ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ YÜKSEK ... · i Öz yÜksek lİsans tezİ zemİn parametrelerİnİn deneysel ve teorİk olarak İrdelenmesİ günşad müge

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

YÜKSEK LİSANS TEZİ

Günşad Müge İNALKAÇ

ZEMİN PARAMETRELERİNİN DENEYSEL VE TEORİK OLARAK İRDELENMESİ

İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ADANA, 2011


ZEMİN PARAMETRELERİNİN DENEYSEL VE TEORİK OLARAK

İRDELENMESİ



İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Bu Tez 10/03/2011 Tarihinde Aşağıdaki Jüri Üyeleri Tarafından Oybirliği/Oyçokluğu ile Kabul Edilmiştir. ……………….................... ...………………………….. .....……................................ Prof. Dr. Mustafa LAMAN Doç. Dr. A. Azim YILDIZ Yrd. Doç. Dr. Taha TAŞKIRAN DANIŞMAN ÜYE ÜYE Bu Tez Enstitümüz İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalında hazırlanmıştır. Kod No:

Prof. Dr. İlhami YEĞİNGİL Enstitü Müdürü

Not: Bu tezde kullanılan özgün ve başka kaynaktan yapılan bildirişlerin, çizelge ve fotoğrafların

kaynak gösterilmeden kullanımı, 5846 sayılı Fikir ve Sanat Eserleri Kanunundaki hükümlere tabidir.

I

ÖZ


ZEMİN PARAMETRELERİNİN DENEYSEL VE TEORİK OLARAK İRDELENMESİ



İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

Danışman : Prof. Dr. Mustafa LAMAN Yıl: 2011, Sayfa: 174 Jüri : Prof. Dr. Mustafa LAMAN : Doç. Dr. Abdülazim YILDIZ : Yrd. Doç. Dr. Taha TAŞKIRAN

Bu çalışmada, zeminin farklı özellikleri arasında geçiş yapılmıştır. Çoğunlukla zeminin farklı özelliklerine bağlı olarak, mukavemet parametrelerinin değişimi arasında ilişkiler kurulmuştur. Bu ilişkilerin kurulması için üç farklı araziden alınan numuneler üzerinde zemin mekaniği deneyleri gerçekleştirilmiştir. Aynı zemin ortamında yapılmak suretiyle arazi deneyleri yapılmıştır. Tüm bunların yanı sıra laboratuar ortamında küçük model üzerinde yük-deplasman ilişkileri arazi yükleme deneyi ile elde edilen sonuçlarla kıyaslanmıştır. Zeminin yükler altında yaptığı oturma miktarı konsolidasyon deneyinden elde edilen parametreler yardımıyla hesaplanabilmektedir. Bu parametreler arasında önemli bir yer tutan ön konsolidasyon basıncı 2 farklı araziden alınan numuneler üzerinde Casagrande ve diğer araştırmacılar tarafından önerilen 7 farklı yöntem ile hesaplanıp kendi içinde karşılaştırılmıştır. Çalışmada ayrıca, kil zeminde üç eksenli basınç ve konsolidasyon deney modellerinin, PLAXIS bilgisayar programı kullanılarak, 2 boyutlu ve eksenel simetrik koşullarda sonlu elemanlar yöntemi ile sayısal çözümü yapılmıştır. Elde edilen deneysel ve sayısal sonuçlar karşılaştırılmış ve korelasyonlar yapılmıştır.

Anahtar Kelimeler: Kayma mukavemeti, Ön konsolidasyon basıncı, Rölatif sıkılık,

Kil, PLAXİS

II

ABSTRACT

MSc THESIS

EXPERIMENTAL AND THEORETICAL INVESTIGATION OF THE SOIL PARAMETERS


ÇUKUROVA UNIVERSITY

INSTITUTE OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES DEPARTMENT OF CIVIL ENGINEERING

Supervisor : Prof. Dr. Mustafa LAMAN Year: 2011, Pages: 174 Jury : Prof. Dr. Mustafa LAMAN : Assoc. Prof. Dr. Abdülazim YILDIZ : Asst. Prof. Dr. Taha TAŞKIRAN

In this study, the transitions between the different soil properties are studied. Related with the different properties of soil, relationships are established between the altering strength parameters. To set these relationships, 3 samples which are extracted from different site locations are exposed to soil mechanics experiments. Insitu tests are conducted by sticking to the site conditions. Apart from these, the results obtained from the site experiments are compared with the relationships derived from load-displacement laboratory model. The soil settlement can be calculated with the parameters obtained from the consolidation experiment. Preconsolidation pressure, one of the most important parameters, is calculated and compared for 2 site samples by applying the Casagrande and 7 other methods.

In clayey soil, numerical solution is implemented by using the finite element method for triaxial and consolidation experiment model in PLAXİS under 2-D and axially symmetrical conditions. Obtained experimental and numerical results are compared. Key Words: Shear strength, pre-consolidation pressure, Relative density, Clay,

PLAXIS,

III

TEŞEKKÜR

Yüksek lisans eğitimim süresince, çalışmalarıma yön veren, değerli

katkılarını, zamanını ve güler yüzünü benden esirgemeyen Sayın Hocam, Prof. Dr.

Mustafa LAMAN’a teşekkür ederim.

Değerli katkılarından dolayı Sayın Prof. Dr. M. Arslan TEKİNSOY, Sayın

Doç. Dr. A. Azim YILDIZ, Sayın Yrd. Doç. Dr. Taha TAŞKIRAN, Sayın Prof. Dr.

Hasan ÇETİN ve bölüm hocalarıma teşekkür ederim.

Desteklerinden dolayı Yrd. Doç. Dr. M. Salih KESKİN, Yrd. Doç. Dr. Erdal

UNCUOĞLU, Yrd. Doç. Dr. Murat ÖRNEK, Yrd. Doç. Dr. Hacer BİLİR, İnş. Yük.

Müh. Ahmet ARSLAN, Arş. Görevlileri Selçuk BİLDİK, Firdevs UYSAL, Ahmet

DEMİR, Baki BAĞRIAÇIK, İnş. Yük. Müh. İsmail Hakkı BÜTÜN, Burçin

DOSTLAR, Suphi CİVELEK’e teşekkür ederim.

Çukurova üniversitesi Dekanlık Atölyesi personeline, bitirme öğrencileri

Tolga YARDIMCI’ya, bölüm personelleri Süleyman EVLEKSİZ ve Muzaffer

KURT’a bana gösterdikleri yardımlarından dolayı teşekkürlerimi sunarım.

Arazi çalışmalarımda ve laboratuar çalışmalarımda yardımlarını esirgemeyen

Alfa Zemin Laboratuarının, Zemar Zemin Etüt ve Proje Merkezinin, Akdeniz Zemin

Laboratuarının çalışanlarına ve yöneticilerine teşekkür ederim.

Değerli meslektaşım, sevgili babam Selahattin İNALKAÇ’a desteğini benden

esirgemediği için teşekkürü bir borç bilirim.

Değerli meslektaşım, hayatımda büyük bir önem arzeden, bana güç ve moral

veren Yusuf Ziya ALP’e teşekkür ederim.

Hayatımın her aşamasında yanımda olan, benden sevgi ve desteklerini

esirgemeyen başta sevgili annem Perihan İNALKAÇ, abim Boğaç Tolga İNALKAÇ

ve ablam Ayşad Gonca İNALKAÇ’a ve hayatımın her aşamasında beni yalnız

bırakmayan değerli dostum Ayça KORUCU’ya teşekkürlerimi sunarım.

IV

İÇİNDEKİLER SAYFA

ÖZ ........................................................................................................................ I

ABSTRACT ........................................................................................................ II

TEŞEKKÜR ...................................................................................................... III

İÇİNDEKİLER .................................................................................................. IV

ÇİZELGELER DİZİNİ .................................................................................... VIII

ŞEKİLLER DİZİNİ .............................................................................................X

SİMGELER VE KISALTMALAR ............................................................... XVIII

1. GİRİŞ .............................................................................................................. 1

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR ................................................................................ 5

2.1. Giriş ......................................................................................................... 5

2.2. Deneysel Çalışmalar ................................................................................. 5

2.2.1. H. Leussink and W. Wittke (1963) .................................................... 5

2.2.2. J.R.Lambrechts and J.J. Rixner (1981) .............................................. 5

2.2.3. J. Lutenegger and G.R. Hallberg (1981) ............................................ 6

2.2.4. G. T. Houlsby and N. J. Withers (1988) ............................................ 7

2.2.5. A.B. Cerato ve A.J. Lutenegger (1987) ........................................... 10

2.2.6. R. İyisan ve A. Ansal (1996) ........................................................... 12

2.2.7. A. Ş. Kayalar, M. Kuruoğlu ve U. Akay (1998)............................... 14

2.2.8. A. Şenol ve A. Sağlamer (2002) ...................................................... 16

2.2.9. İ. Bozbey ve E. Toğrol (2009) ......................................................... 18

2.3. Teorik Çalışmalar ................................................................................... 21

2.3.1. Yumuşak Kil Zemin Davranışı ve Modelleri ................................... 21

3. DENEYSEL ÇALIŞMALAR ........................................................................ 23

3.1. Arazi Çalışmaları.................................................................................... 26

3.1.1. Kil Zemin ....................................................................................... 26

3.2. Klasik Laboratuar Deneyleri ................................................................... 30

3.2.1. Kum Zemin ..................................................................................... 30

3.2.1.1. Endeks Deneyleri .................................................................... 31

3.2.1.1.(1). Elek Analizi................................................................... 31

V

3.2.1.1.(2). Piknometre Deneyi ........................................................ 32

3.2.1.1.(3). Sıkılık Deneyi ................................................................ 32

3.2.2. Kil Zemin ....................................................................................... 34

3.2.2.1. Kil Numunelerin Hazırlanması ................................................ 34

3.2.2.2. Endeks Deneyleri .................................................................... 35

3.2.2.2.(1) Elek ve Hidrometre Analizi ............................................ 35

3.2.2.2.(2) Atterberg Limitleri ......................................................... 36

3.2.2.2.(3) Piknometre Deneyi ......................................................... 37

3.2.2.2.(4). Konsolidasyon Deneyi ................................................... 38

3.2.2.2.(4).(a). Farklı Yöntemlerle Ön Konsolidasyon

Basıncının Elde Edilmesi ....................................... 49

3.2.2.3. Kayma Mukavemeti Deneyleri ................................................ 49

3.2.2.3.(1). Serbest Basınç Deneyi ................................................... 54

3.2.2.3.(2). Kesme Kutusu Deneyi ................................................... 54

3.2.2.3.(3). Üç Eksenli Basınç Deneyi ............................................. 55

3.3. Model Deneyler ...................................................................................... 57

3.3.1. Arazi Model Deneyi ........................................................................ 58

3.3.2. Laboratuar Model Deneyi ............................................................... 59

3.4. Arazi Deneyleri ...................................................................................... 61

3.4.1. Standart Penetrasyon Deneyi ........................................................... 61

3.4.2. Presiyometre Deneyi ....................................................................... 64

4. DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI ................................... 71

4.1. Kum Zeminde Yapılan Deneysel Çalışmalar .......................................... 71

4.1.1. Rölatif Sıkılığın İçsel Sürtünme Açısına Etkisi ................................ 71

4.1.2. Gradasyon Aralığının İçsel Sürtünme Açısına Etkisi ....................... 75

4.2. Kil Zeminde Yapılan Deneysel Çalışmalar ............................................. 77

4.2.1. Batı Adana Su Arıtma Tesisinde Yapılan Deneysel Çalışmalar ....... 77

4.2.1.1. Kil Minerallerinde Aktivite ...................................................... 77

4.2.1.2. Farklı Yöntemlerle Bulunan Ön Konsolidasyon Basıncı .............

Değerlerinin Karşılaştırılması .................................................. 80

4.2.1.3. Serbest Basınç Deney Sonuçları .............................................. 95

VI

4.2.1.4. Kesme Kutusu Deney Sonuçları .............................................100

4.2.1.5. Üç Eksenli Basınç Deneyi Sonuçları .......................................101

4.2.1.6. Arazi - Laboratuar Model Deneyleri Sonuçları ve

Karşılaştırmaları ....................................................................102

4.2.2. Kayışlı Köyünde Yapılan Deneysel Çalışmalar ..............................106

4.2.2.1. Farklı Yöntemlerle Bulunan Ön Konsolidasyon Basıncı .............

Değerlerinin Karşılaştırılması .................................................106

4.2.2.2. Serbest Basınç Deneyi Karşılaştırmaları .................................107

4.2.2.3. Üç Eksenli Basınç Deneyi Sonuçları .......................................110

4.2.2.4. Kayışlı Köyü Kilinde Yapılan Standart Penetrasyon ve ...............

Presiyometre Deney Verileri ve Karşılaştırması .....................111

5. SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİ ............................................................117

5.1. Giriş ..................................................................................................117

5.2. Sonlu Elemanlar Yöntemi......................................................................117

5.3. PLAXIS Programı .................................................................................120

5.3.1. Geometrik Modelin Oluşturulması .................................................121

5.3.2. Elemanlar.......................................................................................122

5.3.2.1. Zemin Elemanları ...................................................................122

5.3.2.2. Kiriş Elemanlar ......................................................................123

5.3.3. Zemin Modelleri ............................................................................123

5.3.3.1. Lineer Elastik Model (LE) ......................................................123

5.3.3.2. Mohr-Coulomb Model (MC) ..................................................124

5.3.3.3. Jointed-Rock Model (JR) ........................................................124

5.3.3.4. Soft Soil Model (SS)...............................................................125

5.3.3.5. Soft Soil Creep Model (SSC) ..................................................125

5.3.3.6. Hardening Soil Model (HS) ....................................................125

5.3.3.7. Modifiye Cam Kili Modeli (MCC) .........................................126

5.4. Üç Eksenli Basınç Deneylerinin Sonlu Elemanlar Analizi .....................129

5.4.1. Sınır Koşulları................................................................................130

5.4.2. Ağ Etkisi ........................................................................................130

VII

5.4.3. Malzeme Özellikleri .......................................................................132

5.4.4. Hesaplamalar .................................................................................132

5.5. PLAXIS Bilgisayar Programı ile Üç Eksenli Deney Modelinin Analiz

Sonuçları ...............................................................................................133

5.6. Konsolidasyon Deneyinin Sonlu Elemanlar Analizi ...............................136

5.6.1. Sınır Koşulları................................................................................136

5.6.2. Ağ Etkisi ........................................................................................137

5.6.3. Malzeme Özellikleri .......................................................................138

5.6.4. Hesaplamalar .................................................................................139

5.7. PLAXIS Bilgisayar Programı ile Konsolidasyon Deney Modelinin Analiz

Sonuçları ...............................................................................................140

6. SAYISAL VE DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI ...........143

6.1. Giriş ......................................................................................................143

6.2. Üç Eksenli Basınç Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması ........143

6.3. Konsolidasyon Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması .............145

7. SONUÇLAR VE ÖNERİLER .....................................................................149

KAYNAKLAR .................................................................................................153

ÖZGEÇMİŞ .....................................................................................................157

EKLER .............................................................................................................158

VIII

ÇİZELGELER DİZİNİ SAYFA

Çizelge 3.1. Elek analiz sonuçları (Uncuoğlu, 2009)................................................ 32

Çizelge 3.2. Kuru birim hacim ağırlık deney sonuçları (Uncuoğlu, 2009) ................ 34

Çizelge 3.3. Kayışlı Köyü zemini kıvam deneyleri sonuçları ................................... 37

Çizelge 3.4. SPT N değeri ile drenajsız kayma mukavemeti arasındaki

korelasyonlar (Terzaghi, 1996) ............................................................ 63

Çizelge 4.1. Daneli zeminlerde rölatif sıkılık ........................................................... 71

Çizelge 4.2. Farklı sıkılıklarda hesaplanan birim hacim ağırlık değerleri ................. 72

Çizelge 4.3. İçsel sürtünme açısının )(φ rölatif sıkılık ile değişimi ( rD ) ................. 72

Çizelge 4.4. Deney numuneleri için kullanılan elekler ............................................. 75

Çizelge 4.5. Farklı gradasyon aralıklarındaki numunelerin elek analizi deney

sonuçları .............................................................................................. 76

Çizelge 4.6. Deney sonuçları ................................................................................... 76

Çizelge 4.7. Batı Adana Su Arıtma Tesisi zemini kıvam deneyleri sonuçları ........... 78

Çizelge 4.8. Kil minerallerinde aktivite (Önalp, 2007) ............................................. 79

Çizelge 4.9. Deneylerde kullanılan numunelerin zemin özellikleri ........................... 81

Çizelge 4.10. Farklı yöntemlerle elde edilen ön konsolidasyon basıncı değerleri ....... 82

Çizelge 4.11. Ön konsolidasyon basınçları ................................................................ 90

Çizelge 4.12. 75 mm çapındaki deney numunelerinin ön konsolidasyon

basınçları ............................................................................................. 91


basınçları ............................................................................................. 92


basınçları ............................................................................................. 93


basınçları ............................................................................................. 94

Çizelge 4.16. Serbest basınç deney verileri ................................................................ 96

Çizelge 4.17. Kesme kutusu deney verileri ................................................................ 100

Çizelge 4.18. Deneyden bulunan kayma mukavemeti parametreleri .......................... 101

IX

Çizelge 4.19. Farklı yöntemlerle elde edilen ön konsolidasyon basıncı değerleri

(Kayışlı Köyü) ..................................................................................... 107

Çizelge 4.20. Serbest basınç deney verileri ................................................................ 108

Çizelge 4.21. SPT N değerleri ................................................................................... 111

Çizelge 4.22. Presiyometre deney verileri .................................................................. 112

Çizelge 4.23. PL ve EPMT değerleri (Gambin ve Rousseau, 1980) ........................... 115

Çizelge 5.1. Farklı mesh durumları eleman sayıları ................................................. 130

Çizelge 5.2. Model zemin için MC model parametreleri .......................................... 132

Çizelge 5.3. Farklı mesh durumları eleman sayıları (Konsolidasyon analizleri) ....... 137

Çizelge 5.4. Model zemin için MC model parametreleri (Konsolidasyon

analizleri) ............................................................................................ 138

Çizelge 5.5. Model zemin için SS model parametreleri (Konsolidasyon

analizleri) ............................................................................................ 138

Çizelge 5.6. Model zemin için MCC modeli parametreleri (Konsolidasyon

analizleri) ............................................................................................ 139

X

ŞEKİLLER DİZİNİ SAYFA

Şekil 2.1. Laboratuarda ve sondaj kuyusu kayma deneylerinde φ değerlerinin

karşılaştırılması (Lutenegger, Hallberg, 1981) ........................................ 7

Şekil 2.2. Farklı yöntemlerden elde edilen drenajsız kayma mukavemetinin

karşılaştırması (Houlsby, Withers, 1988) ................................................ 8

Şekil 2.3. Kendiliğinden yerleşen presiyometre (SBPM), koni presiyometre

(FPC) deneylerinde kayma modülünün karşılaştırması (Houlsby,

Withers, 1988) ....................................................................................... 9

Şekil 2.4. Koni presiyometre (FPC) ve kendiliğinden yerleşen presiyometre

(SBPM) deneylerinde rijitlik indeksinin karşılaştırılması (Houlsby,

Withers, 1988) ....................................................................................... 9

Şekil 2.5. Veyn deneyinde kullanılan bıçak ölçüleri ............................................. 10

Şekil 2.6. Champlain kili LaRochella et al (1973) ................................................ 11

Şekil 2.7. Sıfır örselenme tahmini değerleri (Cerato ve Lutenegger, 1987) ........... 11

Şekil 2.8.a.Zemin kesiti (İyisan ve Ansal, 1996) .................................................... 12

Şekil 2.8.b.Arazi penetrasyon deneyleri (İyisan ve Ansal, 1996) ............................ 12

Şekil 2.9. SPT-N darbe sayısının N10 ile değişimi (İyisan ve Ansal, 1996) .......... 13

Şekil 2.10. N darbe sayısının qc ile değişimi ve bağıntıların karşılaştırılması

(İyisan, Ansal, 1996) ............................................................................ 13

Şekil 2.11. NSPTNDPH −−− 200' korelasyonu (Kayalar, arkadaşları, 1998) .... 15

Şekil 2.12. Kemalpaşa Deney Alanında NSPTNDPH −−− 200' ve Tork

Bulguları (Kayalar ve arkadaşları, 1998) .............................................. 15

Şekil 2.13.a.Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Grafik

yöntemleri) (Şenol ve Sağlamer, 2002) ................................................. 16

Şekil 2.13.b.Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Grafik


Şekil 2.14. Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Okuma


Şekil 2.15. Şenol yöntemi ile Tavenas yönteminin korelasyon katsayılarının

karşılaştırılması grafiği ( Şenol ve Sağlamer, 2002) .............................. 18

XI

Şekil 2.16. Kil zeminde EPMT değerleri (Bozbey ve Toğrol, 2009) .......................... 19

Şekil 2.17. Kil zeminde PL değerleri (Bozbey ve Toğrol, 2009).............................. 19

Şekil 2.18. Kil zeminlerde N60 ve EPMT değerlerinin korelasyonu (Bozbey ve

Toğrol, 2009) ....................................................................................... 20

Şekil 2.19. Kil zeminlerde N60 ve PL değerlerinin korelasyonu (Bozbey ve

Toğrol, 2009) ....................................................................................... 20

Şekil 3.1. Deneysel çalışmalarda kullanılan Çakıt kumu ....................................... 23

Şekil 3.2. Kum malzemesinin dane yapısı ............................................................ 24

Şekil 3.3. Deneysel çalışmalarda kullanılan kil (Batı Adana Su Arıtma Tesisi) ..... 24

Şekil 3.4.a.Kil zeminin alındığı arazi (Batı Adana Su Arıtma Tesisi) ..................... 25

Şekil 3.4.b.Kil zeminin alındığı arazi(Kayışlı Köyü) .............................................. 26

Şekil 3.5.a.Arazide muayene çukuru açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi) ........ 26

Şekil 3.5.b.Arazide muayene çukuru açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi) ........ 27

Şekil 3.5.c.Arazide muayene çukuru açılması (Kayışlı Köyü) ................................ 27

Şekil 3.6.a.Arazide sondaj kuyusu açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi) ............ 28

Şekil 3.6.b.Arazide sondaj kuyusu açılması (Kayışlı Köyü) ................................... 28

Şekil 3.7.a.Kil numunenin bloklar halinde çıkarılması ........................................... 29

Şekil 3.7.b.Muayene çukurundan örselenmiş ve örselenmemiş numune

çıkarılması ........................................................................................... 29

Şekil 3.7.c.Çıkarılan örselenmemiş numunenin parafinlenmesi .............................. 30

Şekil 3.8. Kullanılan kumun dane çapı dağılımı (Uncuoğlu, 2009) ....................... 31

Şekil 3.9. Zeminin kap içerisine yerleştirilmesi (Uncuoğlu, 2009) ........................ 33

Şekil 3.10. Sıkı kum zemin kuru birim hacim ağırlığının belirlenmesi

(Uncuoğlu, 2009) ................................................................................. 33

Şekil 3.11. Numunelerin etüvde kurutulması .......................................................... 34

Şekil 3.12. Numunenin öğütülmesi ........................................................................ 35

Şekil 3.13. Numunenin 10 no’lu elekten elenmesi .................................................. 35

Şekil 3.14. MÇ. 1 Muayene çukuruna ait dane çapı dağılımı .................................. 36

Şekil 3.15. Kıvam deneyi ....................................................................................... 36

Şekil 3.16. Piknometre deneyi ................................................................................ 37

Şekil 3.17. Konsolidasyon deneyleri ...................................................................... 38

XII

Şekil 3.18. Casagrande yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) ................................... 41

Şekil 3.19.a.Janbu yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) .......................................... 41

Şekil 3.19.b.Janbu yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) .......................................... 41

Şekil 3.20. Tavenas yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) ........................................ 42

Şekil 3.21.a.Schmertmann yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) .............................. 43

Şekil 3.21.b.Schmertmann eğrisi (Şenol, 1997) ...................................................... 44

Şekil 3.22. Schmertmann yöntemi ile ön konsolidasyon basıncının belirlenmesi

(Şenol, 1997) ........................................................................................ 45

Şekil 3.23. Burmister eğrisi (Şenol ve Sağlamer, 2002) .......................................... 46

Şekil 3.24. Butterfield yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) .................................... 47

Şekil 3.25. Van Zelst yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) ...................................... 47

Şekil 3.26. Eski yöntem (Şenol ve Sağlamer, 2002) ............................................... 48

Şekil 3.27. Şenol yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) ............................................ 48

Şekil 3.28. Aşırı konsolidasyon oranıyla kayma mukavemeti, kayma

deformasyonu arasındaki ilişki ............................................................. 50

Şekil 3.29. Kalıcı kayma mukavemetine aşırı konsolidasyon oranının etkisi ........... 51

