015z=1-0.015z

rrdd=1-0.015x9=0.865=1-0.015x9=0.865

((vv//))dd=0.65(a=0.65(amaxmax/g)x( /g)x( //o’o’)xr)xr

dd

((vv//))dd=0.65(0.4g/g)x( 16.9/8.=0.65(0.4g/g)x( 16.9/8.99)x0.865)x0.8650.470.47  

FFLL=(=(vv//00’)/(’)/(vv//))dd=0.14/0.47=0.29<1 =0.14/0.47=0.29<1 -- Sıvılaşma riski yüksek Sıvılaşma riski yüksek - -