Şekil 3.30. Suya doygun olmayan zeminlerde konsolidasyonsuz-drenajsız deney

sonuçları (TMMOB, 1989) ................................................................... 52

Şekil 3.31. Numunenin çıkartılması ....................................................................... 53

Şekil 3.32. Numune çıkarıcı ................................................................................... 53

Şekil 3.33. Kesme kutusu deney aleti ..................................................................... 55

Şekil 3.34. Deneyden sonra numunenin görünümü ................................................. 55

Şekil 3.35. Üç eksenli basınç deney hücresi (Özaydın, 2000) ................................. 56

Şekil 3.36. Üç eksenli basınç deneyi sonrası .......................................................... 56

Şekil 3.37. Üç eksenli basınç deneyi sonrası numunenin görünümü ....................... 57

Şekil 3.38. Arazi model deneyi (Tübitak Araştırma Projesi-106M496) .................. 58

Şekil 3.39. Laboratuar model deneyi (Tübitak Araştırma Projesi-106M496) .......... 60

Şekil 3.40. Standart penetrasyon deneyi ................................................................. 62

Şekil 3.41. SPT N değeri ile drenajsız kayma mukavemeti ilişkisi (Terzaghi ve

Peck, 1967; Sowers, 1979) ................................................................... 63

Şekil 3.42. Presiyometre deneyi ............................................................................. 64

XIII

Şekil 3.43. Prob ve koruyucu hücre ........................................................................ 65

Şekil 3.44. Kontrol ünitesi ..................................................................................... 66

Şekil 3.45. Menard tipi presiyometre takımı ........................................................... 66

Şekil 3.46. Kuyunun kalibrasyonu, enjekte edilen hacim ile oyuk hacmi

arasındaki ilişki .................................................................................... 67

Şekil 3.47.a.Hacim kalibrasyonu deney (hacim grafiği düzeltme eğrisi) (Gürsoy,

1998).................................................................................................... 69

Şekil 3.47.b.Basınç kalibrasyonu deney grafiği (membran basıncı düzeltme

eğrisi) (Gürsoy, 1998) .......................................................................... 69

Şekil 4.1. Kesme kutusu deneyinde rölatif sıkılığa bağlı olarak içsel sürtünme

açısının değişimi .................................................................................. 73

Şekil 4.2. Farklı kumlarda içsel sürtünme açısı ile rölatif sıkılık arasındaki

ilişkiler (Hilf, 1975) ............................................................................. 74

Şekil 4.3. Elek açıklığına bağlı olarak gradasyonu belirlenmiş kum zeminlerde

yapılan kesme kutusu deney sonuçlarının karşılaştırması ...................... 77

Şekil 4.4. Deney başı ve deney sonu su muhtevası değişiminin ön

konsolidasyon basıncına etkisi.............................................................. 80

Şekil 4.5. Ön konsolidasyon basıncının Casagrande metodu ile belirlenmesi ........ 84

Şekil 4.6. Ön konsolidasyon basıncının Janbu metodu ile belirlenmesi ................. 84

Şekil 4.7. Ön konsolidasyon basıncının Tavenas metodu ile belirlenmesi ............. 85

Şekil 4.8. Ön konsolidasyon basıncının Schmertmann metodu ile belirlenmesi .... 86

Şekil 4.9. Ön konsolidasyon basıncının Butterfield metodu ile belirlenmesi ......... 87

Şekil 4.10. Ön konsolidasyon basıncının Eski metot ile belirlenmesi ...................... 87

Şekil 4.11. Ön konsolidasyon basıncının Van Zelst metodu ile belirlenmesi........... 88

Şekil 4.12. Ön konsolidasyon basıncının Şenol metodu ile belirlenmesi ................. 89

Şekil 4.13. 75 mm çapındaki numunelerin ön konsolidasyon basınçlarının

grafiksel gösterimi ................................................................................ 91





XIV



Şekil 4.17. Drenajsız kayma mukavemeti-düşey deplasman arasındaki ilişki .......... 96

Şekil 4.18. %24-26 su muhtevalarında gerilme deformasyon eğrileri ..................... 97

Şekil 4.19. %26-28 su muhtevalarında gerilme deformasyon eğrileri ..................... 97

Şekil 4.20. Yeraltı su seviyesindeki numunelerde kayma mukavemeti (qu)

değişimi ............................................................................................... 98

Şekil 4.21. Kilde uygulanan kesme kutusu deney sonuçları .................................. 100

Şekil 4.22. Konsolidasyonsuz ve drenajsız (UU) üç eksenli deney sonuçları ........ 101

Şekil 4.23. Arazi model deney verileri ................................................................. 102

Şekil 4.24. Arazi model deney verileri regresyon analizi ...................................... 103

Şekil 4.25. Laboratuar model deney verileri ......................................................... 103

Şekil 4.26. Laboratuar model deney verileri regresyon analizi .............................. 104

Şekil 4.27. Arazi ve laboratuar model deney gerilme, oturma oranı

karşılaştırması .................................................................................... 105

Şekil 4.28. Ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi (Kayışlı Köyü) .... 106

Şekil 4.29. Ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi (Kayışlı Köyü) .... 107

Şekil 4.30. 1.2 m derinlikten alınan numunelerin serbest basınç deney eğrileri

(W=%27,5-28,5) ................................................................................ 108


(W=%38,0-41,5) ................................................................................ 109


(W=%43,0-45,5) ................................................................................ 109

Şekil 4.33. Drenajsız kayma mukavemeti-su muhtevası arasındaki ilişki (Kayışlı

Köyü) ................................................................................................. 110

Şekil 4.34. Konsolidasyonsuz ve drenajsız (UU) üç eksenli basınç deneyi

sonuçları ............................................................................................. 111

Şekil 4.35. Presiyometre deneyi hacim, basınç değerleri (1.5 m derinlik) ............. 112

Şekil 4.36. Presiyometre deneyinden bulunan PL, EPMT değerleri ...................... 113

Şekil 4.37. Derinlikle EPMT ve SPT N değerleri değişimi ...................................... 114

Şekil 4.38. PL, EPMT değişimi ............................................................................... 114

XV

Şekil 5.1. Tipik 2 boyutlu elemanlar ................................................................... 119

Şekil 5.2.a.Düzlem şekil değiştirme (PLAXIS Manual, 2002) .............................. 122

Şekil 5.2.b.Eksenel simetrik problem (PLAXIS Manual, 2002) ............................ 122

Şekil 5.3. Zemin elemanlarındaki düğüm ve gerilme noktalarının pozisyonu ...... 122

Şekil 5.4. Kiriş elemanları .................................................................................. 123

Şekil 5.5. E0 ve E50 tanımları (Plaxis 2D V8-Manual) ........................................ 124

Şekil 5.6. Yükleme, boşaltma eğrisinden λ ve κ hesabı ....................................... 127

Şekil 5.7. p’-q düzleminde Modifiye Cam kili modelinin akma yüzeyi ............... 128

Şekil 5.8. Üç eksenli basınç deney modelin basitleştirilmiş gösterimi ................. 129

Şekil 5.9. Farklı mesh durumlarında deviatör gerilme – oturma eğrileri .............. 131

Şekil 5.10.a.Çok kaba ağ...................................................................................... 131

Şekil 5.10.b.Orta ağ ............................................................................................. 131

Şekil 5.10.c.Çok sıkı ağ ....................................................................................... 131

Şekil 5.11. 50 kPa hücre basıncı uygulanan analizin düşey deformasyon

dağılımı .............................................................................................. 133

Şekil 5.12. 50 kPa hücre basıncı uygulanan üç eksenli basınç deney modeli

Plaxis analiz sonucu ........................................................................... 134





Şekil 5.15. Konsolidasyon deney modelinin basitleştirilmiş gösterimi .................. 136

Şekil 5.16. Farklı mesh durumlarında ∆H/H0 - logp’ eğrileri ............................... 137

Şekil 5.17. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Mohr-Coulomb

modeli) ............................................................................................... 140

Şekil 5.18. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Soft Soil modeli). 141

Şekil 5.19. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Modifiye Cam

kili modeli) ........................................................................................ 141

Şekil 5.20. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonuçları .......................... 142

Şekil 6.1. Plaxis modeli ile laboratuar deneyinin karşılaştırılması (50 kPa hücre

basıncı) .............................................................................................. 143

XVI

Şekil 6.2. Plaxis modeli ile laboratuar deneyinin karşılaştırması (150 kPa hücre

basıncı) .............................................................................................. 144


basıncı) .............................................................................................. 145

Şekil 6.4. Mohr-Coulomb modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney eğrisi

ile karşılaştırılması ............................................................................. 145

Şekil 6.5. Soft Soil modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney eğrisi ile

karşılaştırılması .................................................................................. 146

Şekil 6.6. Modifiye Cam kili modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney

eğrisi ile karşılaştırılması .................................................................... 147

XVII

XVIII

SİMGELER VE KISALTMALAR

%P : Kil yüzdesi α : Çevre oranı A : Aktivite AKO : Aşırı konsolidasyon oranı BST : Sondaj kuyusu kayma deneyi c : Kohezyon c' : Efektif kohezyon CD : Konsolidasyonlu ve drenajlı deney CH : Yüksek plastisiteli kil CL : Düşük plastisiteli kil CPT : Koni penetrasyon deneyi CU : Konsolidasyonlu ve drenajsız deney D : Çap ∆e : Boşluk oranı değişimi ∆Η : Boy değişim farkı ∆Η/Η : Yükleme kademelerindeki boy değişimi ∆l : Kayma deformasyonu DPH : Dinamik penetrasyon deneyi DPT : Dinamik sonda deneyi Dr : Rölatif sıkılık ∆V : Hacim değişimi ε : Deformasyon oranı e : Boşluk oranı e0 : Başlangıç boşluk oranı emax : Maksimum boşluk oranı emin : Minimum boşluk oranı Es : Özgül enerji φ : İçsel sürtünme açısı φ’ : Efektif içsel sürtünme açısı FPC : Koni presiyometre deneyi Ip : Plastisite indisi

XIX

MH : Yüksek plastisiteli silt N : Darbe sayısı Ns,200 : Tij sürtünmesini yenmek için harcanan darbe sayıları P’ : Efektif gerilme qc : Koni penetrasyon deneyi uç direnci Qu : Kayma mukavemeti RBST : Kaya sondaj kuyusu kayma deneyi σ : Normal gerilme σ’ : Efektif gerilme σ’0 : Jeolojik yük σ’c : Ön konsolidasyon basıncı SBPM : Kendiliğinden yerleşen presiyometre SP : İnce ve temiz kum SPT : Standart penetrasyon deneyi SPT-N : Standart penetrasyon vuruş sayısı γson : Son birim hacim ağırlık T : Tork τ : Kayma gerilmesi USCS : Birleştirilmiş Zemin Sınıflandırma Sistemi UU : Konsolidasyonsuz ve drenajsız deney uw : Boşluk suyu basıncı V : Özgül hacim w : Su muhtevası wilk : İlk su muhtevası wL : Likit limit wP : Plastik limit wS : Rötre limiti wson : Deney sonu su muhtevası γilk : İlk birim hacim ağırlık γkmax : Maksimum kuru birim hacim ağırlık γkmin : Minimum kuru birim hacim ağırlık γn : Doğal birim hacim ağırlık γs : Dane birim hacim ağırlık

1. GİRİŞ Günşad Müge İNALKAÇ

1

1. GİRİŞ

Günümüzde yapım teknikleri ve yapısal analiz yöntemlerindeki gelişmelere

bağlı olarak büyük ölçekte yapılar inşa edilmeye başlanılmıştır. Bu yapıların proje

aşamasındaki analizlerinin daha gerçekçi yapılabilmesi için, yapım sonrasındaki

koşullar iyi belirlenmeli ve modellenmelidir. Yapısal modellemede yükler, bölgenin

deprem koşulları, yapının kullanım amacı gibi etkenler göz önünde

bulundurulmalıdır. Bu koşulların en önemlilerinden birisi yerel zemin koşulları ve

yapı zemin etkileşimidir.

Yerel zemin koşullarının ve yapı zemin etkileşiminin iyi belirlenmesi için

zeminin, fiziksel ve mekanik özelliklerinin iyi belirlenmesi gerekmektedir. Bu

özelliklerin belirlenmesi amacıyla geçmişten günümüze kadar, birçok deney yöntemi

uygulanmıştır. Yerel zemin koşullarının belirlenmesinde zemin profilinin sağlıklı bir

şekilde incelenmesi önemlidir. Bu amaçla sondajlar yapılmaktadır. Sondaj sırasında

bazı arazi deneyleri uygulanabilmekte ancak bu deneyler zeminin tüm

parametrelerinin belirlenmesinde yeterli olmamaktadır. Zemin parametrelerinin

belirlenmesi amacıyla, araziden getirilen zemin örnekleri üzerinde bir dizi laboratuar

deneyleri yapılmaktadır.

Yapısal analizlerde gerçeğe yakın modelleme yapabilmek, zemin

özelliklerinin doğru şekilde belirlenmesiyle mümkündür. Zemin özellikleri

parametrelerinin belirlenmesi için, mevcut zemin koşullarının laboratuar ortamına

doğru olarak yansıtılması gerekmektedir. Zemin koşullarını doğru olarak yansıtan

parametrelerin elde edilebilmesi için en iyi deney aleti seçilmesi gerekir. Örneğin, üç

eksenli basınç deneyinde yanal gerilme durumları yansıtılarak mukavemet özellikleri

belirlenebilirken, serbest basınç deneyinde yanal yük durumu mevcut değildir. Veyn

deneyinde moment etkisinde zeminin yenilme durumu gözlenirken, cep

penetrometresinde zemine alet itilerek deney yapılmaktadır. Kesme kutusu

deneyinde ise kumlar ve killerde deneyler yapılarak, numunenin kesmeye karşı

davranışı izlenebilmektedir. Dolayısıyla yöntemlerdeki farklılıklar sonuçları da

etkilemektedir. Bunun bir sonucu olarak, elde edilen parametreler arasında farklar

oluşmaktadır. Bulunan bu parametreler kayma mukavemetini etkilemektedir.


2

Kayma mukavemetini zemin cinsinin yanı sıra zeminin geçmişte bulunduğu

ortamdaki fiziksel ve kimyasal koşullar da etkileyebilmektedir. Örneğin kayma

mukavemeti açısından kum ve killeri birbirinden ayıran en belirgin özelliklerin

başında ortamın geçirimliliği ve jeolojik etkenlerin öne çıktığı söylenebilir. Bir kilin

kayma mukavemeti, içerdiği danelerin mikroskobik boyutları nedeniyle daneler arası

yüzey kuvvetlerinden önemli ölçüde etkilenirken bir kumun kayma mukavemeti ise

daneler arası sürtünme ve izafi sıkılığından etkilenmektedir. Gevşek kumlarla normal

yüklenmiş killer; sıkı kumlarla da aşırı konsolide killerin Vuw ∆−−− εσ

bağıntılarında paralellik ve kritik durumda tam benzerlik bulunmaktadır. Burada kil

terimi ile CL, CH, MH ve şeyl gibi plastik özellikler gösteren tüm malzemeler

kastedilmektedir. Killerde kayma mukavemeti aşağıdaki özelliklere bağlıdır:

1. Efektif gerilme düzeyi

2. Kilin plastisitesi

3. Çimentolanma

4. Daneler arası çekme veya itme

5. Su muhtevası

6. Kesilme hızı

7. Ortamın anizotropluğu

8. Gevreklik

9. Numunenin kalitesi

10. Ölçüm tekniği

Her ne kadar bazı deneylerden elde edilen sonuçlar daha gerçekçi olsa da, bu

deneyleri her zaman yapabilme imkanı olmamaktadır. Bu çalışmada kayma

mukavemetini bulmaya yönelik zemin deneyleri yapılarak deney sonuçları arasında

bir ilişki belirlenmeye çalışılmıştır. Ayrıca sonlu elemanlar yöntemine dayalı paket

program kullanılarak, bazı modellemelerde zemin parametrelerin değişiminin,

sonuçlar üzerinde etkisi araştırılmıştır. Çalışmaya ait bölümler aşağıdaki gibi

sunulmuştur. 2. bölümde, konu ile ilgili geniş literatür çalışması yapılarak, teorik ve deneysel

çalışmalar hakkında bilgi verilmiştir.


3

3. bölümde, deneysel çalışma metodu ayrıntılı olarak anlatılmıştır.

4. bölümde, elde edilen deneysel sonuçlar ve karşılaştırmalar sunulmuştur.

5. bölümde, sonlu elemanlar yöntemine değinilerek, bazı deneyler PLAXIS

programı ile modellenerek analiz edilmiş ve analiz sonuçları sunulmuştur.

6. bölümde, elde edilen sayısal ve deneysel sonuçlar karşılaştırılmıştır.

7. bölümde, elde edilen sonuçlar sunulmuş ve gelecekteki çalışmalar için önerilerde

bulunulmuştur.


4

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Günşad Müge İNALKAÇ

5

2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR

2.1. Giriş

Zemin mekaniğinde uzun yıllardır zemin özelliklerinin belirlenmesi için,

dayanımının bulunmasına yönelik hem arazi hem de laboratuar deneyleri

yapılmaktadır ve buradan bulunan değerlerle zemin taşıma gücü tahmin

edilmektedir. Yapılan deneylerin hangi tür zeminlerde nasıl sonuçlar verebileceği

kabaca tahmin edilmektedir. Zeminlerin kayma dayanımlarının hangi özelliklere

bağlı olduğu, nasıl değiştiği ve yapılan deneylerin aralarındaki ilişki birçok

araştırmacı tarafından incelenmiştir.

Tez kapsamında bu konularla ilgili geçmişte yapılmış çalışmalar bu bölümde

sunulmuştur.

2.2. Deneysel Çalışmalar

2.2.1. H. Leussink and W. Wittke (1963)

Bu çalışmada kayma gerilmeleri ve deformasyonlar farklı düzenli kürelerin

birleştirilmesiyle düzlem deformasyon ve üç eksenli durumlar altında teorik ve

deneysel olarak araştırılmıştır.

Teorik ve deneysel olarak kayma dayanımı düzlemsel deformasyon

durumunda üç eksenli basınç deneyi sonuçlarından daha büyük olduğu bulunmuştur.

Deneysel sonuçlar ise teorik sonuçlardan daha düşük sonuçlar vermiştir.

Araştırmacılar bu farka birçok etkenin neden olabileceğini öne sürmüşlerdir.

2.2.2. J. R. Lambrechts and J. J. Rixner (1981)

Bu çalışmada iki farklı zeminin kayma mukavemetinin belirlenmesi için arazi

ve laboratuar deneyleri gerçekleştirilmiş ve sonuçları kıyaslanmıştır. Çelik kazık

batardoların hareket nedenlerini değerlendirmek için zemin kayma mukavemeti


6

parametreleri gerekli görülmüştür. Silt ve tabakalı silt zeminlerin drenajlı kayma

mukavemeti parametrelerinin (c ve f) belirlenmesi için arazide Statik Koni

Penetrasyon ve Borehole kayma deneyleri ile laboratuarda üç eksenli basınç deneyi

gerçekleştirilmiştir. Her üç yöntemle kayma mukavemeti parametreleri türetilmiştir.

İçsel sürtünme açısı tabakalı siltlerde 28 ile 33 derece arasında, normal siltlerde ise

32 ile 36 derece arasında olduğu bulunmuştur. Zemin sıkıştırıldıkça üç eksenli basınç

deneyinde elde edilen f değerinin arttığı gözlenmiştir. f değerleri sıkıştırma

durumlarına bağlı 26 ile 34 derece arasında değişken olarak türetilmiştir.

Laboratuar ve arazi deneylerinden elde edilen sonuçlar arasında içsel

sürtünme açıları her biri için 3° fark oluştuğu gözlenmiştir.

2.2.3. J. Lutenegger and G.R. Hallberg (1981)

Sondaj kuyusu kayma deneyi zemin ve kayaların kayma mukavemeti

dayanımı için alternatif sunmaktadır. Bu deneyle örselenmemiş zeminler arasındaki

ilişki hızlı bir şekilde belirlenebileceği düşünülmüştür. Bu sayede laboratuar

deneylerinde ortaya çıkabilecek problemler elimine edilmiştir. Arazi kayma

dayanımı ölçüm metotlarına (veyn kayma, koni penetrometre ve presiyometre) karşın

sondaj kuyusu kayma deneyi (BST) ve kaya sondaj kuyusu kayma deneyi (RBST)

daha farklı içsel sürtünme açısı ve kohezyon değerleri vermiştir. Şev stabilitesi ve

taşıma kapasitesi gibi ana problemlerin tamamlanmış analizleri yapılabildiği

düşünülmektedir. Geçmişte BST drenajlı deney olarak dikkate alınıp, efektif

parametreler φ’ ve c’ olduğu belirtilmiştir.


7

Şekil 2.1. Laboratuarda ve sondaj kuyusu kayma deneylerinde φ değerlerinin

karşılaştırılması (Lutenegger ve Hallberg, 1981)

Bu çalışmada deneylerin genel kullanımı, çalışması, varsayımları ve

problemleri incelenip ve sonuçların yorumlanmasının örnekleri verilmiştir.

2.2.4. G. T. Houlsby and N. J. Withers (1988)

Koni presiyometre deneyi standart koni penetrometre ile presiyometrenin

birleştirilmesiyle oluşmuş bir arazi deneyidir. Houlsby ve Withers yapmış oldukları

bu çalışmada killer için bir koni penetrasyon analizi sunmuşlardır. 7 adet prototip

koni presiyometre deneyi kullanılarak yeni metotlarla analiz edilmiş ve türetilen

zemin parametreleri aynı bölgede yapılan diğer deneylerle kıyaslanmıştır. Analiz

sonuçları deneylerde elde edilen davranışa yakın çıkmıştır. Elde edilen kayma

BST (φ)°

(φ)°

CD üç eksenli CU üç eksenli CD direkt kesme CU direkt kesme

10 20 30 40

40

30 20

10


8

modülü ve drenajsız kayma mukavemeti değerlerinin diğer deney sonuçlarıyla

uyuştuğu görülmüştür (Şekil 2.2).

Şekil 2.2. Farklı yöntemlerden elde edilen drenajsız kayma mukavemetinin karşılaştırması (Houlsby ve Withers, 1988)


9

Şekil 2.3. Kendiliğinden yerleşen presiyometre (SBPM), koni presiyometre (FPC) deneylerinde kayma modülünün karşılaştırması (Houlsby ve Withers, 1988)

Şekil 2.4. Koni presiyometre (FPC) ve kendiliğinden yerleşen presiyometre (SBPM) deneylerinde rijitlik indeksinin karşılaştırılması (Houlsby ve Withers, 1988)


10

2.2.5. A.B. Cerato ve A.J. Lutenegger (1987)

Bu çalışmada arazi veyn deneyiyle tabakalı killerde kanat kalınlığının

zemindeki örselenme etkisi incelenmiştir.

Aynı yükseklik ve çapta ancak farklı kalınlıkta 4 veyn aleti kullanılarak farklı

derinliklerde deneyler yapılmıştır. Veyn bıçağı farklı çevre oranlarındadır (%3.1-

%12.4).

Şekil 2.5. Veyn deneyinde kullanılan bıçak ölçüleri

Sonuçlar ölçülen pik mukavemetlerin alan oranıyla ters orantılı olduğunu

göstermiştir.

De

πα

4=


11

Şekil 2.6. Champlain kili LaRochella et al (1973)

Şekil 2.7. Sıfır örselenme tahmini değerleri (Cerato ve Lutenegger, 1987)


12

2.2.6. R. İyisan ve A. Ansal (1996)

Zemin incelemeleri sırasında açılan sondaj kuyularında uygulanan Standart

Penetrasyon Deneyi (SPT), çeşitli zemin özellikleri hakkında bilgi edinilmesi

açısından oldukça yaygın kullanılan bir arazi deneyidir. Diğer arazi deneyleri

arasında, sondaj kuyusuna gerek olmadan uygulanabilen Koni Penetrasyon Deneyi

(CPT) ve Dinamik Sonda Deneyi (DPT) sayılabilir. Bu çalışmada, Erzincan’da

yapılan zemin incelemeleri sırasında uygulanan arazi penetrasyon deney sonuçları

arasındaki ilişkiler incelenmiştir. Standart Penetrasyon Deneyi N darbe sayısını diğer

penetrasyon deney sonuçlarından tahmin edebilmek için bağıntılar geliştirilmiştir.

Şekil 2.8.b. Arazi penetrasyon deneylerijk

(İyisan ve Ansal, 1996) Şekil 2.8.a. Zemin kesiti (İyisan ve Ansal, 1996)


13

Şekil 2.9. SPT-N darbe sayısının N10 ile değişimi (İyisan ve Ansal, 1996)

Şekil 2.10. N darbe sayısının qc ile değişimi ve bağıntıların karşılaştırılması (İyisan

ve Ansal, 1996)

Dinamik Sonda Darbe Sayısı, N10


14

2.2.7. A. Ş. Kayalar, M. Kuruoğlu ve U. Akay (1998)

Bu çalışmada dinamik penetrasyon ve Standard penetrasyon direnç

korelasyonu, arazi deneyleri ile değerlendirilmiştir. Zemin özellikleri oldukça farklı

iki deney alanında ağır tip dinamik penetrasyon (DPH / DIN 4094 SRS 15) ve

Standard penetrasyon (SPT) deneyleri bir metre aralıklı olarak gerçekleştirilmiştir.

Birinci deney alanında suya kısmi doygun killi kum, ikinci deney alanında ise suya

doygun non-plastik silt zeminlerin hakim olduğu belirlenmiştir. Deney alanlarının

ilkinde dinamik penetrasyon deneyleri yapılırken tij çeper sürtünmesi gözlenmemiş,

ikinci alanda önemli tij çeper sürtünmesi ortaya çıkmıştır. İkinci alandan elde edilen

deney bulguları, dinamik penetrasyon ve Standard penetrasyon direnç korelasyonu

için uyumlu bir dağılım vermiştir.

Tij sürtünmesini yenmek için harcanan darbe sayılarını (N’200)

değerlendirmek üzere, her tij ilavesinden sonra (bir metrede 1 defa) zemin içindeki tij

grubu düşey ekseni etrafında döndürülerek, tork T (Nm) ölçümü yapılıp,

kaydedilmiştir.

DPH-N’200 =dinamik penetrasyon darbe sayısı

SPT-N = standart penetrasyon darbe sayısı

SPT-N=1.88xDPH-N’200 enerji düzeltmeli teorik korelasyon ifadesi

deneysel olarak;

her iki alandaki verilerin toplamı için SPT-N=1.75xDPH-N’200 olarak elde

edilmiştir. Bu korelasyon Cearns ve McKenzie (1988) ile uyumludur.


15

Şekil 2.11. NSPTNDPH −−− 200' korelasyonu (Kayalar ve arkadaşları, 1998)

Şekil 2.12. Kemalpaşa Deney Alanında NSPTNDPH −−− 200' ve Tork Bulguları

(Kayalar ve arkadaşları, 1998)


16

2.2.8. A. Şenol ve A. Sağlamer (2002)

Geoteknik mühendisliğinde ön konsolidasyon basıncı, kohezyonlu (killi)

zeminlerin tarihçesi ve davranışını etkileyen önemli bir parametredir. Ön

konsolidasyon basıncı genelde grafik yöntemlerle belirlenmektedir. Bu araştırmada

Şenol ve Sağlamer laboratuarda konsolidometre aletinde, Rowe hücresinde ve

yoğrularak numuneler hazırlanmıştır. Ve buradan bulunan ön konsolidasyon

basınçları literatürde öngörülen Casagrande, Schmertmann, Janbu, Butterfield,

Tavenas, Burmister, Eski ve Van Zelst yöntemlerine uyarlanarak karşılaştırılmıştır.

Bu çalışmada ön konsolidasyon basıncı değerini daha hassas verebilecek

‘Yeni’ bir yöntem önerilmiştir.

Şekil 2.13.a. Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Grafik yöntemleri) (Şenol ve Sağlamer, 2002)


17

Şekil 2.13.b. Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Grafik yöntemleri)

(Şenol ve Sağlamer, 2002)

Şekil 2.14. Ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemleri (Okuma yöntemleri) (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Çalışmada farklı yöntemlerle hazırlanan numuneler üzerinde

konsolidasyon deneyleri yapılmıştır. Ön konsolidasyon basıncı bilinen bu numuneler

üzerinde 8 farklı yöntemle ön konsolidasyon basınçları tahminen bulunmuştur. Ve bu

yöntemlerin sonuçlarına regresyon analizi yapılmıştır. Regresyon analizi

sonuçlarının ışığında mevcut ön konsolidasyon basıncını belirleme yöntemlerinden

daha hassas sonuç verebilecek bir yöntemin mümkün olup olamayacağı

araştırılmıştır. Yaklaşık olarak tüm hesaplarda düzgün sonuç veren Tavenas

yönteminden yola çıkılarak, bu yöntemin varyasyonu olan yeni bir metot üzerinde

çalışmalar yapılmıştır. (σ.∆H\H,logσ) eksen takımında ifade edilen konsolidasyon

eğrisinden yararlanarak yeni bir yöntem geliştirilmiştir.


18

Şekil 2.15. Şenol yöntemi ile Tavenas yönteminin korelasyon katsayılarının karşılaştırılması grafiği (Şenol ve Sağlamer, 2002)

2.2.9. İ. Bozbey ve E. Toğrol (2009)

Bu çalışmada İstanbul’da yapılan geoteknik bir araştırmaya ait ölçülen

presiyometre deney dataları ile standart penetrasyon deney (SPT) dataları

arasındaki korelasyonlar açıklanmıştır. Bu çalışmada, SPT düşüş sayısı (N),

presiyometre modülü (EPMT) ve limit basınç (PL) ile korele edilmiştir. Ampirik

denklemler presiyometre modülünden limit basıncı tahmin etmek için ileri

sürülmüştür. Drenajsız kayma mukavemeti ile limit basıncın korelasyonu için

serbest basınç deneyinde ölçümler yapılmıştır. Korelasyonlar kumlarda ve

killerde ayrı ayrı yapılmıştır. Toplamda 182 deney yapılmıştır, aynı ekipman ve

prosedürlerin kullanılması ile elde edilen korelasyonların benzer zeminler içinde

uygun olabileceği görülmüştür.


19

Şekil 2.16. Kil zeminde EPMT değerleri (Bozbey ve Toğrol, 2009)

Yapılan çalışmalarda EPMT rijitlik modülü ve PL limit basınç değerleri

derinlikle artış göstermiştir.

Şekil 2.17. Kil zeminde PL değerleri (Bozbey ve Toğrol, 2009)


20

Şekil 2.18. Kil zeminlerde N60 ve EPMT değerlerinin korelasyonu (Bozbey ve Toğrol,

2009)

Araştırmacılar SPT deneyinden bulunan N değerinin düzeltilmesi ile N60

değerini bulup yatay eksende göstermiş, düşey eksende ise aynı bölgelerde yapılan

presiyometre deneyinden bulunan EPMT ve PL değerlerini göstermişlerdir. İki eksen

de logaritmik olarak gösterilmiştir. İki deney verilerinde korelasyon yapılmıştır.

Şekil 2.19. Kil zeminlerde N60 ve PL değerlerinin korelasyonu (Bozbey ve Toğrol,

2009)


21

2.3. Teorik Çalışmalar

2.3.1. Yumuşak Kil Zemin Davranışı ve Modelleri

Bağ kuvvetleri, kil zeminlere ilave dayanım kazandırır ve killerin akmaya

karşı direncini arttırır (Koskinen ve ark., 2002).

Kil zeminlerdeki dokusal anizotropiyi dikkate alan ve kritik zemin

mekaniği çerçevesinde geliştirilmiş çeşitli elasto-plastik zemin modelleri mevcuttur

(Banerjee ve Yousif, 1986; Dafalias 1986; Nova, 1988; Gens ve Nova, 1993;

Kavvadas & Amorosi, 2000; Wheeler ve ark., 2003).

Killerde, plastik deformasyon nedeniyle daneler arasındaki bağ kuvvetlerinin

kopması veya tamamen kaybolması, yapısal bozulma olarak isimlendirilmiştir

(Leroueil ve ark., 1979). Son yıllarda yumuşak kil zeminler için geliştirilmiş yeni

yapısal zemin modellerinin olduğu görülmüştür.

Önceki yıllarda sonlu elemanlar analizlerinde lineer olmayan zemin davranışı

için genellikle Hiperbolik (Duncan ve ark.,1980) veya Modifiye Cam kili (Roscoe ve

Burland, 1968) modellerinin kullanıldığı görülmektedir. Plastisite teorisi esas

alınarak geliştirilen ve zeminlerdeki dilatasyon davranışını modelleyebilen pekleşme

zemin modeli (Schanz ve ark., 1998) hiperbolik modele göre daha üstün özelliklere

sahiptir. Bu model, sıkı, orta-sıkı kumlar ile sert kil davranışı için çok iyi olup ancak

yumuşak killerde yetersiz kalmaktadır. Yumuşak kil davranışının modellenmesi

geoteknik mühendisliğinin en zor ve en karmaşık problemlerinden birisidir. Çünkü

yumuşak killerin sıkışabilirliği yüksektir ve yük etkisinde meydana gelen

deformasyonlar zamana bağlıdır.

Wheeler ve ark. (2003) tarafından geliştirilen S-CLAY1 zemin modeli,

plastik anizotropiyi dikkate alırken, Koskinen ve ark. (2002) tarafından geliştirilen S-

CLAY1S zemin modeli ise, plastik anizotropiye ilave olarak killerdeki yapının

bozulması ile oluşan etkileri dikkate almaktadır. Bu modellerin en büyük avantajı,

model parametrelerinin standart laboratuar deney sonuçlarından belirlenebilmesidir.

Çeşitli doğal ve yeniden yapılandırılmış kil numuneler üzerinde yapılan

deneysel çalışmalarla bu modellerin geçerliliği gösterilmiştir (Näätänen vd., 1999;


22

Koskinen vd., 2002b; Wheeler vd., 2003; Karstunen ve Koskinen, 2004a). Her iki

model de Glasgow Üniversitesinde geliştirilmiş olup PLAXIS V8 bilgisayar

programına Wiltafsky (2003) tarafından kullanıcı tanımlı modeller olarak

eklenmiştir.

3. DENEYSEL ÇALIŞMALAR Günşad Müge İNALKAÇ

23

3. DENEYSEL ÇALIŞMALAR

Çalışmanın materyali üç ayrı araziden sağlanmıştır.

Şekil. 3.1. Deneysel çalışmalarda kullanılan Çakıt kumu

Kumlu Zemin (Şekil 3.1), Çukurova Bölgesi, Çakıt Nehir Yatağından

getirilmiştir.

Killi zemin (Şekil 3.3), Adana İli, Seyhan İlçesi, Yenidam Köyü Mevkiinde

Batı Adana Su Arıtma Tesisinden ve Güney Adana Kayışlı Köyü İlköğretim Okulu

Proje Sahasından getirilmiştir. Söz konusu arazilerden sondaj kuyuları ve muayene

çukurları açılmıştır. Açılan çukurlardan örselenmiş ve örselenmemiş zemin

numuneleri alınarak laboratuara getirilmiştir.


24

Şekil 3.2. Kum malzemesinin dane yapısı

Şekil 3.3. Deneysel çalışmalarda kullanılan kil (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)


25

Şekil 3.4.a. Kil zeminin alındığı arazi (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)


26

Şekil 3.4.b. Kil zeminin alındığı arazi (Kayışlı Köyü)

3.1. Arazi çalışmaları

3.1.1. Kil zemin

Batı Adana Su Arıtma Tesisinde zemin özelliklerinin belirlenmesi için

arazide 2.00-2.50 m derinlikte, 2.00-2.20 m genişlikte muayene çukuru (Şekil 3.5.a-

3.5.b) ve 13 m derinlikte sondaj kuyusu açılmıştır (Şekil 3.6.a).

Şekil 3.5.a. Arazide muayene çukuru açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)


27

Şekil 3.5.b. Arazide muayene çukuru açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)

Şekil 3.5.c. Arazide muayene çukuru açılması (Kayışlı Köyü)

İncelemelerde, arazide zemin yüzeyinden itibaren en üstte 80–100 cm

kalınlıkta bitkisel toprak tabakası ve bunu takip eden az siltli kil tabakası yer aldığı

görülmüştür. Az siltli kil 7.00 m’ye kadar devam etmekte, az siltli killi kum tabakası

13.00 m de son bulmaktadır.

Kayışlı Köyü arazisinde zemin özelliklerinin belirlenmesi için arazide 1.50-

2.00 m derinlikte, 1.50-2.00 m genişlikte muayene çukuru (Şekil 3.5.c) ve 10 m,15 m


28

derinlikte sondaj kuyuları (Şekil 3.6.b) açılmıştır. Yapılan sondajlar sonucunda ilk 60

cm bitkisel toprağa, 5.4 m derinliğe kadar siltli kile, 6.8 m derinliğe kadar siltli kuma

ve sondajın sonuna kadar az kumlu kile rastlanmıştır. Yeraltı su seviyesi mevsimsel

olarak değişmekte araziden numune alınan dönemde 1.70 m’dedir.

Şekil 3.6.a. Arazide sondaj kuyusu açılması (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)

Şekil 3.6.b. Arazide sondaj kuyusu açılması (Kayışlı Köyü)


29

Muayene çukurları ve sondaj kuyusunda geçilen zemin katmanlarını gösteren

loglar Ek 1’de verilmiştir.

Arazi çalışmaları sırasında alınan örselenmiş ve örselenmemiş kil zemin

numuneleri (Şekil 3.7) üzerinde, Çukurova Üniversitesi, Mühendislik–Mimarlık

Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, Geoteknik Laboratuarı’nda gerekli tüm

deneyler yapılmıştır.

Şekil 3.7.a. Kil numunenin bloklar halinde çıkarılması

Şekil 3.7.b. Muayene çukurundan örselenmiş ve örselenmemiş numune çıkarılması


30

Şekil 3.7.c. Çıkarılan örselenmemiş numunenin parafinlenmesi

Çıkarılan numuneler su muhtevalarını kaybetmemesi için, arazide ince bir tül

ile sarılarak, eritilen parafin maddesiyle çevrelenmiştir. Stoklanan numuneler

laboratuarda kür odasında bırakılarak arazideki zemin özelliklerinin korunması

sağlanmıştır.

3.2. Klasik Laboratuar Deneyleri

3.2.1. Kum Zemin

Çukurova bölgesi, Çakıt nehir yatağından getirilen kum zemin Türk

standartlarına göre sırasıyla 18 no’lu (1 mm çaplı) ve 200 no’lu (0.074 mm çaplı)

eleklerden yıkanarak elenmiştir. Bu işlem sonunda No. 18 ile No. 200 arasında kalan

kumlar, 105±50C’de etüvde kurutulmuştur. Deneyler Çukurova Üniversitesi İnşaat

Mühendisliği Zemin Mekaniği Laboratuarında yapılmıştır.


31

3.2.1.1. Endeks Deneyleri

3.2.1.1.(1). Elek Analizi

Araştırma için kullanılan kum numuneler, Türk standartlarına göre önceden

belirlenen bir seri elekten elenerek dane çapı dağılımı elde edilmiştir (Şekil 3.8).

Dane çapı dağılım eğrisinden, zemin sınıfı, Birleştirilmiş Zemin Sınıflandırma

Sistemi’ne (USCS) göre kötü derecelenmiş ince ve temiz kum (SP) olarak elde

edilmiştir. Elek analizi sonuçları Çizelge 3.1’de verilmiştir.

Şekil 3.8. Kullanılan kumun dane çapı dağılımı (Uncuoğlu, 2009)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100

Dane Boyutu (mm)

Geç

en %


32

Çizelge 3.1. Elek analiz sonuçları (Uncuoğlu, 2009) Granülometri Parametreleri Birim Değer

Kaba Kum Yüzdesi % 0.0

Orta Kum Yüzdesi % 46.40

İnce Kum Yüzdesi % 53.60

Efektif Dane Çapı, D10 mm 0.18

D30 mm 0.30

D60 mm 0.50

Üniformluk Katsayısı, Cu - 2.78

Derecelenme Katsayısı, Cc - 1.00

Zemin Sınıfı - SP

3.2.1.1.(2). Piknometre Deneyi

Kumun dane birim hacim ağırlığını belirlemek için yapılan piknometre

deneyleri sonucunda bu değer, 3/8.26 mkNs =γ olarak elde edilmiştir.

3.2.1.1.(3). Sıkılık Deneyi

Kum zeminde gerçekleştirilen deneysel çalışmalar gevşek ve sıkı durumlar

olmak üzere iki durumda incelenmiştir. Gevşek ve sıkı haldeki deney kumunun kuru

birim hacim ağırlıklarını belirlemek için 423 mm x 423 mm x 78 mm boyutlarında

bir kap içerisinde rölatif sıkılık deneyleri gerçekleştirilmiştir. Gevşek durumda

bulunan deney kumunun kuru birim hacim ağırlığı (γkmin) tespit edilirken kuma

hiçbir müdahalede (sıkıştırma veya gevşetme) bulunulmamıştır. Kaba yerleştirilen

kumun yüzeyi deneyin sağlıklı sonuçlar vermesi için düzeltilmiş ve kum yüzeyi su

terazisi yardımıyla kontrol edilmiştir. Sonrasında, içerisinde gevşek kum bulunan

kap tartılmış ve ağırlığı tespit edilmiştir (Şekil 3.9).

Deney kumunun sıkı durumdaki kuru birim hacim ağırlığı (γkmax) tespit

edilirken kum 5 tabaka olarak kabın içine yerleştirilmiş ve her bir tabaka serildikten

sonra titreşim cihazı ile sıkıştırılmıştır. Tabakalarda uygulanan sıkıştırma işleminin

aynı enerjilerde ve sürelerde olmalarına dikkat edilmiştir. Tüm serme ve sıkıştırma


33

işlemleri tamamlandıktan sonra yüzeyin düzgünlüğü su terazisi ile kontrol edilmiştir.

Bu deneyler sıkı ve gevşek olmak üzere 5’er kez tekrarlanmıştır. Tespit edilen ağırlık

değerlerinin aritmetik ortalaması alınmıştır. Elde edilen sonuçlar Çizelge 3.2’de

sunulmuştur.

Şekil 3.9. Zeminin kap içerisine yerleştirilmesi (Uncuoğlu, 2009)

Şekil 3.10. Sıkı kum zemin kuru birim hacim ağırlığının belirlenmesi (Uncuoğlu,

2009)

minmax

max

eeee

D nr −

−= (3.1)

)()(

minmax

minmax

γγγγγγ

−−

=n

nrD (3.2)


34

Çizelge 3.2. Kuru birim hacim ağırlık deney sonuçları (Uncuoğlu, 2009) Sıkılık Parametreleri Birim Değer

Dane Birim Hacim Ağırlığı, kN/m3 26.800

Gevsek Haldeki Kuru Birim Hacim Ağırlık, γkmin kN/m3 15.030

Sıkı Haldeki Kuru Birim Hacim Ağırlık, γkmax kN/m3 17.060

Gevşek Halde Boşluk Oranı, egevsek - 0.783

Sıkı Halde Boşluk Oranı, esıkı - 0.570

3.2.2. Kil Zemin

3.2.2.1. Kil Numunelerin Hazırlanması

Batı Adana Su Arıtma Tesisinden getirilen örselenmiş kil numunelerin bir

kısmıyla zemin endeks özellikleri belirlenmiştir. Diğer örselenmiş numune ise model

deneyleri yapılması için hazırlanmıştır. Bu aşamada numune küçük parçalara

ayrılarak, 105±50C’de etüvde 24 saat süreyle kurutulmuştur (Şekil 3.11).

Şekil 3.11. Numunelerin etüvde kurutulması


35

Şekil 3.12. Numunenin öğütülmesi Şekil 3.13. Numunenin 10 no’lu

elekten elenmesi

Etüvde kurutulmuş numuneler, Maden Mühendisliği Bölümüne ait öğütme

makinesinde öğütülüp (Şekil 3.12), 10 no’lu elekten elenmiştir (Şekil 3.13).

3.2.2.2. Endeks Deneyleri

3.2.2.2.(1) Elek ve Hidrometre Analizi

Deneysel çalışmada kullanılan kil numuneler, Türk standartlarına göre elek

ve hidrometre analizleri ile dane çapı dağılımı elde edilmiştir. Dane çapı dağılım

eğrisinden, zemin sınıfı belirlenmiş, Birleştirilmiş Zemin Sınıflandırma Sistemi’ne

(USCS) göre toplu olarak Şekil 3.14’te verilmiştir.


36

Şekil 3.14. MÇ. 1 Muayene çukuruna ait dane çapı dağılımı

*CH: Yüksek Plastisiteli kil

3.2.2.2.(2) Atterberg Limitleri

Kil zeminin kıvamını belirleyebilmek için likit limit ve plastik limit deneyleri

yapılmıştır. Zemin sınıfı Casagrande plastisite kartından belirlenmiştir. Ayrıca

büzülme limiti için deney yapılmamıştır. Büzülme limiti yaklaşık olarak plastisite

kartından bulunabilmektedir.

Şekil 3.15. Kıvam deneyi


37

Zeminin büzülme limitini deney yapmadan bulmak için plastisite kartından

önce A ve Ü doğrularının kesişme noktası işaretlenir: X (-43.5, -46.4). Sonra

zeminin likit limit-plastisite indisi plastisite kartı içinde noktalanır (Y). X ve Y

noktalarını birleştiren doğrunun likit limit apsisindeki değeri büzülme limiti ws’yi

vermiştir. Bu yöntem ile bulunan ws değerinin en az deneyle bulunan kadar doğru

olduğu söylenebilir (Önalp, 2002).

Batı Adana Su Arıtma Tesisinden getirilen numunelerin kıvam limitleri

sonuçlarından büzülme limitleri ve aktivitesi elde edilmiştir, sonuçlar 4. Bölümde

detaylı olarak sunulmuştur. Kayışlı köyü kilinde yapılan kıvam limitleri sonuçları ise

Çizelge 3.3’te gösterilmiştir.

Çizelge 3.3 Kayışlı Köyü zemini kıvam deneyleri sonuçları

Deney No wL (%) wp (%) Ip (%) Zemin Sınıfı Derinlik (m)

1 68 29 39 CH 1.50

2 52 23 30 CH 1.20

3.2.2.2.(3) Piknometre Deneyi

Alınan numuneler üzerinde yapılan 10 adet piknometre deney sonucunda

dane birim hacim ağırlığı ortalama 2.66 gr/cm3 hesaplanmıştır.

Şekil 3.16. Piknometre deneyi


38

3.2.2.2.(4) Konsolidasyon Deneyi

Konsolidasyon deneyinin amacı, zeminin dış yükler altında maruz kalacağı

sıkışmayı temsil etmektir. Gerçekte ölçülen şey, basınç altındaki sıkışmada zeminin

modülüdür. Bir örselenmemiş temsili numunenin sıkışma karakteristiklerini

değerlendirmek suretiyle arazideki zemin katmanında meydana gelecek oturma

bulunabilir. Bu çalışmada ön konsolidasyon basıncını belirleyebilmek için

konsolidasyon deneyleri yapılmıştır. Ön konsolidasyon basıncını belirlemede

kullanılan mevcut yöntemlerin hassasiyeti ve konsolidasyon deneyinin bu değer

üzerindeki etkileri incelenmiştir.

Araziden 50 mm ve 75 mm çaplarında konsolidasyon ringleri ile alınmış

numune ve blok numunelerden çakılarak laboratuarda ringlere yerleştirilmiş

numuneler üzerinde konsolidasyon deneyleri yapılmıştır.

Şekil 3.17. Konsolidasyon deneyleri


39

Zemin mekaniğinde ön konsolidasyon basıncı ( c'σ ), bir zemin tabakasının

günümüze kadar olan süre içerisinde etkisinde kaldığı en büyük gerilme olarak

tanımlanır. Zeminin şimdiki gerilme miktarı, taşıdığı maksimum gerilme ise bu tür

zeminler ‘Normal Konsolide Zeminler’ dir. Şimdiki zemin gerilmesini ifade eden

( 0'σ ) jeolojik gerilme miktarı normal konsolide zeminlerde, aynı zamanda ( c

'σ ) ön

konsolidasyon basıncını ifade eder. Fakat, zemin maksimum gerilme altında

geçmişte kalmış ise ve zamanla erozyon, heyelan, buzul erimesi, vb doğa olayları

sonrasında bu gerilme miktarında bir azalma meydana gelmiş ise bu tür zeminlere de

‘Aşırı Konsolide Zeminler’ denir. Böyle zeminlerde, ön konsolidasyon basıncı,

zemine uygulanan düşey gerilmeden daha büyüktür. Ön konsolidasyon basıncı

aşağıdaki faktörlere bağlıdır:

i) Jeolojik yükün kaldırılması (İnsan Faktörü)

ii) Yer altı suyundaki düzensizlikler

iii) Zemin danelerinin istiflenmesi

iv) Katyon değişimi

v) Çimentolaşma

vi) Atmosfer olaylarına bağlı olarak meydana gelen geokimyasal olaylar

vii) Gecikmiş sıkışma

viii) Tektonik hareketler

ix) Buzul erimesi

x) Erozyon ve aşınma

xi) Zemin yükünün kalkması

Birçok değişkene bağlı olarak meydana gelen ön konsolidasyon basıncı

matematiksel olarak belirli yaklaşımlarla belirlenebilmektedir. Arazi değerlerinin

laboratuarda %100 hassasiyetle saptanamadığı bir gerçektir. Ön konsolidasyon

basıncı değerini hesaplama aşamasında etki eden faktörler aşağıdaki gibi

sıralanabilir.

1) Zeminin örselenmesi; (e-log 'σ ) grafiğinde değişikliğe sebep olur.

a) Arazide numune alınırken numunenin örselenmesi, hava veya su

alması,

b) Laboratuar deneyi esnasında numunenin örselenmesi,


40

2) Özellikle kademeli yüklemeli ödometre deneyinde, yükleme kademelerinin

süresi (e-log 'σ ) eğrilerini etkilemektedir (Şenol, 1997).

Oturma hesaplarında önemli olan ön konsolidasyon basıncını belirlemek için

çeşitli yöntemler ortaya konmuştur.

Bunlar:

a) Casagrande Yöntemi

b) Janbu Yöntemi

c) Tavenas Yöntemi

d) Schmertmann Yöntemi

e) Burmister Yöntemi

f) Butterfield Yöntemi

g) Eski Yöntem

h) Van Zelst Yöntemi

i) Şenol Yöntemi’dir.

Bu yöntemler ön konsolidasyon basıncını belirleme şekline göre iki grupta

toplanabilir.

1) Grafik Yöntemler: Deney verileri bu yöntemlere göre eksen takımlarına

uyarlanıp, çizildikten sonra eğrilerin bir seri işleme tabi tutulmasından sonra ön

konsolidasyon basıncının bulunduğu metotlardır. Bunlar; Casagrande, Schmertmann,

Burmister, Butterfield, Van Zelst ve Eski yöntemlerdir.

2) Okuma Yöntemleri: Grafik üzerindeki eğrinin şeklinden doğrudan ön

konsolidasyon basıncının okunduğu yöntemlerdir. Dolayısıyla bu sistemde analitik

hesap veya eğri düzeltmesi yoktur. Doğrudan grafik üzerinden ön konsolidasyon

basıncı değeri anlaşılabilmektedir. Bunlar; Janbu ve Tavenas yöntemleridir. (Şenol

ve Sağlamer, 2002)

a) Casagrande Yöntemi: Ön konsolidasyon basıncını belirlemek için en çok

kullanılan yöntemdir. Casagrande yöntemi (1944), ön konsolidasyon basıncını doğru

tahmin etmek amacıyla boşluk oranı ile konsolidasyon gerilmesi arasındaki (e-log 'σ )

bağıntıdan çıkan bir belirleme metodudur. Çizilen (e-log 'σ ) eğrisinden eğrilik

yarıçapının minimum olduğu nokta gözle seçilir. Sonra bu noktaya bir teğet çizilir

(1), bu noktadan bir yatay (2) çıkılarak oluşturulan açının ortayı bulunur (3). Sıkışma


41

eğrisinin doğruya dönüştüğü yüksek basınç bölgesinden bu doğrunun uzantısı

açıortayı kesecek şekilde uzatılır (4). Kesişme noktasının (A) apsis değeri ön

konsolidasyon basıncını (σc’) verir (Önalp, 2002). Yöntem, zeminden alınan

örselenmemiş kil numune üzerinde yapılan ödometre deneyinde, basınç ile boşluk

oranı arasında kuvvetli bir ilişkinin varlığını savunmaktadır.

Şekil 3.18. Casagrande yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)

b) Janbu Yöntemi: Bu yöntem, logaritmik ölçeklerin konsolidasyon olayını tam

ifade edemediğini ileri sürmekte, dolayısıyla normal ölçek kullanılarak ölçümler

yapılmaktadır. Gerilme ekseninin normal ölçek üzerinde gösterilmesi ile ön

konsolidasyon basıncının daha belirginleşeceği belirtilmiştir.

Şekil 3.19.a. Janbu yöntemi Şekil 3.19.b. Janbu yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002) (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Az hassas ve büyük ön konsolidasyon basıncına sahip killer için, gerilme-

modül diyagramı ön konsolidasyon basıncını belirlemede en uygun sonucu

1 2 A 3 4


42

vermektedir. Grafikte kırıklığın göründüğü nokta yer doğrudan sadece gözlem

yoluyla ön konsolidasyon basıncı olarak belirlenir (Şekil 3.19.a). Yüksek hassasiyetli

ve düşük konsolidasyon oranına sahip kil zeminlerde ise ön konsolidasyon basıncı,

gerilme-deformasyon ( εσ −' ) eksen takımı diyagramında yine sürekliliğin

bozulduğu nokta olarak saptanır. (Şekil 3.19.b)

Bu yöntemin pratik olması diğer metotlara göre avantaj getirir. Ancak normal

standart yüklemeli ödometre aleti ile sabit gerilme artımları altında yapılmayan

deneyler, tam ve hassas sonuçlar vermez. Janbu yöntemi sürekli yüklemeli ödometre

deneyine göre geliştirilmiş bir yöntemdir (Şenol, 1997).

c) Tavenas Yöntemi: Tavenas (1979) yönteminde, deformasyon enerjisi zemin

davranışında önemli bir kriterdir. Ödometre deneyinden elde edilen gerilme-

deformasyon eğrilerinin altında kalan alan, deformasyon enerjisini verir. Tavenas

yöntemi, gerilme-deformasyon enerjisi ( HH /'' ∆−σσ ) eksen takımında çizilen

grafiğin yorumlanması şeklindedir (Şekil 3.20).

Şekil 3.20. Tavenas yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Sıkışma eğrisi doğrusaldır ve eğimi düşüktür, gerilmelerin (yükleme) artması

ile eğrinin eğimi artar. Bu iki doğrunun kesiştikleri nokta ön konsolidasyon basıncını

yansıtır. Tavenas yöntemi Casagrande yöntemi kadar yaygın değildir ancak kolay

olması ve hemen hemen bütün deney verilerinde uygun sonuç vermesi en büyük

avantajıdır. Standart yüklemeli kademeli ödometre deneylerinde de uygun sonuçlar

vermektedir (Şenol, 1997).


43

d) Schmertmann Yöntemi: Bu yöntem boşaltma eğrisini dikkate alan bir

yöntemdir. Deney sonuçlarında, boşaltma eğrileri ön konsolidasyon basıncını

belirlemede en önemli verilerdir. Boşluk oranı ile sıkışma (e-∆Η) okumaları, ön

konsolidasyon basıncını bulmada temel etkendir.

Yöntemin uygulanışının karmaşık ve deneme-yanılma yöntemine bağlı

olması, ön konsolidasyon basıncının belirlenmesini güçleştirmektedir. Bu yöntemde

zemin numunesinin gerçek jeolojik gerilme değerinin bilinmesi gerekir. Genellikle

deney numunelerinde hazırlama esnasında jeolojik gerilme aşaması göz önüne

alınmadığı için bu yöntem fazla değerlendirmeye alınmamıştır. Kullanım zorluğu

açısından pratikte yaygın olan bir yöntem değildir.

Şekil 3.21.a. Schmertmann yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)


44

Şekil 3.21.b. Schmertmann eğrisi (Şenol, 1997)

Minimum eğrilik yarıçapı bölgesi geçilene kadar yüklemeye devam edilir,

ardından jeolojik basınca kadar birinci boşaltma yapılır. Kabarmanın yavaşlamasıyla

ikinci yükleme ve ikinci boşaltma yapılır. Casagrande yöntemine benzer şekilde (e-

log σ’) eksen takımında konsolidasyon eğrisi çizilir. Başlangıç boşluk oranından (eo)

yatay eksene paralel çizilir.

Boşaltma eğrisinin eğim doğrusu geçirilir ve jeolojik gerilme değerinden bu

doğruya paralel çizilir. Boşaltma eğrisine çizilen paralel doğru üzerinde, ön

konsolidasyon basıncı için tahmini bir nokta seçilir. Bu noktanın seçimi, mühendislik

tecrübesine dayanır. Bu nokta, 0.42eo noktasıyla birleştirilir ve böylece tahmini arazi

sıkışma eğrisi elde edilir. Bu eğri ile laboratuar eğrisi arasındaki ordinat farkları, (∆e-

logσ’) eksen takımında işaretlenir. Bu işlem birkaç defa tekrarlanır ve simetrik (∆e-

logσ’) eğrisine karşılık gelen tahmini değer, gerçek ön konsolidasyon basıncı değeri

olarak belirlenir.


45

Şekil 3.22. Schmertmann yöntemi ile ön konsolidasyon basıncının belirlenmesi

(Şenol, 1997)

Zeminin normal konsolide olması halinde ön konsolidasyon basıncı ile

jeolojik gerilme (yük) değeri aynıdır. Arazi sıkışma eğrisinin (e0) yatay doğrusunu

kestiği nokta ön konsolidasyon basıncı değerini doğrudan verir.

Jeolojik gerilme öncesindeki küçük gerilme değerlerinden, jeolojik gerilme

değerine ulaşıncaya kadar zeminde şişme, bu değer aşıldıktan sonra sıkışma

meydana gelir.

e) Burmister Yöntemi: Burmister (1942, 1951), yaptığı çalışmasında, ön

konsolidasyon basıncının hesabında Casagrande ve Schmertmann yöntemlerine

benzer şekilde gerilme-deformasyon ( 'log,/ σHH∆ ) yarı logaritmik eksen takımını

esas almıştır. Yöntemi bu sınır şartlarına göre geliştirmiştir. Ayrıca sıkışma miktarı,

deformasyon ve yükleme kademelerinin aralarındaki ilişkiyi öne çıkarmıştır.

Yükleme ve boşaltma eğrilerinin davranışları, sistemin esasını teşkil eder.

Yükleme-boşaltma kısımlarından meydana gelen konsolidasyon eğrisi

çizildikten sonra ön konsolidasyon basıncı belirlenir. Bu yöntemin uygulanabilmesi

için birinci yüklenme değerini aşan ikinci yükleme kısmının deneyde mutlaka

yapılması gerekir.


46

Şekil 3.23. Burmister eğrisi (Şenol ve Sağlamer, 2002)

i) Birinci yükleme eğrisinin son değerinden, ikinci yükleme eğrisine bir dik inilerek

1. taralı üçgen belirlenir.

ii) İkinci yükleme eğrisinin lineer kısmının üst tarafındaki uzantısı çizilir.

iii) Taralı üçgen alanın yatay bileşeninden daha çok düşey bileşeni göz önüne

alınarak, kendi sayısal büyüklüğü kadar olan değer, lineer doğru ile ilk yükleme

eğrisi arasındaki bölgede işaretlenir. İkinci taralı üçgenin düşey bileşeninin apsis

üzerindeki yeri ön konsolidasyon basıncı olarak bulunur. Ancak Burmister yöntemi

diğer yöntemlerin yanında basit kalması, eski olması ve her deney eğrisine birebir

uymaması nedeniyle günümüzde tercih edilen bir yöntem değildir.

Yöntem, grafiğin çok hassas bir bölgesinin davranışına dayandırıldığı için

tüm deneylerde net sonuç vermemekte, hatta bir kısım çalışmalara da uymamaktadır.

Dolayısıyla Burmister’ın çalışması çok özel ve sınırlı bir yöntemdir. Birinci boşaltma

eğrisi ile ikinci yükleme eğrisi üst üste çakıştığında yöntem kullanılamaz (Şenol,

1997).

f) Butterfield Yöntemi: Butterfield yöntemi (1979) zemin mekaniğindeki Kritik

Durum Teorisi’ne dayanır, esas efektif gerilmelerle (P’) zemin yapısındaki hacimsel

değişikliklerin tamamıyla (e-logP’) eğrilerine bağlı olarak saptanabileceğini savunur.

(ln(1+e), logP’) eksen takımında teşkil edilen grafikten, ön konsolidasyon basıncı,

eğrinin kırıklık gösterdiği yerdir.

1.Bölge

2.Bölge


47

Şekil 3.24. Butterfield yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Klasik zemin mekaniği düşüncesine uygun bir yöntem değildir. Sonuçlar

küçük çıkabilir.

Çok yüksek sıkışma özelliğine sahip zeminlerde gerilmelere bağlı olarak

meydana gelen boşluk oranı değişimleri, (e-logP’) grafiğinde doğrusal bir nitelik

taşımayabilir. Bu da ön konsolidasyon basıncını belirlemede sorun teşkil edebilir.

g) Van Zelst Yöntemi: Casagrande yönteminden türetilmiş bir yöntemdir. Yöntemin

hassasiyetinin grafikteki boşaltma eğrisine bağlı olması, bu yöntemin çok zayıf bir

noktasını gösterir. Grafikteki boşaltma eğrisinin eğimi ön konsolidasyon basıncını

doğrudan etkiler.

Boşaltma eğrisine paralel olarak yüklemenin başlangıç değerinden bir doğru

çizilir (1), yüklemenin lineer kısmının uzantısı (2) ile kesiştirilir. Bulunan (A)

noktası yatay eksen üzerinde ön konsolidasyon basıncı olarak belirlenir.

Şekil 3.25. Van Zelst yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)


48

h) Eski Yöntem: Casagrande yönteminden yola çıkılarak meydana getirilmiş eski

bir yöntemdir. Ön konsolidasyon basıncını belirlemek için grafikteki eğrinin

düzenlenmesi, doğrudan yorumlayan kişinin bakış açısına bağlıdır.

Şekil 3.26. Eski yöntem (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Yükleme değerlerinin uzantısının (1), ileri yükleme değerlerinin lineer

doğrusunun uzantısı (2) ile kesişim noktası (A) zeminin ön konsolidasyon basıncı

olarak ifade edilir.

ı) Şenol Yöntemi: Bu yöntem de (1997) Tavenas yöntemindeki eksen takımını

kullanarak düşey gerilme, lineer eksen yerine logaritmik eksen olarak seçilip deney

verileri grafiklere yerleştirilmiştir (Şenol, 1997). Düşey eksen (σ'∆H/H), yatay eksen

(logσ') verilerinden oluşmaktadır.

Şekil 3.27. Şenol yöntemi (Şenol ve Sağlamer, 2002)

Grafik, Tavenas yöntemine benzer şekilde iki farklı eğimdedir. Ancak bu iki

eğri bir noktada kesişmek yerine bir büküm eğrisi ile birleşmiştir. Ön konsolidasyon

1

2

A

σ'∆H/H

log σ' σc'


49

basıncı değerine yaklaşana kadar eğri doğrusal bir şekilde elde edilmekte, tahmini ön

konsolidasyon basıncı bölgesinde bu kısmı doğrusallığını kaybetmektedir.

Casagrande yönteminde olduğu gibi, ileri yükleme kademelerinde bakir sıkışma

eğrisi gibi doğrusal bir şekilde gidişine devam etmektedir. Bu iki doğrusal kısmın

uzantılarının kesim noktasının yatay eksendeki izdüşümü, doğrudan ön

konsolidasyon basıncı değeri olarak belirlenmektedir (Şenol, 1997).

3.2.2.2.(4).(a). Farklı Yöntemlerle Ön Konsolidasyon Basıncının Elde Edilmesi

CH kilinde yapılan konsolidasyon deneylerinden ön konsolidasyon basıncı

farklı yöntemlerle bulunmaya çalışılmıştır. Bu çalışmada literatürde geliştirilmiş 8

adet ön konsolidasyon basıncı yöntemi incelenmiştir. Konsolidasyon deneylerinden

alınan veriler, her yöntem için ayrı ayrı eksen takımı sistemine göre hesaplanıp

çizildikten sonra ön konsolidasyon basınçları direk grafiğe bakıp tahmin edilerek

veya hesap yapılarak bulunmuştur. Ön konsolidasyon basıncı Casagrande,

Schmertmann yöntemlerinden hesaplanarak; Janbu, Butterfield, Tavenas, Van Zelst,

Old, Şenol yöntemlerinden ise direk grafikten okunarak bulunmuştur. Karşılaştırmalı

olarak grafikler 4. Bölümde verilmiştir. Casagrande, Schmertmann, Burmister,

Butterfield, Van Zelst, Old (Eski), Şenol yöntemleri logaritmik düşey gerilme

eksenini tercih ederken, Tavenas ve Janbu yöntemleri düşey gerilmenin doğrusal

eksen takımında arazi şartlarını daha net gösterdiğini savunmuşlardır (Şenol, 1997).

3.2.2.3. Kayma Mukavemeti Deneyleri

Gerilme – şekil değiştirme davranışları ve kayma mukavemeti parametreleri

zemin tabakalarından alınan numuneler üzerinde gerçekleşen laboratuar deney

yöntemleri ile elde edilebilir. Serbest basınç, kesme kutusu ve üç eksenli basınç

deneyleri en çok kullanılan laboratuar deney yöntemleridir. Bu deneylerde en dikkat

edilmesi gereken kural, deney koşulları ile arazi koşulları arasında en yüksek

benzerliği sağlamaktır.


50

Kayma mukavemeti parametrelerini belirlemek için bahsedilen farklı

deneylerin yapılmasının sebebi, parametrelerin kullanılacağı stabilite probleminde,

zeminin arazide yükleme (veya yük azalması) esnasında maruz kalacağı drenaj

şartlarının deneyde sağlanmaya çalışılmasıdır. Burada göz önüne alınan husus,

zemine gerilmelerin tatbik edilme hızının zeminin konsolidasyonuna olanak sağlayıp

sağlamamasıdır. Örneğin killi bir zeminde hızla yapılan bir bina için drenajsız deney

söz konusuyken tabii bir şevin uzun süreli stabilite analizinde drenajlı deney

uygulanır (TMMOB, 1989).

Aşırı konsolide killerde veya sıkı kumlarda kayma gerilmesi ve kayma

deformasyonu arasındaki ilişkiler incelendiğinde, kayma gerilmesi deformasyonla

birlikte göçme gerilmesine ulaşıncaya kadar artma eğilimi gösterip bir pik

yapmaktadır. Pike ulaşmasının ardından azalma eğilimi gösteren kayma gerilmesi

göçme durumundan sonra belirli bir seviyede artık deformasyonla da değişmeyerek

sabit kalacaktır.

Şekil 3.28. Aşırı konsolidasyon oranıyla kayma mukavemeti, kayma deformasyonu arasındaki ilişki


51

Şekil 3.29. Kalıcı kayma mukavemetine aşırı konsolidasyon oranının etkisi

Bu sabit kalan değere kalıcı ya da rezidüel kayma mukavemeti denilmektedir.

Kayma yüzeyi boyunca su muhtevasında meydana gelen artış ve dane yönelimi

zeminlerde kayma gerilmesinin kalıcı değere düşmesine neden olur.

Kayma gerilmesi ve kayma deformasyonu ilişkileri normal konsolide veya

gevşek kumlarda incelendiğinde ise gerilme deformasyon ilişkilerinde belirli bir pik

değer aldığı görülmemektedir. Ancak, artan deformasyon ile birlikte kayma

gerilmesinin yönlendiği değer yine kalıcı kayma mukavemeti olmaktadır (Skempton,

1985; Mitchell, 1993). Zeminlerin kalıcı kayma mukavemetini etkileyen en önemli

faktörler; efektif gerilme, zeminin mineralojisi ve kesme hızıdır (Mitchell, 1993).

Kesme kutusu, halka kesme ve üç eksenli basınç deneyleri zeminlerin kalıcı kayma

mukavemetlerini belirlemede kullanılan başlıca deney yöntemleridir. Drenajlı üç

eksenli basınç deneylerinde, numuneye uygulanabilir şekil değiştirmenin bir sınırı

vardır. Bundan dolayı zeminlerin büyük deformasyonlardan sonraki

mukavemetlerini belirlemede kesme kutusu ve halka kesme deneyleri daha

kullanışlıdır.

Stabilite problemlerinde, zeminin arazide yükleme (veya yük azalması)

esnasında maruz kalacağı drenaj şartlarına bağlı olarak seçilen kayma dayanımı

değerleri kullanılır. Zemine tatbik edilen gerilmelerin, zeminin konsolidasyonu için


52

gerekli zamandan daha kısa bir süre içinde değiştirilmesi durumunda stabilite iki

safhada incelenir: kısa süreli (inşaat bitiminde) ve uzun süreli stabilite (TMMOB,

1989).

Permeabilitesi düşük killi zeminlerde, genellikle inşaat süresinin kayda değer

bir konsolidasyona (drenaja) izin vermeyeceği kabul edilebilir. Bu yüzden sadece

kısa süreli stabilite hesabı efektif gerilmelere göre analiz yerine daha basit olan

toplam gerilmelere göre ve drenajsız deneylerden bulunan drenajsız kayma dayanımı

değerleri kullanılarak yapılabilir. Toplam gerilme analizinde muhtemel kayma

yüzeyleri boyunca boşluk suyu basınçları sıfırmış gibi düşünüldüğünden bunların

tayini gerekmez. Suya doygun killerde φu=0 ve τf= cu’dur.

Toplam gerilmelere göre kayma mukavemeti parametreleri cu ve φu

değerlerinin tayini için tabii zeminlerde bozulmamış numuneler veya dolgu

zeminlerinde arazideki su muhtevası ve sıkılıkta hazırlanmış numuneler üzerinde

konsolidasyonsuz-drenajsız (uu) deneyler yapılabilir. ( σ1-σ3), hücre basıncı arttıkça

arttığından yatay ve lineer olmayan bir kırılma zarfı elde edilir (Şekil 3.30). cu ve φu

değerleri kırılma zarfı belli gerilme aralığı için lineer kabul edilerek verilebilir.

Yüksek hücre basınçlarında, boşluklardaki hava boşluk suyunda eridiğinden

doygunluğa ulaşır ve φu=0 kabul edilir (TMMOB, 1989).

Şekil 3.30. Suya doygun olmayan zeminlerde konsolidasyonsuz-drenajsız deney sonuçları (TMMOB, 1989)


53

Kayma mukavemeti deney numuneleri arazi şartlarına uyumlu sonuçlar

verebilmesi için su muhtevalarını kaybetmeyecek şekilde kür odasında muhafaza

edilmiştir. Bu numuneler kalıplarından çıkarılırken örselenmemesi için özel numune

çıkarıcılarla deneye hazırlanmıştır (Şekil 3.31).

Şekil 3.31. Numunenin çıkartılması

Şekil 3.32. Numune çıkarıcı


54

3.2.2.3.(1). Serbest Basınç Deneyi

Kayma dayanımının en basit şekilde ölçümü, numunenin düşey eksende

basınç uygulanarak kırılması şeklindedir. Silindirik zemin numunesinin yalnızca

eksenel doğrultuda yüklemeye tabi tutulması ile serbest basınç deneyi yapılır. Bu

deneyde, eksenel yük artışları altında meydana gelen numunenin boyunun kısalması

yani eksenel şekil değiştirmesi ölçülür ve gerilme şekil değiştirme eğrileri elde edilir.

Eksenel gerilmenin maksimum değeri zeminin serbest basınç mukavemeti (qu)

değerini verir. Serbest basınç deneyini özel bir UU (konsolidasyonsuz-drenajsız)

deney olarak tanımlanabilir. Bu deney kendiliğinden ayakta durabilecek killi

zeminlerde uygulanabilir. Drenaj koşulları kontrol edilemediğinden drenajsız kayma

mukavemeti hızlı yükleme yapılarak elde edildiği varsayılır (Önalp, 2007).

Bu deneyde zemini konsolide etmek, boşluk suyu basınçlarını ölçmek

imkansızdır. Ancak bu deney drenajsız kayma mukavemetini belirlemede en çok

kullanılan deney yöntemidir. Drenajsız kayma mukavemeti (serbest basınç

mukavemeti) τ = cu=qu/2 şeklinde bulunur.

3.2.2.3.(2). Kesme Kutusu Deneyi

Batı Adana Su Arıtma Tesisinin bulunduğu sahadan yeraltı su seviyesinden

getirilen numuneler üzerinde bir seri kesme kutusu (UU) deneyi yapılmıştır.

Ortalama su muhtevası %27’dir. Yapılan deneylerde; iki parçadan oluşan 60 mm×60

mm en kesitli kesme kutusu deney aletleri kullanılmıştır. Kesme işlemi 0.2 mm/dak

sabit deformasyon hızı ile yapılmıştır.


55

Şekil 3.33. Kesme kutusu deney aleti

Şekil 3.34. Deneyden sonra numunenin görünümü

3.2.2.3.(3). Üç Eksenli Basınç Deneyi

Üç eksenli basınç deneyi zeminlerin kayma mukavemetlerini belirlemede

kullanılan diğer bir laboratuar deney yöntemidir. Bu deney yöntemi, en çok gelişmiş

yöntem olarak da bilinmektedir. Bunun nedeni arazi koşullarını laboratuarda en

benzer şekilde modelleyebilmesidir. Böylece kayma mukavemeti parametreleri

gerçeğe yakın olarak belirlenebilir. Üç eksenli basınç deney yönteminde, bir hücre

içerisine silindir biçimdeki zemin numunesi yerleştirilir. Deneyde, hücreye hava ya


56

da genelde su basıncı yardımıyla numune üzerine hidrostatik bir basınç uygulanır.

Numune etrafında bulunan lastik kılıf sayesinde hücre içerisinde bulunan zemin

numunesinin sudan etkilenmesini ve suyla temasını önler ve zemin numunesinin

içine ve dışına ayrı ayrı basınçlar uygulanmasını sağlar. Eksenel gerilme, numune

üzerindeki başlığa temas eden bir piston yardımıyla numuneye etkir. Drenaj eğer

istenirse, numune alt ve üst başlıklara bağlı halde bulunan kanallar yardımıyla

kontrol edilebilmektedir (Özaydın, 2000; Ürkmez, 2009).

Şekil 3.35. Üç eksenli basınç deney hücresi (Özaydın, 2000)

Şekil 3.36. Üç eksenli basınç deneyi sonrası


57

Batı Adana Su Arıtma Tesisinin bulunduğu sahadan alınan örselenmemiş kil

zemin numuneleri 38 mm çapında 76 mm boyunda hazırlanmıştır. Ortalama su

muhtevası %27’dir. Yükleme hızı 0.2 mm/dak olarak ayarlanmıştır. Deneylerde

sırasıyla 100 kPa ve 150 kPa hücre basınçları uygulanmıştır.

Kayışlı köyünden alınan numuneler üzerinde üç eksenli basınç (uu) deneyleri

yapılmıştır. Burada kullanılan numunelerin çapı 50 mm, boyu ise 100 mm’dir. 50-

150 ve 200 kPa hücre basıncı altında kırılmıştır. Yükleme hızı 0.2 mm/dak olarak

ayarlanmıştır.

Şekil 3.37. Üç eksenli basınç deneyi sonrası numunenin görünümü 3.3. Model Deneyler

Araştırmacı olarak bulunduğum Tübitak Araştırma Projesi (106M496)

kapsamında Batı Adana Su Arıtma Tesisleri içindeki arazide küçük ölçekli plaka

yükleme deneyi ve karşılaştırma amaçlı laboratuarda aynı ölçekte model deney

yapılmıştır.


58

3.3.1. Arazi Model Deneyi

Arazinin bir kısmı, JCB yardımıyla 2.00 m genişliğinde ve 1.80 m

derinliğinde açılmıştır. Örselenmeyi en aza indirebilmek için 2.00-2.10 m derinliğe

kadar el aletleri ile tesviye işlemi yapılmış ve zemin yüzeyi dengeye getirilmiştir.

Düzenek 1m uzunluğundaki 8 adet ankraj çubuğu ile zemine sabitlenmiştir. Sistemin

dengesi su terazisi ile kontrol edilmiştir. Yükleme elemanları ve 6 cm çapındaki

temel zemin yüzeyine düzgün bir şekilde yerleştirildikten sonra temel üzerine 2 adet

15 mm kapasiteli deplasman ölçer yerleştirilmiştir.

Şekil 3.38. Arazi model deneyi (Tübitak Araştırma Projesi-106M496)

Yük ve deplasman ölçümlerinin doğru bir şekilde yapılabilmesi için önce yük

halkasının kalibrasyonu yapılmıştır. Deneyde yükleme hızı sabit kalacak şekilde yük

kademeli olarak elle yükleme kolu vasıtası ile artırılmıştır. Yük halkası 10 kN

kapasitelidir. Deplasmanlar sabitlendiğinde okumalar alınmıştır, göçme yüküne

yaklaşıldığında yükleme artımları azaltılmış deplasman okumaları alınmıştır.

Deney sonucunda yük oturma eğrilerinden net bir göçme yükü elde

edilememektedir. Literatürde göçme yükünü tanımlayan nihai taşıma kapasitesi


59

değerini belirlemek için farklı yaklaşımlar vardır. (Lutenegger ve Adams, 1998;

Keskin, 2009; Örnek, 2009)

Yöntemler şu şekilde sıralanabilir;

1) 0.1B Yöntemi: Sınırlandırılmış bir oturma değerine karşılık gelen yük

değeri, nihai taşıma kapasitesi değeri olarak alınır (Briaud ve Jeanjean,

1994)

2) Teğet Kesiştirme Yöntemi: Oturma değerlerinde belirgin bir değişimin

meydana geldiği noktaya karşılık gelen yük değeri, nihai taşıma

kapasitesi değeri olarak alınır (Trautmann ve Kulhawy, 1988).

3) Log-Log Yöntemi: Yük-oturma değerlerinde düzeltme yapılarak kesişim

noktasına karşılık gelen yük değeri, nihai taşıma kapasitesi değeri olarak

alınır (DeBeer, 1970).

4) Hiperbolik Yöntem: Yük-oturma eğrisine uygun bir model seçilerek

tahmini asimptot değere karşılık gelen yük değeri, nihai taşıma kapasitesi

değeri olarak alınır.

Arazideki model ve laboratuarda hazırlanan model deneylerde 6cm çapındaki

temel plaka üzerinde yapılan yükleme deneylerinde gerilme düşey deformasyon

grafiklerinden yararlanılarak taşıma gücü (qu) ve oturma oranı (s/D) belirlenmiştir.

Taşıma gücü teğetler yöntemindeki gibi eğrinin ilk kısmından teğet geçirilerek ve

eğrinin döndüğü noktadan sonraki kısmından çizilen teğetlerin kesiştirilmesi ile

bulunmuştur.

3.3.2. Laboratuar Model Deneyi

Laboratuar model deneyi kapsamında çapı 6 cm olan dairesel rijit temel

plakası kullanılarak yükleme deneyi yapılmıştır. Bu çalışma kapsamında yapılan

laboratuar model deneyinde amaç, deney sonuçlarının doğal arazi koşullarını ne

derece yansıttığını irdelemektir. Küçük ölçekli bu model deney özel olarak

hazırlanan deney düzeneği ve yükleme sisteminde yapılmıştır.


60

Deney kasası 38 cm çapında ve 42 cm derinliğinde dairesel rijit bir kasa olup

motorlu yükleme düzeneği bulunmaktadır. Deney kasası 5 cm’lik dilimlere

ayrılmıştır. Numunelerin arazide doğal koşullardaki su muhtevası, boşluk oranı, dane

birim hacim ağırlığı gibi fiziksel parametreleri bilindiğinden bir tabaka için gerekli

malzeme miktarı 3.3 ve 3.4 bağıntılarından hesaplanmıştır.

ews

n ++

=1

)1(γγ (3.3)

vW nyaş γ= (3.4)

γn : Doğal birim hacim ağırlık

γs : Dane birim hacim ağırlık

w : Su muhtevası

e : Boşluk oranı

Wyaş : 2.5 cm’lik tabaka için gereken zemin ağırlığı

ν : Deney kasasında zemin serilecek tabakanın hacmi (h=2.5cm)

Şekil 3.39. Laboratuar model deneyi (Tübitak Araştırma Projesi-106M496)


61

Kullanılacak numuneler arazi su muhtevasında yoğrularak hazırlanmış ve 2.5

cm’lik tabakalar halinde deney kasası içerisine serilmiştir. Her tabakada zemin sabit

enerji altında, 2 kg ağırlığında, düşüş yüksekliği 20 cm ve her tabakada 80 düşüş

yapılan tokmakla sıkıştırılmıştır (Dash, 2003). Sıkıştırmanın ardından kasanın

merkezine temel yerleştirilerek dengeye getirilmiştir. 2.5 kN/m2 kapasiteli yük

halkasının kalibrasyonu yapılmış ve temel üzerine yerleştirilmiştir. Üç adet 1cm

kapasiteli deplasman ölçer kasa üzerine monte edilmiştir. Deney sırasında yük ve

deplasman okumaları ADU (Autonumous Data Acquisition Unit) veri işleme

cihazına aktarılmıştır. Bu veriler bilgisayar ortamında DIALOG programı yardımı ile

sayısal değerlere dönüştürülmüştür. Yüklemeye en az temel çapının yaklaşık %20 si

kadar düşey deplasman yapacak kadar devam edilmiştir.

3.4. Arazi Deneyleri

Kayışlı köyü okul inşaatı arazisinde 2007 yılında yapılan sondaj çalışmasında

yapılan SPT deneyi verileri ile aynı bölgede daha sonra yapılan 2. sondajda

uygulanan presiyometre deneyi verileri karşılaştırılmıştır. Sondajlar 15 m ve 10 m

olmak üzere iki tane açılmıştır. Yapılan sondajlar sonucunda ilk 60 cm bitkisel

toprak, 5.4 m derinliğe kadar siltli kil, 6.8m derinliğe kadar siltli kum ve sondajın

sonuna kadar az kumlu kil gözlenmiştir. Ancak, zemin heterojen bir yapıdadır, 1.5

m’den sonra her tabakanın yatay uzantısında kısmi olarak balçığa rastlanmıştır.

Yeraltı su seviyesi son yapılan sondajda 1.7 m’dedir. SPT N vuruş sayılarını içeren

sondaj logu Ek 1’de verilmiştir.

3.4.1. Standart Penetrasyon Deneyi

Standart Penetrasyon Deneyi (SPT), zemin mukavemet ve yoğunluğunu

değerlendirmek ve örselenmiş örnek almak amacıyla sondaj kuyusu içerisinde

(insitu) yapılan bir dinamik sonda deneyidir. Pratikte çok sık kullanılan bu deneyin

temel prensibi, zemin tabakalarında penetrometrenin karşılaştığı mukavemetten yola


62

çıkılarak zeminin birim hacim ağırlığının ve dolayısıyla yaklaşık mukavemetinin

belirlenmesidir.

SPT deneyi; sondaj sırasında birbirine vidalanmış standart tijlerin ucuna

takılan konik uçlu bir borunun zemine çakılması sırasında zeminin gösterdiği

direncin ölçülmesi esasına dayanır. Konik başlığın zemine batırılması sırasında

standart bir enerji uygulanır. Bunun için 63.5 kg ağırlığındaki tokmak 76 cm

yükseklikten serbest düşürülür. İlk 15 cm’den sonra, kaşığın zemine 30 cm çakılması

için gerekli vuruş sayısına standart penetrasyon direnci, kısaca SPT sayısı denir.

Deneyin genel olarak her 1.5 m’de bir yapılması önerilir. Deney sırasında

kohezyonlu zeminlerden örselenmiş ancak temsili zemin örneği de alınabilmektedir.

Şekil 3.40. Standart penetrasyon deneyi

Çeşitli araştırmacılar kohezyonlu zeminler için de SPT N değerlerinden

kayma mukavemetine geçiş için formüller türetmiştir. Çizelge 3.4’te Terzaghi


63

tarafından SPT vuruş sayısına göre zeminin kıvamı ve kayma mukavemeti aralığı

tahmin edilmiştir.

Çizelge 3.4. SPT N değeri ile drenajsız kayma mukavemeti arasındaki korelasyonlar

(Terzaghi, 1996)

Zeminin Kıvamı SPT N cu(psf) cu(kPa)

Çok Yumuşak <4 <250 <12

Yumuşak 2-4 250-500 12-25

Orta Katı 4-8 500-1000 25-50

Katı 8-15 1000-2000 50-100

Çok Katı 15-30 2000-4000 100-200

Sert >30 >4000 >200

Şekil 3.41’de ise Terzaghi ve Peck, Sowers zemin sınıfına göre SPT

deneyinden bulunan N vuruş sayılarından yaklaşık kayma mukavemeti aralığını

vermişlerdir. Standart penetrasyon direnci (SPT N) ile serbest basınç mukavemeti qu

(cu=qu/2) arasında Terzaghi ve Peck (1967), Sowers (1979)’un önerdiği abak

kullanılabilmektedir.

Şekil 3.41. SPT N değeri ile drenajsız kayma mukavemeti ilişkisi (Terzaghi ve Peck,

1967; Sowers, 1979)


64

3.4.2. Presiyometre Deneyi

Presiyometre deneyi ilk olarak Menard tarafından 1957 yılında Fransa’da

geliştirilmiştir. En çok kullanılan model Menard presiyometresidir. MPM olarak

tanımlanan Menard presiyometresinin iki farklı tipi vardır. GC ve GB türü ise yaygın

olarak kullanılmaktadır. GC probu zeminlerde, GB kayalarda kullanılır. Zemin

ortamlarda kullanılan GC 74 mm çaplı, 4 MN/m2 (40.78 kgf/cm2) maksimum basınç

kapasiteli üç hücreden oluşur. Hücreler birbirinden bağımsız değildir.

Deney zemin içerisinde oluşturulan silindirik boşluğun genişletilmesi yoluyla

zeminde yanal yönde basınç-deformasyon ilişkisinin ölçülmesi ile uygulanır.

Uygulamada önce deneyin yapılacağı derinliğe kadar kuyu açılır. Prob kuyuya

indirilir ve basınçlı su ile şişirilir. Probun şişirilmesi ile kuyu hacminde meydana

gelen değişiklikler kaydedilir. Deney sırasında probun boyunun sabit olduğu ve

hacim artışlarının sadece yanal yönde olduğu kabul edilir.

Şekil 3.42. Presiyometre deneyi


65

Presiyometre deney aleti prob (sonda), kontrol ünitesi ve boru takımı olmak

üzere 3 bölümden oluşur. Prob esnek geçirimsiz, lastik bir hücredir. Deney sırasında

şişirildiğinde kuyuyu doldurarak onun şeklini alır.

Şekil 3.43. Prob ve koruyucu hücre

Kuyu hacmindeki yanal değişimlerin doğru ölçülebilmesi için prob (ölçüm

hücresi) alt ve üst tarafından koruyucu hücreler ile desteklenir. Prob su ile

şişirilirken, koruyucu hücre gaz ile şişirilir aynı basınçta olurlar, koruyucu hücreler

probun aşağı ve yukarı genişlemesini engeller.

Kontrol ünitesi ise zemin yüzeyine sondaj kuyusuna yakın bir yere

yerleştirilir. Bu üniteden probun genişlemesi kontrol ve idare edilir. Üzerinde yer

alan basınç ayar üniteleri yardımıyla proba istenen seviyede basınç sıkıştırılmış gaz

tüpleri yardımı ile gönderilir. Vana ve bağlantılar yardımıyla basınç ayarları ve proba

suyun gönderilmesi sağlanır, hücreye verilen suyun hacmindeki değişimler

yardımıyla probdaki hacim değişimleri ölçülür. Kontrol ünitesi ve prob arasındaki

gaz ve su dolaşımını ise boru takımı sağlar (Yıldız, 1996).

Deney başlamadan önce hacim kalibrasyonu ve basınç kalibrasyonu

(membran düzeltmesi) yapılmalıdır. Hidrostatik basınç ünitenin yerden yüksekliği ve

deneyin yapıldığı derinliğin yerden yüksekliğinin toplamına eşittir.


66

Şekil 3.44. Kontrol ünitesi

Şekil 3.45. Menard tipi presiyometre takımı


67

Deney prob kuyuya yerleştirilerek başlatılır. Volumetre açılarak proba su

gönderilir. Standart bir deneyde 10 eşit basınç artımı uygulanır. Deney sonunda

limit basınca (Pl) ulaşılmalıdır. Ancak kuyu iyi kalibre edilsin veya edilmesin

hazne hacminin yeterli gelmediği durumlarda Pl’ye ulaşmak için deney eğrisinin

tahmini olarak çizilmesi sık sık başvurulan bir yoldur. Fakat deney sırasında

Pl’ye ulaşmak için çok gayret edilmelidir ve bu yüzden deneye iyi kalibre edilmiş

kuyuda başlanmalıdır (Eğer deney, Pl’ye ulaşmadan erken bitirilmek zorunda

kalınırsa eğri tahmini olarak çizilir ve Pl’ye ulaşılır) (Yıldız, 1996). Her basınç

artımında volumetredeki su seviyesi 15, 30 ve 60 sn okumaları ile ölçülür. Hacim

okumaları sırasında basınç ayarları kontrol edilmeli, küçük düşmelerde tekrar

ayarlanmalıdır. Ani düşmelerde probun patlama ihtimali olduğu için deneye son

verilmelidir. 60 sn okuması sonrasında bir sonraki basınç düzeyine geçilir. İdeal

deneyde kuyu hacminin 2 katına kadar devam edilmelidir. Eğer haznedeki su

biterse limit basınca ulaşıldığı kabul edilir.

Şekil 3.46. Kuyunun kalibrasyonu, enjekte edilen hacim ile oyuk hacmi arasındaki

ilişki

OA bölümü: Probun şişerek kuyu çeperlerine temas etmesi ve zeminin kuyu

açılmadan önceki gerilme koşullarına gelmesidir. A noktasında arazi başlangıç


68

gerilme koşulları yeniden oluşmuştur (P0m). Bu noktadaki hacim V0 olarak

tanımlanır.

V0 = υo + Vc (3.5)

υo = A noktasının apsisi

Vc = Volumetredeki sıfır okuması

AB bölgesi: A ile B arasındaki doğrusal bölüm elastik bölgedir. Deneyin A

noktasında başladığı kabul edilir. Zeminin deformasyon modülü (EM=Menard

deformasyon modülü) bu doğrusal bölgenin eğiminden hesaplanır. B noktasının

koordinatları υf ve Pf dir. Pf aynı zamanda akma gerilmesidir. B noktası aynı

zamanda plastik bölgenin başlangıç noktasıdır.

(3.6)

B noktasından sonra plastik deformasyonlar başlar ve eğri yataya doğru

asimptot kalır. Limit basınç (PL): kuyu hacminin iki katı olması için gereken basınç

olarak tanımlanır (υL).

υL - υ0 = V0 = Vc + υ0 (3.7)

υL = Vc + 2υ0 (3.8)

Zeminin taşıma gücüne presiyometre deneyi sonucunda elde edilen PL değeri

yardımıyla ulaşılabilir.

n Killerde PL*<300 kPa ise cu=PL*/5.5 (3.9) PL*>300 kPa ise cu=PL*/10+25 (3.10)

Arazide sondajda derinlik boyunca yapılan presiyometre deneyleri için

önceden firmanın önerdiği kalibrasyon değerleri ile arazide yapılan kalibrasyon

değerleri kullanılmıştır (Şekil 3.47).

))(

2(66.2

0

00

vvPPvv

VEf

ffcM −

−++=


69

Şekil 3.47.a. Hacim kalibrasyonu deney Şekil 3.47.b. Basınç kalibrasyonu (hacim grafiği düzeltme eğrisi) (Gürsoy, 1998) deney grafiği (membran basıncı düzeltme eğrisi) (Gürsoy, 1998)


70

4. DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI Günşad Müge İNALKAÇ

71

4. DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI

Bu bölümde, deneysel çalışmaların sonuçları ve karşılaştırmalar yapılmıştır.

Kum ve kil zeminde yapılan çalışmalar ayrı ayrı sunulmuştur. Kil zeminde Batı

Adana Su Arıtma Tesisinde ve Kayışlı Köyü mevkiinde yapılan çalışmalar farklı

başlıklar altında anlatılmıştır.

4.1. Kum Zeminde Yapılan Deneysel Çalışmalar

4.1.1. Rölatif Sıkılığın İçsel Sürtünme Açısına Etkisi

Rölatif sıkılığın içsel sürtünme açısına etkisi yapılan kesme kutusu deneyleri

ile araştırılmıştır. Deneyler gevşek ve Rölatif sıkılıkları %20 ile %80 arasında olan

kum zemin numuneleri üzerinde gerçekleştirilmiştir.

Sıkılık deneylerinden bulunan maxγ ve minγ , yani maksimum derecede

sıkıştırılmış ( 1≅rD ) ve en gevşek durumdaki ( 0≅rD ) kum zemin değerlerinden

yola çıkılarak belirli sıkılıklarda 30 adet kayma mukavemeti deneyi yani kesme

kutusu yapılmıştır. Yapılan kesme kutusu deney sonuçlarından φ değerleri

irdelenmiştir. Deney sonuçları topluca Ek 2’de sunulmuştur.

Çizelge 4.1. Daneli zeminlerde rölatif sıkılık Sıkılık Dr

Çok gevşek 0.00-0.15

Gevşek 0.15-0.35

Orta 0.35-0.65

Sıkı 0.65-0.85

Çok Sıkı 0.85-1.00

Önceden belirlenmiş rölatif sıkılıklarda hazırlanan numunelerin birim hacim

ağırlıkları elde edilmiştir. Ayrıca kesme kutusuna yerleştirilecek zeminin hacmi

hesaplanmıştır.


72

Çizelge 4.2. Farklı sıkılıklarda hesaplanan birim hacim ağırlık değerleri

rD )/( 3cmgrnγ

0.0 1.532

0.2 1.569

0.4 1.608

0.6 1.649

0.8 1.690

1.0 1.739

vw

n =γ (4.1)

4.1 formülünden farklı sıkılıklarda hacmi belli olan kesme kutusuna yerleştirilecek

zeminin ağırlığı belirlenmiştir.

Belirlenen sıkılıktaki kum zemin için yapılan kesme kutusu deneylerinden

bulunan φ değerlerinin sonuçları Çizelge 4.3’te verilmiştir.

Çizelge 4.3. İçsel sürtünme açısının )(φ rölatif sıkılık ile değişimi ( rD )

rD φ

0.0 32.619

0.2 34.294

0.4 37.847

0.6 43.471

0.8 45.707


73

Şekil 4.1. Kesme kutusu deneyinde rölatif sıkılığa bağlı olarak içsel sürtünme

açısının değişimi Gevşek ve Rölatif sıkılıkları %20 ile %80 arasında olan kum zemin

numuneleri üzerinde gerçekleştirilen kesme kutusu deneylerinde içsel sürtünme açısı

(φ) ile rölatif sıkılık arasında R2=0.97 korelasyon katsayısına sahip bir denklem elde

edilmiştir.

(φ)ο=0.1768× %Dr+31.717 (4.2)

Aynı numune üzerinde gevşek ve farklı sıkılıklarda yapılan kesme kutusu

deney sonuçlarına göre φ değeri 33-46 değerleri arasında yer almaktadır. Verilen

şablona göre kullanılan zemin sıkı, üniform derecelenmiş ince kum türüne

girmektedir.

Rölatif Sıkılık


74

Şekil 4.2. Farklı kumlarda içsel sürtünme açısı ile rölatif sıkılık arasındaki ilişkiler

(Hilf, 1975) Her bir zemin tipi için Şekil 4.2’de görüldüğü gibi içsel sürtünme açısı sıkılık

grafiğinde kayda değer değişimler gözlenebilir. Grafikte Burmister (1948) kaba

daneliden ince daneliye giden kumda, Castro (1969) çok köşeli üniform

derecelenmiş ince kumda, Castro (1969) köşeli üniform derecelenmiş ince kumda,

Castro (1969) yuvarlaklaştırılmıştan köşeliye ince üniform kumda, Earth Manual

(1960) kaba danelide, Bureau of Reclaimation (1949) orta üniformluktaki kumda

farklı sıkılıklarda içsel sürtünme açıları elde etmişlerdir.

Aynı şekilde farklı sıkılıklarda (% 0, 20, 40, 60, 80) yapılan deneylerden elde

edilen sonuçlar Çizelge 4.3’ten alınıp yerleştirilebilir.

İç

sel s

ürtü

nme

açısı,

φ (°

)

Rölatif sıkılık, Dr (%)


75

Zemin sıkıştırıldıkça kesme kutusu deneyinde elde edilen f değeri

artmaktadır. Bu durumda beklendiği üzere zemin daha mukavim hale geçmektedir.

(Lambrechts and Rixner, 1981)

4.1.2. Gradasyon Aralığının İçsel Sürtünme Açısına Etkisi

Kesme kutusu deneylerinde gradasyon aralığının içsel sürtünme açısına

etkisini araştırmak için kum 200 no’lu elekten yıkandıktan sonra kurutulmuştur.

Sırayla 4, 5, 8 ve 18 no’lu elekler altında kalan numune ile 2 şer seri kesme kutusu

deneyleri yapılmıştır. Elek analizi ve kesme kutusu deney sonuçları Ek 2 ve Ek 3’te

detaylı şekilde verilmiştir.

Çizelge 4.4. Deney numuneleri için kullanılan elekler Amerikan Elekleri (ASTM) E 11/39

Elek No Delik Çapı(mm)

4 4.76

5 4.00

8 2.38

18 1.00

200 0.074

Çizelge 4.5’te üniformluk katsayısı, Cu 6’dan küçüktür ve derecelenme

katsayısı, Cc 1’den küçüktür. Hazırlanan numuneler kötü derecelenmiş kum (SP)

sınıfına girmektedir.


76

Çizelge 4.5. Farklı gradasyon aralıklarındaki numunelerin elek analizi deney sonuçları

Granülometri Parametreleri

4 no’lu elek altı (4.76-0.076 mm)




Efektif Dane Çapı, D10

0.26 0.25 0.24 0.21

D30 0.45 0.42 0.40 0.36

D60 1.10 1.00 0.83 0.62

Üniformluk Katsayısı, Cu

4.23 4.00 3,46 2.95

Derecelenme Katsayısı, Cc

0.708 0.706 0.803 0.995

Zemin Sınıfı SP SP SP SP

Deney sonuçlarına göre gradasyon aralığı genişledikçe φ değeri büyümüş ve

zemin mukavemeti artmıştır.

Çizelge 4.6. Deney Sonuçları Gradasyon Aralığı

(mm) 4.76-0.074 4.00-0.074 2.38-0.074 1.00-0.074

İçsel Sürtünme Açısı 0)(φ 41.325 37.362 36.055 35.184


77

Şekil 4.3. Elek açıklığına bağlı olarak gradasyonu belirlenmiş kum zeminlerde vvv yapılan kesme kutusu deney sonuçlarının karşılaştırması

Yapılan kesme kutusu deneylerinden gradasyon aralığına bağlı olarak elde

edilen içsel sürtünme açısı ile her deney için kullanılan maksimum dane çapı

arasında regresyon analizi sonucunda R2=0.92 korelasyon katsayısına sahip olan bir

bağıntı elde edilmiştir. 0)(φ =0.6099× d2-2.0792× d+36.881 (4.3)

4.2. Kil Zeminde Yapılan Deneysel Çalışmalar

4.2.1. Batı Adana Su Arıtma Tesisinde Yapılan Deneysel Çalışmalar

4.2.1.1. Kil Minerallerinde Aktivite

Rötre limiti 11’den düşük olan killer, hacim değiştirme ihtimali yüksek olan

zeminlerdir. Bu değer 16’nın üzerine çıktığında şişme özelliği ihmal edilir bir düzeye

inmektedir (Önalp, 2002). Zemin doygun değil ve rötre limiti düşük bir zeminse,

zeminin küçük bir su içeriği değişikliği, hacim değişimi için yeterli olabilir

(Özüdoğru ve Ark., 1988)

y = 0,6099x2 - 2,0792x + 36,881R2 = 0,9234

30

32

34

36

38

40

42

0 1 2 3 4 5

Elek Açıklığı, d(mm)

İçsel

Sür

tünm

e Aç

ısı, φ

(°)


78

Çizelge 4.7. Batı Adana Su Arıtma Tesisi zemini kıvam deneyleri sonuçları

Deney No ws (%) wL (%) wp (%) Ip (%) Zemin Sınıfı

Aktivite (A)

1 14.0 51 21 30 CH 0.91

2 16.0 50 24 27 CH 0.82

3 16.5 52 24 28 CH 0.85

4 17.0 53 25 28 CH 0.85

5 19.6 48 26 22 CL 0.67

6 20.0 48 28 20 ML-OL 0.61

7 13.0 48 19 29 CL 0.88

8 20.5 47 29 18 ML-OL 0.55

9 15.5 51 24 27 CH 0.82

10 16.0 53 24 29 CH 0.88

11 15.5 55 22 33 CH 1.00

Kıvam limitleri sonucunda bulunan plastisite indisi ile hidrometre deney

sonucunda bulunan kil yüzdesi oranlandığında kilin aktivitesi bulunmuştur.

A=)002.0(% mmP

I p

< (4.4)

Hidrometre deney sonucundan, %P=%33

Eğer bir kilin aktivitesi A>1.25 ise aktif kil, 0.75<A<1.25 ise normal kil ve

A<0.75 ise aktif olmayan kil olarak adlandırılır (Das, 1985; Wasti, 1989). Bulunan

aktivite 0.75-1.25 aralığı içindedir, zemin normal aktiftir. A büyüdükçe zeminin

şişme potansiyeli artacaktır ve daha problemli kabul edilir. Montmorillonit kökenli

killer aktif, illit killeri normal aktivitelidir. Kurak bölgelerde montmorillonit kökenli

killer şişme özelliğine sahiptir. Killerin şişme potansiyelleri, kıvam limitlerine ve

aktiviteye bağlı olarak belirlenebilir (Özüdoğru ve Ark., 1988). Bu durumda zeminin

aktivitesi mineralojisini de yansıtır.


79

Killerde aktiviteye göre kil mineralleri tanımlanacak olursa:

Çizelge 4.8. Kil minerallerinde aktivite (Önalp, 2007) KİL A

Smektitler Ca-montmorillonit 1.5

Smektitler Na-montmorillonit 6.0

Smektitler, İllit 0.5-1.0

Kaolinit 0.4-0.5

Halloysit sulu 0.1

Halloysit susuz 0.5

Attapulgit 0.5-1.2

Alofan 0.5-1.2

Muskovit 0.3

Deneylerde kullanılan Batı Adana Su Arıtma Tesisinden alınan kil mika

grubundan illit mineralinden oluşmaktadır. Mikaların temel yapısı, içe yönelik iki

silikon-oksijen dört ayaklısı tabakalarının bir sekiz köşeli tabakasını arasına aldığı

2:1 düzenindedir. Negatif yük 1.0 dolayında olup bu, tabakalar arası katyonlarla

dengelenir. Doğada en çok karşılaşılan kil minerali kaolinit ve smektitlerle birlikte,

muskovit tipi mikaya çok benzeyen ‘hidratlı (sulu) mika’ veya illit olarak

adlandırılan tiptir (Önalp, 2007).

Kıvam limitlerinden alınan veriler ile hesaplanan aktivite sonucunda

literatürde kilin illit tipi mineralden oluştuğu görülmektedir. İllit muskovite

benzeyen, ancak daha az potasyum ve çok daha fazla su içeren bir kil mineralidir.

Mikalara oranla daha az olan potasyum iyonlarının çoğunluğu yer değiştirmez ve su,

tabakaları arasına kısıtlı hacimlerde girebilir. Elektron mikroskobu incelemeleri illit

danelerinin doğada çok küçük boyutlarda belirdiğini göstermektedir.

İllit killeri genelde Orta Amerika, İngiltere ve Avrupa’da olduğu gibi orta

yağmurlu iklimlerde bulunmaktadır. Bu killerin genel formülü aşağıdaki gibidir:

2066484 ))(()( OFeMgAlAlSiKOH yyy ⋅⋅⋅− (Bowles, 1984)

(4.5)

y=1-1.5 aralığında değişmektedir.


80

4.2.1.2. Farklı Yöntemlerle Bulunan Ön Konsolidasyon Basıncı Değerlerinin

Karşılaştırılması

Ön konsolidasyon basıncını belirlerken ve karşılaştırma yaparken aynı

özellikler gösteren aynı bölgeden alınmış numuneler üzerinde çalışılmıştır. Ancak

zemin özelliklerini temsil eden birtakım verilerde farklılıklarla karşılaşılmıştır.

Bu çalışmada konsolidasyon deneyinden bulunan parametre ve büyüklükler

değerlendirildiğinde, deney başı ve sonu su muhtevaları, birim hacim ağırlıkları,

başlangıç boşluk oranı değerleri ve numune çaplarının, bulunan ön konsolidasyon

basıncı değerlerine etkisi olduğu düşünülmektedir.

Şekil 4.4. Deney başı ve deney sonu su muhtevası değişiminin ön konsolidasyon

basıncına etkisi

Şekil 4.4’te gösterildiği gibi 5 farklı numunenin konsolidasyon deneyi

sonunda ölçülen su muhtevasından deney başında ölçülen su muhtevası

çıkarıldığında deney sırasındaki su miktarı değişimi bulunur. Su muhtevasındaki fark

arttığında ön konsolidasyon basıncında 8 yöntemle de değerlendirildiğinde önce bir

miktar azalış daha sonra artış gözlenmiştir.

0

50

100

150

200

250

300

1.93 1.91 1.77 1.57 0.75

Ön

kons

olid

asyo

n ba

sıncı (

kpa)

Su muhtevası değişimi (wson- wilk) %

Schmertmann

Casagrande

Butterfield

Janbu

Tavenas

Old

Van Zeist

Şenol


81

18 adet deneyde kullanılan numunelerin çapları, başlangıç ve son su

muhtevaları, dane birim hacim ağırlıkları, başlangıç boşluk oranları ve aşırı

konsolidasyon oranını bulmak için jeolojik yükleri Çizelge 4.9’da verilmiştir.

Çizelge 4.9. Deneylerde kullanılan numunelerin zemin özellikleri

Numune No

Çap (mm) Wilk %

Wson %

γilk

(kN/m3) γson

(kN/m3) e0 σ0

'

1 75 25.13 26.9 19.41 20.73 0.80 41.46

2 50 27.38 25.1 19.54 20.40 0.77 40.80

3 50 24.77 23.5 19.97 21.41 0.76 42.83

4 75 25.62 28.1 19.79 20.95 0.82 41.89

5 50 23.96 23.6 19.07 20.33 0.74 40.67

6 50 22.05 20.1 17.91 18.03 0.58 36.06

7 75 25.89 27.1 15.17 15.93 0.79 31.86

8 50 27.49 25.6 16.23 17.37 0.82 34.73

9 50 25.18 25.4 19.73 20.47 0.73 40.95

10 75 24.69 26.6 19.16 20.73 0.82 41.46

11 75 24.96 22.3 18.15 20.37 0.91 40.73

12 50 26.59 23.1 18.36 18.41 0.69 36.83

13 50 25.96 24.3 20.23 20.39 0.68 40.78

14 75 19.67 21.6 20.29 21.64 0.62 43.29

15 50 26.71 25.3 19.14 20.27 0.79 40.53

16 50 25.49 23.9 20.35 21.27 0.72 42.53

17 75 25.25 26.0 18.77 20.35 0.82 40.70

18 75 20.37 21.9 25.85 26.30 0.83 43.89

Yapılan deneyler değerlendirildiğinde 8 yöntemle grafikler çizilip, ön

konsolidasyon basıncı hesaplamaları ve okumaları yapılmıştır. Bu

değerlendirmelerin sonuçları 4.9 no’lu çizelgede verilmiştir.


82

Çizelge 4.10. Farklı yöntemlerle elde edilen ön konsolidasyon basıncı değerleri

Numune No

Schmertmann metodu (e logσ')

Casagrande metodu (e logσ')

Butterfield metodu (Ln(1+e)-logσ')

Janbu metodu (∆H/H-σ' ve Mc-σ')

Tavenas metodu (σ'DH/H-σ')

Old metot (∆H/H-logσ')

Van Zelst metodu (∆H/H-logσ')

Şenol'un Önerisi (σ'∆H/H-logσ')

1 110 24 13 45.25 45.25 24 50 62

2 175 95 26 101.82 160 80 112 160

3 295 118 50 203.64 203.64 117 270 275

4 200 - 13 103.9 51.95 - - 63

5 290 118 50 203.64 203.64 115 270 265

6 220 100 26 203.64 203.64 68 - 145

7 215 - 12 181.01 45.25 - - 110

8 290 200 50 203.64 203.64 203.64 323 290

9 215 130 50 102.82 101.82 113 300 170

10 110 80 34 67.88 113.13 72 102 110

11 230 60 23 45.25 90.51 43 85 125

12 250 200 50 203.64 203.64 165 - 180

13 170 45 50 101.82 101.82 45 - 140

14 155 60 45 181.01 90.51 75 250 130

15 178 70 50 203.64 101.82 48 115 143

16 195 75 50 203.64 101.82 70 340 143

17 103 24 12 90.51 45.25 20 33 63

18 120 41 23 45.25 45.25 40 55 65

Yapılan deneylerin sonucunda 75 mm çaplı numunelerden elde edilen

konsolidasyon verilerinin, bahsi geçen bütün yöntemlere uygulanıp, belirlenen ön

konsolidasyon basıncının, 50 mm çaplı ödometre numunelerinden bulunan ön

konsolidasyon basıncından daha küçük olduğu gözlenmiştir.

Tek tek her deney için ön konsolidasyon basıncı sonuçlarına bakıldığında

bütün yöntemlerde tam olarak olmasa da birbirine yaklaşık değerler vermiştir ve

bütün deneyler genelinde aynı karakterde eğilim göstermişlerdir. Bütün yöntemlerde


83

1, 11, 17 ve 18 no’lu deneylerde en düşük ön konsolidasyon basıncı okumaları

alınmıştır. 3, 5, 8 ve 12 no’lu deneylerde belirlenen ön konsolidasyon basınçları

maksimum seviyeye ulaşmıştır.

8 farklı yöntem arasında en büyük ön konsolidasyon basıncı Schmertmann ve

Van Zelst yöntemlerinden elde edilmiştir. En küçük değerler ise Butterfield

yönteminden elde edilmiştir.

Tavenas yöntemi ile bulunan değerler aralarında çok fazla fark yoktur.

Tavenas yönteminin deney hatalarını daha fazla kapattığı düşünülmektedir. Bu

yöntemin hassas olmasının yanı sıra kolay olması diğer bir avantajıdır.

Şenol (1997) tarafından ortaya konulan Şenol yöntemi ile Tavenas

yönteminden bulunan ön konsolidasyon basınçları birbirlerine daha yakın çıkmıştır.

Burmister yönteminin kullanılabilmesi için birinci yükleme değerini aşan

ikinci yükleme kısmının deneyde mutlaka yapılması gerekir, deneylerde bu şekilde

ikinci yükleme yapılmadığı için Burmister yöntemi ile ön konsolidasyon basıncı

belirlenememiştir. Bu yöntem eski olması ve her deney eğrisine birebir uymaması

nedeniyle günümüzde tercih edilen bir yöntem değildir (Şenol, 1997).

Şekil 4.5-4.12’de 1 no’lu numune için bütün yöntemlerle elde edilen grafikler

ve hesaplar verilmiştir.

Casagrande yönteminde eğriliğin minimum olduğu yeri tayin etmekteki

güçlük ve logaritmik ölçek kullanılması bir belirsizliğe neden olabilmektedir.


84

Şekil 4.5. Ön konsolidasyon basıncının Casagrande metodu ile belirlenmesi

Şekil 4.6. Ön konsolidasyon basıncının Janbu metodu ile belirlenmesi


85

Janbu yönteminde eksen takımının normal ölçek üzerinde gösterilmesi ile ön

konsolidasyon basıncının daha belirginleşeceği düşünülmüştür. Standart yüklemeli

ödometre aleti ile sabit gerilme artımları altında yapılmayan deneyler tam ve hassas

sonuçlar vermez. Bu yöntem sürekli yüklemeli ödometre deneyine göre

geliştirilmiştir.

Tavenas yönteminde herhangi bir saptama gerektirmeden ön konsolidasyon

basıncı kolaylıkla bulunmuştur. Yeni olması nedeniyle Casagrande yöntemi kadar

yaygın değildir, ancak kolay ve hemen hemen tüm deney verilerinde uygun sonuç

vermesi en büyük avantajıdır. Standart yüklemeli kademeli ödometre deneylerinde

uygun sonuç verir.

Şekil 4.7. Ön konsolidasyon basıncının Tavenas metodu ile belirlenmesi

Schmertmann yönteminin deneme yanılma sistemine dayalı olması ve bu

yöntemin hesap aşamasının uzun sürmesi bir dezavantajdır, ancak yöntemin detaylı

belirleme sistemine sahip olması hassas sonuç elde edilmesini sağlar. Schmertmann

yönteminde laboratuardaki şartların arazi şartlarını hemen hemen tamamıyla temsil

ettiği iddia edilmektedir. Ancak bu numunenin örselenmeme derecesine bağlıdır. Su

muhtevası (wn) değeri tüm ön konsolidasyon basıncı belirleme yöntemlerinde önemli


86

olsa da Schmertmann yönteminde boşluk oranı ile sıkışma (e-∆H) okumaları, ön

konsolidasyon basıncı belirleme metodunun temelini oluşturur.

Şekil 4.8. Ön konsolidasyon basıncının Schmertmann metodu ile belirlenmesi

Butterfield metodu kritik durum teorisine dayanır. Kosolidasyon deneyinde

hesaplanan boşluk oaranı-gerilme dağılımları özgül hacim; V=1+e hesaplanarak

diyagramlar oluşturulmuştur. (ln(1+e),llogp′) grafiklerine, deney sonuçlarının

hassasiyeti doğrudan etki eder. Deney sonuçlarından daha çok, deneyin yönteme

gerilmeler açısından tam uyarlanamaması, daha farklı bir söyleyiş ile standart

yüklemeli ödometre deneyinin tek eksenli yüklemeyi ifade ederken, yöntemin kritik

durum düşüncesi doğrultusunda düşey ve yatay gerimelere bağlı olan bir gerilmeyi

ifade etmesi az da olsa anlam farkına sebep olmaktadır. Dolayısıyla yapılan tüm

deneyler bu yönteme uygulanmasına karşın, sonuçlar istenilen ve beklenilen

değerlerin altında olmuştur (Şenol, 1997).


87

Şekil 4.9. Ön konsolidasyon basıncının Butterfield metodu ile belirlenmesi

Şekil 4.10. Ön konsolidasyon basıncının Eski metot ile belirlenmesi


88

Şekil 4.11. Ön konsolidasyon basıncının Van Zelst metodu ile belirlenmesi

Eski yöntem Casagrande yönteminden yola çıkılarak ortaya atılmıştır. Eski ve

Van Zelst yöntemlerinde eksen takımı Casagrande ve Schmertmann yöntemlerindeki

gibi seçilmektedir. Van Zelst metodunda boşaltma eğrisi dikkate alınır.

Şenol (1997) yapmış olduğu çalışmada öne sürdüğü Şenol yöntemin de ise

Tavenas yönteminden esinlenmiştir. Ancak eksenel anlamda Tavenas’tan farkı, yatay

eksen logaritmik olarak çizilmiştir. Oldukça basit ve uygulanabilir bir yöntemdir.

Diğer yöntemlerle uyumlu sonuçlar vermiştir.


89

Şekil 4.12. Ön konsolidasyon basıncının Şenol metodu ile belirlenmesi

5 deneyde her yöntemle basınç belirlenememiştir. 4 ve 7 no’lu deneylerde

(e-logσ’) grafiklerinden Casagrande, Old ve Van Zelst metodlarıyla ön

konsolidasyon basıncı belirlenememiştir. 6, 12 ve 13. deneylerde ise yine Van Zelst

metodu ile değerlendirme yapılamamıştır. Bunun sebebi boşaltma eğrilerinin çok dik

olması yani boşluk oranı (e) değerlerinin yüksek değerler almasıdır. Her üç deney

sonucu çizilen (e-logσ’) grafiği de davranış olarak birbirine benzemektedir.

Bulunan ön konsolidasyon basınçları değerlendirildiğinde oldukça yaygın

olan Casagrande metodunda (24-200) kPa arasında olduğu saptanmıştır. Janbu

yönteminde (∆H/H, σ′) eksen takımına göre eğriler çizildiğinde ön konsolidasyon

basıncı (45-204) kPa arasında bulunmuştur. Tavenas yöntemindeki basınçlar da

Janbu metodunda bulunan aralıktadır. Schmertmann metodunda ise en büyük

basınçlara ulaşılmış olup değerler (103-295 ) kPa aralığındadır. Butterfield metodu

klasik zemin mekaniği mantığına uymamaktadır, basınçlarda çok düşük değerler elde

edilmiş olup (12-50) kPa aralığındadır. Casagrande yönteminin bir versiyonu olan

Eski yöntemde basınçlar (20-204) kPa aralığındadır. Van Zelst yönteminden elde

edilen değerler Eski yöntemde bulunan basınçlardan bir miktar daha büyüktür. Bu


90

yöntemle bulunan basınçlar (33-340) kPa aralığındadır. Tavenas yönteminden

esinlenilerek düşünülmüş Şenol yönteminde ise (62-290) kPa arasında ön

konsolidasyon basınçları bulunmuştur. Yöntemlerde bulunan ön konsolidasyon

basınçları, zemin farklı özellikler gösterdiği için geniş bir aralığa yayılmıştır. Buna

pek çok etken sebep olabilir. Bunun için numune çaplarına göre değerlendirme

yapılırsa büyük çaplı numunelerin daha küçük değerler, küçük çaplı numunelerin de

daha büyük ön konsolidasyon basıncı değerleri verdikleri görülür (Çizelge 4.11).

Çizelge 4.11. Ön konsolidasyon basınçları Ön Konsolidasyon Basıncı

Belirleme Yöntemleri

75 mm’lik Numune için

Ön konsolidasyon Basınç

Aralığı

50 mm’lik Numune için

Ön konsolidasyon Basınç

Aralığı

Casagrande Metodu 24-80 45-200

Janbu Metodu 45-181 102-204

Tavenas Metodu 45-113 101-204

Schmertmann Metodu 103-230 170-295

Butterfield Metodu 12-45 26-50

Eski Metot 20-75 45-204

Van Zelst Metodu 33-250 112-340

Şenol Metodu 62-130 140-290

Yapılan 18 adet konsolidasyon deneyinden 8 tanesi 75 mm çapındadır, 10

tanesi 50 mm çapındadır. Bu deneyler kendi aralarında 2 kategoride

değerlendirilmiştir.

Çizelge 4.12’de 8 adet 75mm çapındaki konsolidasyon deney sonuçlarından 5

farklı yönteme göre ön konsolidasyon basıncı değerleri verilmiştir.


91

Çizelge 4.12. 75 mm çapındaki deney numunelerinin ön konsolidasyon basınçları Numune No 1 4 7 10 11 14 17 18

Schmertmann 110 200 215 110 230 155 103 120

Şenol 62 63 110 110 125 130 63 65

Tavenas 45 52 45 113 91 91 45 45

Casagrande 24 - - 80 60 60 24 41

Butterfield 13 13 12 34 23 45 12 23

Schmertmann, Şenol, Tavenas, Casagrande, Butterfield yöntemleri grafiksel

olarak incelendiğinde (Şekil 4.13) 5 metot arasından en yüksek değerlerin

Schmertmann metodundan elde edildiği net bir şekilde görülmektedir. Bunu Şenol

metodu takip etmektedir ancak Şenol yönteminde verilerin daha istikrarlı sonuçlar

verdiği gözlenmektedir. Butterfield metodunda ise çok küçük basınçlar okunmuştur,

diğer yöntemlere aykırıdır bu durum yöntemin klasik zemin mekaniğine uyumlu

olmadığını gösterir.

Şekil 4.13. 75 mm çapındaki numunelerin ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel

gösterimi

0

50

100

150

200

250

1 4 7 10 11 14 17 18

Ön

kon

solid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Schmertmann

Şenol

Tavenas

Casagrande

Butterfield


92

Çizelge 4.13. 75 mm çapındaki deney numunelerinin ön konsolidasyon basınçları Numune No 1 4 7 10 11 14 17 18

Van Zelst 50 - - 102 85 250 33 55

Janbu 45 104 181 68 45 181 91 45

Old 24 - - 72 43 75 20 40

Butterfield 13 13 12 34 23 45 12 23

Yine 75 mm çapındaki numunelerin sonuçlarından bulunan ön konsolidasyon

basınçları Van Zelst, Janbu, Eski (Old), Butterfield yöntemleri ile

değerlendirildiğinde, Van Zelst yönteminde 2 okuma alınamamış, ancak diğer 5

deneyde en yüksek değerler elde edilmiştir. İkinci en büyük değer ise Janbu

yönteminden elde edilmiştir. Butterfield diğer yöntemlerden uyumsuz sonuçlar

vermiştir.

Şekil 4.14. 75 mm çapındaki numunelerin ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi

4.14 no’lu çizelgede 10 adet 50 mm çapındaki konsolidasyon deney

sonuçlarından 5 farklı yönteme göre ön konsolidasyon basıncı değerleri verilmiştir.

0

50

100

150

200

250

1 4 7 10 11 14 17 18

Ön

kons

olid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Van Zelst

Janbu

Old

Butterfield


93

Çizelge 4.14. 50 mm çapındaki deney numunelerinin ön konsolidasyon basınçları Numune No 2 3 5 6 8 9 12 13 15 16

Schmertmann 175 295 290 220 290 215 250 170 178 195

Şenol 160 275 265 145 290 170 180 140 143 143

Tavenas 102 204 204 204 204 102 204 102 102 102

Casagrande 95 118 118 100 200 130 200 45 70 75

Butterfield 26 50 50 26 50 50 50 50 50 50

İkinci seride deney sonuçları incelendiğinde 50 mm çapındaki numunelerde

de Schmertmann en yüksek değerleri vermiştir. Sıralama aynen 75 mm’lik

numunelerde bulunan şekildedir. Ancak küçük çaplı numunelerde Şenol ile

Schmertmann metodundan bulunan sonuçlar birbirine çok yakındır. Butterfield

metodundan bulunan basınçlar yine uyumsuz sonuçlar vermiştir.

Şekil 4.15. 50 mm çapındaki numunelerin ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel

gösterimi

0

50

100

150

200

250

300

350

2 3 5 6 8 9 12 13 15 16

Ön

kon

solid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Schmertmann

Şenol

Tavenas

Casagrande

Butterfield


94

Çizelge 4.15. 50 mm çapındaki deney numunelerinin ön konsolidasyon basınçları Numune No 2 3 5 6 8 9 12 13 15 16

Van Zelst 112 270 270 - 323 300 - - 115 340

Janbu 102 204 204 204 204 103 204 102 204 204

Old 80 117 115 68 204 113 165 45 48 70

Butterfield 26 50 50 26 50 50 50 50 50 50

50 mm çaplı numunelerde Van Zelst metodunda 3 deney sonucu

değerlendirilememiştir. Van Zelst metodu diğer yöntemlerle bulunan ön

konsolidasyon basınçlarından büyük değerler vermiştir. Büyük basınç değerlerinden

küçüğe sıralama yine Janbu, Eski (Old), Butterfield şeklindedir.

Şekil 4.16. 50 mm çapındaki numunelerin ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi

Şekil 4.13-4.16’dan net bir şekilde görüldüğü gibi bütün yöntemlerle ayrı ayrı

karşılaştırmalar yapıldığında 50 mm çapındaki numunelerden elde edilen ön

konsolidasyon basınçları 75 mm çapındaki numunelerden elde edilen sonuçlardan

0

50

100

150

200

250

300

350

2 3 5 6 8 9 12 13 15 16

Ön

kons

olid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Van Zelst

Janbu

Old

Butterfield


95

daha büyüktür. Bunun nedeni büyük çaptaki konsolidasyon numunelerinde aynı

yükleme altında daha düşük gerilme ortamının oluşturulmasıdır.

Bulunan bu ön konsolidasyon basınçlarından aşırı konsolidasyon oranı

bulunabilmektedir.

AKO = (4.6)

AKO=OCR= Aşırı konsolidasyon oranı

Casagrande ve Butterfield yöntemleri dışında bulunan tüm ön konsolidasyon

basınçlarından AKO hesaplandığında incelenen zeminler aşırı konsolide bir zemin

olarak tanımlanır. Butterfield yönteminden oldukça düşük değerler elde edilmiştir.

Bu yöntem kritik durum teorisine dayanır. Casagrande yönteminde ise 3 deneyde kil

normal konsolide, 13 deneyde ise hesaplar yapıldığında kilin aşırı konsolide bir

zemin olduğu görülmüştür.

4.2.1.3. Serbest Basınç Deney Sonuçları

Bu çalışmada Batı Adana Su Arıtma Tesisinden, 1.90-2.10 m derinlikten

alınan örselenmemiş kil zemin numuneleri deney verileri Çizelge 4.16’da

sunulmuştur. Farklı su muhtevalarındaki numunelerin kırılma anında yaptığı

deformasyon ile kayma mukavemeti arasındaki ilişki Şekil 4.17’de verilmiştir. Su

muhtevası düşük olan numunelerin mukavemeti yüksektir ve daha büyük

deformasyonlar yaparak kırılmıştır.


96

Şekil 4.17. Drenajsız kayma mukavemeti-düşey deplasman arasındaki ilişki

Çizelge 4.16. Serbest basınç deney verileri

Numune No Deplasman qu (kg/cm2) w (%) 1 7.00 2.34 24.37 2 7.50 2.88 25.15 3 8.25 2.93 25.30 4 7.00 2.45 25.45 5 5.25 2.14 25.47 6 7.25 2.06 25.63 7 10.75 2.61 25.86 8 7.75 1.77 25.37 9 4.75 1.14 26.45 10 7.00 1.29 26.46 11 3.25 0.76 28.03 12 7.00 2.17 24.46 13 7.50 2.14 24.62 14 9.75 2.22 25.00 15 6.25 1.84 25.38 16 3.25 1.02 25.95 17 6.00 1.44 26.12 18 3.25 0.95 26.52 19 5.00 1.13 26.56

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

2 4 6 8 10 12Serb

est B

asın

ç M

ukav

emet

i (q u

) kg

/cm

2

Deplasman (mm)


97

Şekil 4.18. %24-26 su muhtevalarında gerilme deformasyon eğrileri

Şekil 4.19. %26-28 su muhtevalarında gerilme deformasyon eğrileri


98

Numuneler aynı muayene çukurlarından alınmasına rağmen su muhtevaları %

24 ile %28 arasında değişmektedir. Beklendiği gibi su muhtevası azaldıkça kil

zeminin mukavemeti artmıştır. Su muhtevası mukavemeti yüksek oranda

etkilemektedir.

Şekil 4.20. Yeraltı su seviyesindeki numunelerde kayma mukavemeti (qu) değişimi

Şekil 4.20.’de ise yeraltı su seviyesinin tam üzeri ve altındaki kayma

mukavemetlerinin arasındaki farklar araştırılmıştır. Yeraltı su seviyesinin tam

üzerindeki numunelerde mukavemet daha yüksek çıkmıştır, bunun nedeni kapiler

etkiden dolayı oluşan matrik emmedir. Matrik emme mukavemeti artırmıştır.

Doymamış bir zeminde kapiler kuvvetler oluşur matrik emme artar, su

üzerinde kalan numunelerde mukavemet artışı gözlenir. Yani matrik emmenin etkisi

kohezyon üzerinedir. Kayma dayanımı aşağıdaki şekildedir.

τf = ctotal + σtanφ (4.7)

Zemin doygun olmadığında kayma dayanımına etkiyen parametreler hesaba

katılmaktadır.

Fredlund ve diğ. (1978) doymamış bir zemin için kayma dayanımını

aşağıdaki gibi vermiştir:

τf = c’ + (σ-ua) tan φ’+ (ua-uw) tan φb (4.8)

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

24 25 26 27 28 29

q u(k

g/cm

2 )

w(%)Su seviyesi üzerindeki zeminde yapılan deneyler (1,90-2,00)Su altındaki zeminde yapılan deneyler (2,00-2,10)


99

σ > ua > uw olmalıdır.

Bu sıra bozulacak olursa sistemde denge yitirilir. Örneğin, boşluk hava

basıncının (ua) boşluk suyu basıncından yüksek bir değere ulaşması (σ-ua) → 0,

zeminin veya numunenin dağılmasına neden olacaktır. Bir başka limit gerilmeye

erişme durumu (ua-uw) ile tanımlanmış kılcal gerilmenin (matrik emme)

kaybolmasıdır. Bu durumda boşluk suyu basıncı boşluk hava basıncını aştığından

ortam doygunluğa yönelecektir (Sr → 1), (Önalp, 2007).

Fredlund ve diğ. (1994) ve Vanapalli ve diğ. (1996) zemin-su karakteristik

eğrilerini ve doygun kayma dayanımı parametrelerini kullanarak doymamış zeminin

kayma dayanımını bulmak için birçok model önermişlerdir. Aşağıdaki bağıntı

doymamış zeminin kayma dayanımını bulmak için kullanılabilir.

τf = c’ + (σ-ua) tan φ’+ (ua-uw) tan φ’

−−

rs

r

θθθθ

(4.9)

τus= (ua-uw) tan φ’

−−

rs

r

θθθθ

(4.10)

τus emmeye bağlı olarak elde edilen kayma dayanımını başka deyişle

doymamış zeminlerin zemin özellik fonksiyonlarını hesaplamak için kullanılan

zemin-su karakteristik eğrisini gösterir.

ua= boşluk hava basıncı

uw= boşluk su basıncı

ua-uw= matrik emme

τf = doymamış bir zeminin kayma dayanımı

c’ =efektif kohezyon

φ’= efektif kayma dayanımı açısı

σ-ua= net normal gerilme

φb= emmedeki artışa karşın oluşan kayma dayanımı açısı

θs= doygun haldeki hacimsel su içeriği

θr= rezidüel durumda hacimsel su içeriği


100

Serbest basınç deneylerinde de suyun altındaki numunenin mukavemeti

düşük çıkmıştır. Yeraltı su seviyesinin üstündeki numunelerin mukavemetinin

yüksek olması kapiler etkiden kaynaklanan matrik emmenin artışı olarak

düşünülmektedir.

4.2.1.4. Kesme Kutusu Deney Sonuçları

Kil zemin üzerinde yapılan kesme kutusu deney sonuçları Şekil 4.21’de

verilmiştir. Kayma gerilmesi düşey eksende, normal gerilme yatay eksende

gösterilmiştir.

Şekil 4.21. Kilde uygulanan kesme kutusu deney sonuçları

Çizelge 4.17. Kesme kutusu deney verileri

Düşey yük 1 kg 2 kg 4 kg Normal Gerilme 0.316 0.595 1.268 Kayma Gerilmesi 0.640 0.670 0.680

Zemin suya tam doygun olmadığı için içsel sürtünme açısı (Şekil 3.30)

meydana gelmiştir (Çizelge 4.18). Kesme kutusu deneyinden bulunan kayma

y = 0.037x + 0.635R² = 0.771

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

Kay

ma

Ger

ilmes

i (kg

/cm

2 )

Normal Gerilme (kg/cm2)


101

mukavemeti değeri 1.27 kg/cm2’dir. Deneyde bulunan kayma mukavemeti serbest

basınç deneyinden bulunan ile uyumludur.

Çizelge 4.18. Deneyden bulunan kayma mukavemeti parametreleri

φ(º) 2.12

c (kg/cm2) 0.635

4.2.1.5. Üç Eksenli Basınç Deneyi Sonuçları

Drenajsız kayma mukavemetleri sırasıyla 54 ve 58 kPa olarak elde edilmiştir.

Mohr daireleri birleştirildiğinde küçük bir değer içsel sürtünme açısı çıkmıştır.

Numuneler tam doygun olmadığı için φ=4.5° açısı kabul edilebilir bir değerdir (Şekil

3.30). Kayma mukavemeti değeri 83 kPa olarak hesaplanmıştır. Bu değer serbest

basınç ve kesme kutusu deneylerinden elde edilen kayma mukavemeti değerine göre

daha düşük bir değerdir.

Şekil 4.22. Konsolidasyonsuz ve drenajsız (UU) üç eksenli deney sonuçları


102

4.2.1.6. Arazi - Laboratuar Model Deneyleri Sonuçları ve Karşılaştırmaları

Arazide yapılan model deneyin temel tabanındaki taşıma kapasitesi düşey

deplasman eğrisi Şekil 4.23’te verilmiştir.

Şekil 4.23. Arazi model deney verileri

Oturma oranı değeri (s/D), oturma miktarının (s), temel çapına (D) bölünerek,

boyutsuz bir değere dönüştürülmesi ile elde edilmiştir.

Deneyde taşıma kapasitesi teğetler yöntemi ile qu= 475 kPa göçme anındaki

oturma oranı ise, (s/D)u= 3.9 bulunmuştur.

Deneyde bulunan datalara rasyonel fonksiyon analizi yapıldığında korelasyon

katsayısı r =0.999, standart hata s =9.683 olarak elde edilmiştir.

Gerilme-oturma oranı datalarının rasyonel fonksiyonu q = ( . . )( . . ) (4.11)

şeklindedir.


103

Şekil 4.24. Arazi model deney verileri regresyon analizi

Laboratuarda yapılan model deneyden elde edilen sonuçlardan gerilme

deformasyon eğrisi çizilmiş ve taşıma gücü değeri belirlenmiştir.

Temel tabanındaki taşıma kapasitesi düşey deplasman eğrisi Şekil 4.25’te

verilmiştir.

Şekil 4.25. Laboratuar model deney verileri


104

Deneyde taşıma kapasitesi teğetler yöntemi ile qu= 140 kPa göçme anındaki

oturma oranı ise, (s/D)u= 2.3 bulunmuştur.

Deneyde bulunan datalara rasyonel fonksiyon analizi yapıldığında korelasyon

katsayısı r =0.999, standart hata s =1.153 olarak bulunmuştur.

Gerilme-oturma oranı datalarının rasyonel fonksiyonu

q = . . . . (4.12)

şeklindedir.

Şekil 4.26. Laboratuar model deney verileri regresyon analizi

Aynı çaptaki ve aynı özellikteki temel için yapılan arazideki model yükleme

deneyi sonuçları ile deney sahasından aynı derinlikten getirilen zemin öğütüldükten

ve sıkıştırıldıktan sonra laboratuarda yapılan model deney sonuçları

karşılaştırıldığında örselenmiş, laboratuarda yapılan model deney sonuçlarının

araziye oranla göçme anında daha düşük deformasyonda düşük taşıma gücü verdiği

görülmüştür (Şekil 4.27).


105

Şekil 4.27. Arazi ve laboratuar model deney gerilme, oturma oranı karşılaştırması

393.3140475

)(

)( ==labu

araziu

qq

(4.13)

Arazi ve laboratuarda yapılan model deney sonuçları karşılaştırıldığında,

laboratuarda yapılan deneylerin arazi zemin koşullarını tamamen yansıtamadığı

görülmüştür. Deney sonuçları arasında 3 katın üzerinde fark elde edilmiştir. Bunun

sebebi olarak da arazinin doğal koşullarındaki tüm özelliklerinin tam anlamıyla

laboratuar deney koşullarında sağlanamamasıdır. Sonuçlardaki farklılık hazırlanan

zeminin, kurutma ve öğütme aşamasında yapısının bozulması ve deneye

hazırlandıktan sonra tam anlamıyla arazideki aynı özelliği taşımamış olması olarak

açıklanabilir.


106

4.2.2. Kayışlı Köyünde Yapılan Deneysel Çalışmalar

4.2.2.1. Farklı Yöntemlerle Bulunan Ön Konsolidasyon Basıncı Değerlerinin


Güney Adana Kayışlı Köyü İlköğretim Okulu Proje Sahası, 40 no’lu parselde

açılan muayene çukurlarından alınan numuneler üzerinde de konsolidasyon deneyleri

yapılmış ve yukarıda bahsedilen yöntemlerle değerlendirilmiştir. Deney

sonuçlarından hesaplanan ön konsolidasyon basınçları Şekil 4.28 ve Şekil 4.29’da

verilmiştir. CH kilinde yapılan 2 adet konsolidasyon deneyinden bulunan ön

konsolidasyon değerleri ile Batı Adana Su Arıtma Tesisinden hesaplanan ön

konsolidasyon basınçları uyum içerisindedir. Ön konsolidasyon basıncında en

yüksek değer Schmertmann metodunda bulunmuştur. Tavenas ile Janbu

yöntemlerinden hesaplanan ön konsolidasyon basınçları kendi aralarında uyumludur.

Butterfield yöntemi yine diğer yöntemlere göre uyumsuz sonuçlar vermiştir.

Şekil 4.28. Ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi (Kayışlı Köyü)

0

50

100

150

200

1 2Ön

kon

solid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Schmertmann

Şenol

Tavenas

Casagrande

Butterfield


107

Şekil 4.29. Ön konsolidasyon basınçlarının grafiksel gösterimi (Kayışlı Köyü)

Çizelge 4.19. Farklı yöntemlerle elde edilen ön konsolidasyon basıncı değerleri (Kayışlı Köyü)

Numune No

Schmertmann metodu (e logσ')

Casagrande metodu (e logσ')

Butterfield metodu (Ln(1+e)-logσ')

Janbu metodu (∆H/H-σ' ve Mc-σ')

Tavenas metodu (σ'DH/H-σ')

Old metot (∆H/H-logσ')

Van Zelst metodu (∆H/H-logσ')

Şenol'un Önerisi (σ'∆H/H-logσ')

1 200 47 26 101,41 101.41 37 170 150

2 170 80 50 101,41 101.41 65 120 150

4.2.2.2. Serbest Basınç Deneyi Karşılaştırmaları

Kayışlı köyü arazisinden alınan numuneler üzerinde de serbest basınç deneyi

yapılmıştır. Numuneler 1.2 m ve 1.5 m derinlikten alınmıştır. 1.2 m derinlikten

alınan numunelerin su muhtevası % 27.5-28.5 arasındadır. 1.5 m derinlikten alınan

numunelerin su muhtevası ise % 38-45.5 arasında değişmektedir. 1.5 m derinlikten

alınan numunelerin su muhtevasına numunelerin saklama koşullarının etkilediği

düşünülmektedir.

0

50

100

150

200

1 2

Ön

kons

olid

asyo

n ba

sıncı (

kPa)

Numune no

Van Zelst

Janbu

Old

Butterfield


108

Çizelge 4.20. Serbest basınç deney verileri

Numune No Deplasman qu (kg/cm2) w (%) 1 6.25 2.07 27.48 2 9.25 1.73 28.42 3 2.50 1.94 28.30 4 3.75 2.00 27.98 5 3.25 1.35 38.24 6 5.25 1.46 40.52 7 3.75 1.09 39.71 8 2.00 1.01 41.20 9 2.75 0.94 41.52 10 5.00 0.96 40.83 11 2.00 0.76 43.47 12 2.75 0.79 43.03 13 3.00 0.69 43.82 14 5.75 0.89 43.40 15 3.00 0.58 44.21 16 10.75 0.51 45.34


(w=%27.5-28.5)


109


(w=%38.0-41.5)


(w=%43.0-45.5)


110

Endeks özellikleri aynı olan, ancak su muhtevaları farklı olan kil numunelerin

su muhtevası %28’den %44’e kadar arttıkça drenajsız kayma mukavemetinin

yaklaşık 2.5 kat değiştiği görülmektedir.

Şekil 4.33. Drenajsız kayma mukavemeti-su muhtevası arasındaki ilişki (Kayışlı

Köyü)

4.2.2.3. Üç Eksenli Basınç Deneyi Sonuçları

Kayışlı Köyünün deney sahasından alınan numuneler üzerinde yapılan üç

eksenli deneyine ait Mohr daireleri Şekil 4.34’te verilmiştir. Yapılan bu deney bölüm

5’te sonlu elemanlar yöntemi ile modellenmiştir. Deney eğrileri bölüm 6’da analiz

sonuçları ile karşılaştırmalı olarak sunulmuştur.

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

25 30 35 40 45 50 55

q u(k

g/cm

2 )

Su Muhtevası (w%)


111

Şekil 4.34. Konsolidasyonsuz ve drenajsız (UU) üç eksenli basınç deneyi sonuçları

4.2.2.4. Kayışlı Köyü Kilinde Yapılan Standart Penetrasyon ve Presiyometre

Deney Verileri ve Karşılaştırması

Arazide yapılan standart penetrasyon deneyinde 30 ve 45 cm çakılma için

toplam vuruş sayıları Çizelge 4.21’de verilmiştir.

Çizelge 4.21. SPT N değerleri

Derinlik (m) Vuruş sayısı(N) 1.50 14 3.50 17 5.40 11 7.35 12 9.30 13

11.25 25

Aynı arazide ikinci sondaj kuyusu açılarak yapılan presiyometre deneyleri 1.5

m derinlikte başlayıp 9m’ye kadar 1.5 m aralıklarla devam etmiştir. Pl ve EPMT

değerleri hesaplanmıştır. Şekil 4.35’te 1.5 m derinlikte yapılan presiyometre deneyi

hacim ve basınç kalibrasyon değerleri, deneyden alınan ham değerlerin eğrisi ve

düzeltilmiş eğriler çizilmiştir. 3, 4.5, 6, 7.5 ve 9. metrelerde çizilen grafikler Ek 4’te

verilmiştir.


112

Şekil 4.35. Presiyometre deneyi hacim, basınç değerleri (1.5m derinlik)

Yukarıdaki grafikten Pa, Pb, Pl, Va, Vb ve Vl değerleri okunur. A noktası ilk

eğriliğin bozulduğu nokta (probun zemine değdiği andaki hacim ve basınç

okumaları), B noktası plastikliğin başladığı, elastik bölgenin sonlandığı noktadır.

Zeminin deformasyon modülü (EPMT ) A ile B noktasının eğimlerinden bulunmuştur.

Pl ve Vl değerleri ise, zeminin göçtüğü nokta olarak tanımlanır.

Çizelge 4.22. Presiyometre deney verileri

Derinlik (m) Va (cm3) Vb (cm3) Vl (cm3) Pa (kg/cm2) Pb (kg/cm2) Pl (kg/cm2) EPMT

1.50 106 347 574 0.6 3.8 6.75 23.15

3.00 90 405 542 0.6 4.6 6.60 23.39

4.50 78 394 467 0.6 5.4 7.00 28.00

6.00 91 426 532 0.6 3.8 5.50 17.85

7.50 141 276 535 1.4 6.2 8.20 56.98

9.00 79 133 480 1.4 3.8 7.00 66.44

Pl ve EPMT değerlerinin derinlik boyunca değişimi Şekil 4.36’da verilmiştir.


113

Şekil 4.36. Presiyometre deneyinden bulunan PL, EPMT değerleri

Aynı arazide derinlik boyunca presiyometre deneyinden hesaplanan

deformasyon modülü ile standart penetrasyon deneyinden elde edilen SPT N

değerleri Şekil 4.37’de karşılaştırılmıştır.

Derinlik boyunca sonuçlara bakıldığında SPT deneyinde mukavemet

hesabında kullanılan N vuruş sayısı 3.5 m’de maksimum değer almıştır. 7.5 ve 9.5

metrelerde ise artış göstermiştir.

Presiyometre deneyinden hesaplanan zeminin rijitliğini gösteren elastisite

modülü de 4.5 m’de artış göstermiş 6. m’de farklı zemine girmiş ancak 7.5 ve 9

metrelerde derinlikle artış göstermeye devam etmiştir.


114

Şekil 4.37. Derinlikle EPMT ve SPT N değerleri değişimi

Şekil 4.38. PL, EPMT değişimi

y = -0.003x2 + 0.332x + 0.755R² = 0.964

1

10

10 100

P L

EPMT


115

Çizelge 4.23. PL ve EPMT değerleri (Gambin ve Rousseau, 1980) Zemin türü EPMT (kPa) PL (kPa)

Çamur, turba 200-1500 20-150

Yumuşak kil 500-3000 50-300

Orta kil 3000-8000 300-800

Sert kil 8000-40000 600-2000

Marn 5000-60000 600-4000

Gevşek siltli kum 500-2000 100-500

Silt 2000-10000 200-1500

Kum ve çakıl 8000-40000 1200-5000

Sedimenter kumlar 7500-40000 1000-5000

Kireçtaşı 80000-20000000 3000-10000

Yeni dolgu 500-5000 50-300

Eski dolgu 4000-15000 400-1000

Yapılan presiyometre deneylerinde derinlik boyunca EPMT değeri 1750-6515

kPa, PL ise 540-805 kPa arasında değişmektedir. Gambin ve Rousseau’nun önerdiği

Çizelge 4.23’e göre mevcut arazi deney sonuçları karşılaştırıldığında, değerler orta

kil ve silt aralığında bulunmaktadır. Bu zemin türleri arazi özellikleri ile uyum

göstermektedir.

Deneyler elastik safhada sonlandırılmıştır. Bu gibi durumlardan sakınmak

için deney öncesinde, uygulama yapılacak arazideki zemin türü hakkında bilgi

edinmek gerekir. Son yıllarda Türkiye’de kullanımı hızla artan presiyometre

deneyinde, tecrübesiz personelden ve deney sonuçlarının yanlış yorumlanmasından

kaynaklanan sorunlar hatalı çıkarımlara sebep olmaktadır.


116

5. SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİ Günşad Müge İNALKAÇ

117

5. SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİ

5.1. Giriş Bu bölümde, laboratuar deney sonuçlarının doğruluğunu araştırmak amacıyla

iki boyutlu sonlu elemanlar analizleri gerçekleştirilmiştir. Analizler, sonlu elemanlar

yöntemi ile çözüm yapan PLAXIS (professional version 8, Brinkgreve ve Vermeer,

1998) paket programı kullanılarak yapılmıştır. Analizlerde, laboratuar ortamında

yapılan üç eksenli basınç deneylerinin ve konsolidasyon deneyinin simulasyonu

yapılmıştır. Konsolidasyon deneyinde ise, ayrıca farklı zemin modelleri kullanılarak

analizler yapılmıştır, modellerin zemin koşullarına uygunluğu araştırılmıştır.

Modellerde kullanılan ağ sıkılığını belirlemek için farklı ağ sıkılıklarında analizler

yapılıp ağ etkisinin sonuçlar üzerinde bir etkisi olup olmadığı irdelenmiştir. Deney

düzeneği, yükleme koşulları ve malzeme özellikleri PLAXIS bilgisayar programında

modellenerek sayısal çözümler yapılmıştır.

5.2. Sonlu Elemanlar Yöntemi

Zeminlerin davranışı çeşitli teorik ve ampirik yöntemler ile incelenmektedir.

Bu yöntemlerde zemin, lineer-elastik ve homojen bir ortam gibi düşünülüp

basitleştirici kabuller ile çözüme gidilmektedir. Bu yöntemler, pratik uygulamalarda

genellikle yaklaşık sonuçlar vermesine rağmen zeminlerin heterojen yapısı,

anizotropi, lineer olmayan, zamana ve ortama bağlı davranışı gibi karmaşık

özellikleri nedeniyle gerçekçi çözümler vermemektedir. Bilgisayar teknolojisinin son

yıllarda gelişmesi ile sayısal yöntemler mühendislik problemlerinin kısa sürede

çözümünü sağlamıştır. Sonlu Elemanlar Yöntemi (SEY), sayısal yöntemlerin en

efektif ve sistematik olanıdır. Sonlu elemanlar yöntemi, herhangi bir lineer-elastik

ortama uygulanabilmektedir. Yöntemde malzeme davranışı, toplam gerilme ve şekil

değiştirmeler arasındaki değişimlerle ilişkilendirilerek formüle edilirken, geoteknik

problemlerinde toplam gerilme tensörü, efektif gerilmeler ve boşluk suyu

basınçlarına ayrılmakta ve malzeme davranışı genellikle efektif gerilmeler cinsinden


118

ifade edilmektedir. Geoteknik problemlerin birçoğunda yapı ile zemin etkileşim

içerisindedir. Buna bağlı olarak, bu tip problemlerin analizinde, yapı ile zemin

arasında ara yüzey (interface) kullanılması gerekmektedir. Ayrıca, lineer-elastik

teoriden farklı olarak, doğru bir çözüm elde etmek için daha geniş bir aralıkta sınır

koşullarına ihtiyaç duyulmaktadır. Sonuç olarak, sonlu elemanlar yönteminin

geoteknik mühendisliğinde gerçekçi bir biçimde uygulanabilmesi için bazı

değişiklikler yapmak zorunlu olmaktadır (Potts ve Zdravković, 1999). Geoteknik

mühendisliği uygulamalarında, sonlu elemanlar analizi, gerçek durumumu

modelleyebilmek amacıyla adım adım yapılmaktadır. Zeminlerin gerilme-şekil

değiştirme davranışı non-lineer olduğundan analizlerde bu davranışın modellenmesi

gerekmektedir. Bu amaçla yapımdan önceki başlangıç gerilme durumu, zeminin non-

lineer gerilme, şekil değiştirme ve mukavemet özellikleri ile yükleme aşamaları

arasındaki bekleme süreleri analizlerde gerçek duruma yakın olarak belirlenmelidir

(Kılıç, 2000).

Sonlu elemanlar yöntemi, matematiksel ifadelerle tanımlanan sürekli

sistemlerin genel çözüm yöntemidir (Zeinkiewicz, 1977). Sonlu elemanlar

yönteminde sistem sonlu elemanlara bölünerek, denklemler bir eleman için

yazılmakta ve entegre edilerek sistem denklemleri elde edilmektedir. Sonuçta sürekli

bir ortam için göz önüne alınan diferansiyel denklem lineer bir denklem takımına

indirgenmektedir.

Çözüm bölgesi, eleman adı verilen alt bölgelere ayrıklaştırılmakta ve bu

elemanlarla oluşturulan eşdeğer sonlu elemanlar ağına dönüştürülmektedir.

Elemanlar, belirlenen esas bilinmeyene göre bir, iki veya üç boyutlu

seçilebilmektedir. Eleman tipi seçilirken, gerekli serbestlik derecesi dikkate

alınmakta ve eğri yüzeyler için eğrisel elemanlar seçilmektedir. İki boyutlu

problemlerde, sonlu elemanlar genellikle üçgen veya dörtgen şeklindedir (Şekil

5.1). Bu elemanlar “node” adı verilen düğüm noktaları yardımıyla

ilişkilendirilmektedir. Düz yüzeyli elemanlar için düğüm noktaları genellikle

eleman köşelerine yerleştirilmektedir. Eğrisel yüzeylere sahip elemanlar için ise,

her yüzeyin orta noktalarına da düğümler eklenmektedir.


119

Şekil 5.1. Tipik 2 boyutlu elemanlar

Yöntemde, bilinmeyenlerin ortamda dağılımını veren bir şekil fonksiyonu

seçilmektedir. Eleman düğüm noktaları, eleman bölgesinde bilinmeyen büyüklüğün

(deplasman... vb) dağılım şeklini tanımlamak üzere matematiksel bir fonksiyon

yazmak için imkan sağlamaktadır. Geoteknik mühendisliğinde problemlerin çoğu,

deplasman yöntemiyle formüle edilmektedir. Şekil fonksiyonu belirlenirken,

polinomlar veya seriler kullanılmaktadır:

{ } [ ] { }edN=δ (5.1)

{δ} elemanın herhangi bir noktasındaki deplasman bileşenleri,

[N] şekil fonksiyonunu,

{d}e ise, elemanın düğüm noktasındaki deplasmanlarıdır.

Elemandaki şekil değiştirmeler, düğüm noktası deplasmanları cinsinden,

{ } [ ] { }edB=ε (5.2)


120

[B], eleman şekil değiştirme matrisidir.

Gerilmeler ise, elastisite matrisi [D] kullanılıp, şekil değiştirmelerle

ilişkilendirilerek,

{ } [ ] { }ε=σ D (5.3)

şeklinde yazılabilir.

Bir sonraki işlem ise, uygun bir varyasyonel prensip (enerjinin minimum

olması prensibi vb.) kullanılarak her bir düğüm noktasındaki değerler için bir

denklem takımı elde etmektir:

{ } [ ] { }edkf = (5.4)

Denklemde,

{f}, eleman yük vektörü

[k], eleman rijitlik matrisidir.

Her sonlu eleman için ayrı ayrı bulunan (4.4) denklemleri uygun şekilde

birleştirilerek bütün sisteme ait cebrik denklemler takımı elde edilir.

{ } [ ] { }dKF = (5.5)

Burada,

{F}, sistem yük vektörü

[K], sistem rijitlik matrisi

{d}, sistem deplasman vektörü değerlerini gösterir.

Bu sisteme sınır koşulları uygun satır/sütun işlemleriyle dahil edilerek,

indirgenmiş sistem elde edilir (Bildik, 2010).

5.3. PLAXIS Programı

PLAXIS (Finite Element Code for Soil and Rock Analysis), değişik

geoteknik problemleri için, sonlu elemanlar yöntemiyle, deformasyon ve stabilite


121

analizleri gerçekleştirebilen bir bilgisayar programıdır. Geoteknik mühendisliğinin

diğer uygulama alanlarını da kapsayacak şekilde genişletilmiştir. Program, geoteknik

mühendisliği projelerinin tasarımında ihtiyaç duyulan, zemin-yapı etkileşimi,

gerilme–şekil değiştirme, konsolidasyon, taşıma gücü, akım ağı, zemin dinamiği

konularında ve malzeme farklılığı olan durumlarda kullanılabilmekte ve pratikte

uygulanabilir sonuçlar vermektedir (Bildik, 2010).

Bu çalışmada, PLAXIS 8.6 versiyonu kullanılmıştır. Versiyon, geoteknik

mühendisliği uygulamalarına yönelik olarak geliştirilmiştir. Analizlerde, problemler

2 boyutlu olarak eksenel simetrik geometri koşullarında statik olarak analiz

edilmektedir. Programda, malzemenin gerilme-deformasyon davranışı lineer

olmayan çözüm teknikleri ile modellenmektedir.

5.3.1. Geometrik Modelin Oluşturulması

Programda; zemin tabakaları, yapılar, kazı safhaları, yükler ve sınır şartlarının

girişi için özel bir grafik ortamı (CAD) kullanılmaktadır. Programda, problem tipine

göre düzlem şekil değiştirme veya eksenel simetrik geometri koşulları dikkate

alınabilmektedir. Düzlem şekil değiştirme durumu, cismin bir doğrultudaki boyutunun

(z ekseni), bu boyuta dik diğer iki doğrultudaki boyutundan çok büyük olması

durumunda kullanılabilmektedir. Problemin z ekseni etrafında çepeçevre simetrik

olması durumunda, deformasyonlar ve gerilmeler dönme açısından bağımsız olmakta,

bu nedenle problem Şekil 5.2b’de görülen alan üzerinde 2 boyutlu problem olarak ele

alınabilmektedir.


122

Şekil 5.2.a. Düzlem şekil değiştirme 5.2.b. Eksenel simetrik problem

(PLAXIS Manual, 2002) 5.3.2. Elemanlar

5.3.2.1. Zemin Elemanları

Sonlu elemanlar ağının oluşturulması sırasında, zemin ortam iki boyutlu

üçgen elemanlara ayrılır. Programda, 6 ve 15 düğüm noktalı iki farklı üçgen eleman

bulunmaktadır (Şekil 5.3). Sonlu elemanlar analizinde, deplasmanlar düğüm

noktalarında, gerilmeler ise, düğümler yerine her bir Gauss-noktasında (veya

gerilme noktasında) hesaplanmaktadır.

6 Düğümlü Üçgen Eleman 15 Düğümlü Üçgen Eleman

Şekil 5.3. Zemin elemanlarındaki düğüm ve gerilme noktalarının pozisyonu

y

x

y

x


123

5.3.2.2. Kiriş Elemanlar

Programda; duvar, plak ve temel gibi yapı elemanları 3 ve 5 düğüm noktasına

sahip iki farklı kiriş eleman kullanılarak tanımlanır (Şekil 5.4). Analizlerde 6 düğümlü

zemin elemanı kullanılıyorsa, 3 düğümlü kiriş eleman, 15 düğümlü zemin elemanı

kullanılıyorsa, 5 düğümlü kiriş eleman kullanılmaktadır. Kiriş elemanı, Mindlin kiriş

teorisine dayanır. Bu teoriye göre, kiriş eleman eğilmeye ve kaymaya maruz kalır.

Kiriş elemanı önceden tanımlanan eğilme momenti veya maksimum eksenel kuvvete

ulaştığında plastik hale gelmektedir. Kiriş elemanların malzeme özelliği olarak

programa eğilme rijitliği (EI) ve eksenel rijitlik (EA) değerleri girilmektedir (Bildik

2010).

Şekil 5.4. Kiriş elemanları

5.3.3. Zemin Modelleri

PLAXIS’te zemin ve diğer ortamların (kaya... vb) davranışını modellemek

için 6 farklı model kullanılmaktadır. Bu modeller ve modellerde kullanılan

parametreler aşağıda kısaca özetlenmiştir.

5.3.3.1. Lineer Elastik Model (LE)

Bu modelde, zemin davranışının Hooke yasasına uyduğu ve izotropik lineer

elastik bir malzeme olduğu kabul edilir. Programda giriş bilgileri olarak 2 adet rijitlik

parametresi, Elastisite modülü, E ve Poisson oranı, ν değerleri girilir. LE model,

zemin davranışını çok sınırlı bir şekilde temsil edebilir. Genellikle, zemin içerisindeki

rijit yapıları modellemek için kullanılır.

5 Düğümlü 3 Düğümlü


124

5.3.3.2. Mohr-Coulomb Model (MC)

Elasto-plastik zemin modelidir. Programda, giriş bilgileri olarak 5 parametre

girilir. Bunlar; Elastisite modülü (E), Poisson oranı (ν), kohezyon (c), içsel sürtünme

açısı (φ) ve dilatasyon açısı (ψ)’dır. Ayrıca modelde, doğru bir K0 seçilerek zemindeki

başlangıç yatay gerilme durumu oluşturulabilir. Bu modelde, hesaplamaların hızlı ve

kısa zamanda yapılabilmesi en büyük avantajdır.

Plaxis çözümlerinde, Elastik model ve Mohr-Coulomb model’de basit rijitlik

modülü olarak Young modülü kullanılır fakat aynı zamanda farklı rijitlik modülü

gösterilmiştir. Rijitlik modülü gerilmenin bir ölçüsüdür. Zemin mekaniğinde başlangıç

eğimi E0 olarak gösterilir ve |σ1-σ3|’ ün maksimum değerinin yarısına karşılık gelen

sekant modülü E50 olarak gösterilir (Şekil 5.5). Geniş lineer elastik aralıktaki

malzemelerde E0 gerçekçi değildir, fakat zemin yüklemelerinde genellikle E50

kullanılır. Boşaltma problemlerine bakıldığında, örneğin tünel ve kazı durumlarında,

E50 yerine Eur gerekir. Zeminlerde boşaltma modülü Eur ve ilk yükleme modülü E50

basınç artışına bağlıdır (Plaxis 2D V8-Manual).

Şekil 5.5. E0 ve E50 tanımları (Plaxis 2D V8-Manual)

5.3.3.3. Jointed-Rock Model (JR)

Plastik kaymanın sadece sınırlı sayıda kayma doğrultularında meydana

geldiği anizotropik elasto-plastik modeldir. JR model, tabakalı veya birleşik


125

kayaların davranışını modellemede kullanılır. Modelde giriş parametreleri olarak,

Elastisite modülü (E), Poisson oranı (ν), kohezyon (c), içsel sürtünme açısı (φ) ve

dilatasyon açısı (ψ) değerleri girilmektedir.

5.3.3.4. Soft Soil Model (SS)

Zemin mekaniğinde normal konsolide killer, killi siltler ve turba zeminler

yumuşak zemin olarak kabul edilir. Bu tür zeminlerin yüksek mertebedeki

sıkışabilirlik özelliğine bağlı olarak farklı özellikleri vardır. Bu nedenle, bu tür

zeminlerde SS model kullanılır. Model en iyi performansını birincil sıkışma

durumlarında gösterir. Modelde giriş parametreleri olarak, kohezyon (c), içsel

sürtünme açısı (φ), dilatasyon açısı (ψ), modifiye sıkışma indeksi (λ∗), ve modifiye

şişme indeksi (κ∗) değerleri girilmektedir.

5.3.3.5. Soft Soil Creep Model (SSC)

SSC modeli, konsolide killer, killi siltler ve turba gibi yumuşak zeminlerin

zamana bağlı davranışının modellenmesinde kullanılmaktadır. Temel ve dolgulardaki

zamana bağlı oturma problemleri ile tüneller ve derin kazı gibi zemindeki yük

boşalması problemlerinde bu model kullanılır. Modelde giriş parametreleri olarak,

kohezyon (c), içsel sürtünme açısı (φ), dilatasyon açısı (ψ), modifiye sıkışma indeksi

(λ∗), modifiye şişme indeksi (κ∗) ve modifiye sünme indeksi (µ∗) değerleri

girilmektedir.

5.3.3.6. Hardening Soil Model (HS)

Hardening Soil modeli, farklı tiplerdeki yumuşak ve sert zeminlerin

davranışını modellemek için kullanılan gelişmiş bir zemin modelidir. MC modelde

olduğu gibi gerilme seviyesi kohezyon (c), sürtünme açısı (φ) ve dilatasyon açısı (ψ)

ile sınırlandırılmıştır. HS model, gerilme bağımlı rijitlik modülünü dikkate almaktadır.

Yani, zemin rijitliği basınçla birlikte artmaktadır. HS model, drenajlı üç eksenli basınç


126

deneyinde gözlenen eksenel deformasyon-deviatorik gerilme ilişkisinin yaklaşık

hiperbol şeklinde olması esasına dayanır. Bu ilişki ilk olarak Kondner (1963)

tarafından formüle edilmiştir. Daha sonra Duncan ve Chang (1970) tarafından

geliştirilerek hiperbolik zemin modeli olarak adlandırılmıştır. HS model, hiperbolik

zemin modelinin yerini almış olmakla beraber arasında önemli farklar vardır. Bu

farklardan ilki, modelde elastisite teorisinden çok plastisite teorisinin kullanılmasıdır.

İkinci fark, modelin zemin dilatasyonunu da kapsaması, üçüncü fark ise, bir akma

başlığı (yield cap) içermesidir (Bildik, 2010).

Modelin bazı temel karakteristik özellikleri aşağıda özetlenmiştir:

Ø Gerilme bağımlı rijitlik (giriş parametresi m),

Ø Deviatörik yükleme nedeniyle oluşan plastik deformasyonlar (giriş

parametresi ref50E ),

Ø Sıkışma nedeniyle oluşan plastik deformasyonlar (giriş parametresi refoedE ),

Ø Elastik boşaltma/yükleme (giriş parametresi refurE , νur),

Ø Mohr-Coulomb modeline göre göçme (c, φ ve ψ parametreleri).

5.3.3.7. Modifiye Cam Kili Modeli (MCC)

Modifiye Cam Kili (MCC) modeli Roscoe ve Burland (1968) tarafından

önerilmiştir ve kritik durum zemin mekaniğinde birçok kaynakta anlatılmıştır

(örneğin Muir Wood,1990). MCC modelinde izotropik bakir sıkışmada boşluk oranı

(e) ve ortalama efektif gerilme (p’) arasında logaritmik bir ilişki olduğu varsayılır:

−=− 0

'0 ln

PPee λ (5.6)

λ parametresi malzemenin birincil yüklemedeki sıkışabilirliğini tanımlayan

Cam kili sıkışma indisidir. 4.6 denkleminden ‘e-lnp’ değerlerinin grafiği çizildiğinde

düz bir çizgi ortaya çıkar. Boşaltma ve geri yükleme sırasında farklı bir eğri ortaya

çıkar, formülasyonu denklem 4.7’ de verilmiştir.


127

−=− 0

'0 ln

PPee κ (izotropik boşaltma ve geri yükleme) (5.7)

Şekil 5.6. Yükleme, boşaltma eğrisinden λ ve κ hesabı

κ parametresi malzemenin boşaltma ve geri yüklemedeki sıkışabilirliğini

tanımlayan Cam kili şişme indisidir. Aslında ön konsolidasyon basıncı (pc) ile

uyumlu p’-e düzleminde sayısız boşaltma ve geri yükleme çizgileri vardır.

Plaxis programında uygulanan modelde kısmen farklı formülasyon kullanır:

−=− 0

'*0 ln

PP

vv λεε (izotropik bakir sıkışma) (5.8)

−=− 0

'*0 ln

PP

vv κεε (izotropik boşaltma ve geri yükleme) (5.9)

)1( 0*

e+=

λλ ve

)1( 0*

e+=

κκ (5.10)

λ* ve κ* değerleri sırayla modifiye sıkışma indisi ve modifiye şişme indisidir.

Bakir sıkışma eğrisi

Şişme eğrisi


128

Modifiye Cam kili modelinde akma fonksiyonu aşağıdaki gibi tanımlanır.

)'('2

2

cpppMqf −+= (5.11)

Akma yüzeyi (f=0) p’-q düzleminde bir elips olarak görünür (Şekil 5.7).

Şekil 5.7. p’-q düzleminde Modifiye Cam kili modelinin akma yüzeyi

Ön konsolidasyon basıncı (pc), elipsin ölçüsünü belirtir. p’-q düzleminde

elipsin tepe kısmı bir çizgi ile birleşir denklemi aşağıdaki şekilde yazılabilir.

q=Mp’ (5.12)

Bu çizgi kritik durum çizgisi olarak adlandırılır (CSL) ve göçme anında p’ ile

q arasındaki ilişkiyi verir. Sabit olan M kritik durum çizgisinin tanjantıdır ve son

deviatör gerilmenin (q) boyutunu belirler. M parametresi normal konsolide zeminler

için yanal toprak basıncını etkiler.

≈ 3.0 − 2.8 (5.13)

K0NC=1-sinφ (5.14)


129

Model; poisson oranı (vur), cam kili şişme indisi (κ), cam kili sıkışma indisi

(λ), kritik durum çizgisinin tanjantı (M) ve boşluk oranı (e) parametrelerine bağlıdır

(Plaxis 2D V8-Manual).

5.4. Üç Eksenli Basınç Deneylerinin Sonlu Elemanlar Analizi

Sonlu elemanlar analizlerinde Bölüm 3 ve 4’te deneysel olarak çalışılmış

kayma mukavemeti deneyi olan üç eksenli basınç uu deneyi PLAXİS bilgisayar paket

programı kullanılarak modellenmiştir. Analizlerde zemin, çevre, sınır ve yükleme

koşulları yapılan deneyle aynı tutulmaya çalışılmıştır.

PLAXIS bilgisayar programında üç eksenli basınç deneyinin geometrik modeli

iki boyutlu ve ele alınan probleme uygun olarak, eksenel simetrik koşullarda birim

boyutlarda (1m×1m) numunenin dörtte birini tanımlayacak şekilde oluşturulmuştur

(Şekil 4.8). Zemin ortamı, daha hassas bir çözüm elde etmek amacıyla 15 düğüm

noktalı üçgen elemanlarla modellenmiştir.

Şekil 5.8. Üç eksenli basınç deney modelin basitleştirilmiş gösterimi


130

5.4.1. Sınır Koşulları

Sınır koşulları olarak, model eksenel simetriden dolayı gerçek deneyin dörtte

birini temsil ettiği için dış kısmından yanal basınç (σ3) uygulanmaktadır ve tutulu

değildir, numunenin ortasını temsil eden modelin sol tarafında ise, yatay deplasmanlar

engellenmektedir (uy=serbest, ux=0). Modelin üst kısmından düşey basınç (σ1)

uygulanmakta, alt kısmın da ise düşey olarak harekete izin verilmemektedir

(ux=serbest, uy=0).

5.4.2. Ağ Etkisi

PLAXIS’te sonlu elemanlara ayırma işlemi otomatik olarak

gerçekleştirilmektedir. Ayrıca manuel olarak istenilen bölgelerde ağ sıkılaştırılması

yapılabilmektedir. Analizlerde, sonlu eleman ağı oluşturulurken, sonuçların

etkilenmediği en uygun ağ yapısı (mesh) araştırılmıştır. Bu amaçla, deney modeli

üzerinde farklı mesh durumları göz önüne alınarak bir seri analiz gerçekleştirilmiş ve

deviatör gerilme |σ1-σ3|, deplasman karşılaştırılmıştır. Analizlerde, PLAXIS’te

mevcut çok kaba (very coarse), orta (medium) ve çok sıkı (very fine) mesh

seçenekleri kullanılmıştır.

Çizelge 5.1. Farklı mesh durumları eleman sayıları Sonlu Elemanlar Ağı Çok kaba Orta Çok sıkı

Eleman Sayısı 63 270 1182


131

Şekil 5.9. Farklı mesh durumlarında deviatör gerilme – oturma eğrileri

Şekil 5.10.a. Çok kaba ağ Şekil 5.10.b. Orta ağ

Şekil 5.10.c. Çok sıkı ağ

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1-

σ3)

(kP

a)

Deplasman (m)

Çok kaba mesh

Orta mesh

Çok sıkı mesh


132

Şekil 5.9’dan, kil zeminin deviatör gerilmesinin (σ1-σ3) mesh durumundan

etkilenmediği görülmektedir. Analizlerde sonlu elemanlar ağı sıkı mesh seçeneğiyle

oluşturulmuştur.

5.4.3. Malzeme Özellikleri

Mohr-Coulomb (MC) zemin modeli kil zemini tanımlamak için seçilmiştir.

Model parametreler Çizelge 5.2’de verilmiştir. Kohezyon değerleri laboratuarda

yapılan üç eksenli basınç UU deney sonuçlarından alınmıştır. 1. analiz için 68.3

kN/m2, 2. analiz için 67.7 kN/m2, 3. analiz için 69.5 kN/m2 alınmıştır. Modelde

kullanılan elastisite modülü (E), üç eksenli basınç deney eğrisinin başlangıç

modülünden bulunmuştur. Poisson oranı olarak Plaxis programının önerdiği 0.35

değeri kullanılmıştır. Poisson oranının yükleme analizlerine çok fazla etkisi

olmamaktadır.

Çizelge 5.2. Model zemin için MC model parametreleri Parametreler Sembol Değer

Elastisite modülü Eur 1918

Poisson oranı ν 0.35

İçsel sürtünme açısı φ 0

Dilatasyon açısı ψ 0

5.4.4. Hesaplamalar Analizlerde çözüm iki aşamalı olarak gerçekleştirilmiştir. Modelin boyutu

sonuçları etkilemediğinden analizler birim boyutta gerçekleştirilmiştir. Analiz iki

aşamalı olup plastik çözüm yapılmıştır. İlk aşamada düşey ve yatay yüklemeler sabit

tutulmuş, ikinci aşamada ise deplasmanlar sıfırlanmıştır. Birinci aşamadaki yüklere

ek olarak deplasman kontrollü analizler yapılmıştır.


133

5.5. PLAXIS Bilgisayar Programı ile Üç Eksenli Basınç Deneyi Modelinin

Analiz Sonuçları Analizlerde 3. ve 4. bölümlerde anlatılan konsolidasyonsuz-drenajsız (uu) üç

eksenli basınç deneyinin simulasyonu yapılmıştır. Sayısal analizler, taşıma kapasitesi

açısından en elverişsiz koşullarda, drenajsız ve ani yükleme durumlarında deneyi

yansıtacak şekilde gerçekleştirilmiştir. Deney numuneleri laboratuarda 50–150–200

kPa hücre basınçlarında (σ3) kırılmıştır. Analizlerde de ilk aşamada hücre basınçları

sabit tutulup, ikinci aşamada ise hücre basıncıyla düşey yük artırılması yerine analiz

hücre basıncıyla birlikte düşey deplasman kontrollü yapılmıştır. Laboratuarda

yapılan deneylerde maksimum düşey deformasyon oranı %26’ya ulaştığından Plaxis

modelinde %26 deplasmana izin verilmiştir.

Şekil 5.11. 50 kPa hücre basıncı uygulanan analizin düşey deformasyon dağılımı

Sadece, sabit hücre basıncı varken, zemin örneği her taraftan sabit bir σ3

basıncına maruzdur. Hücre basıncı sabit tutulurken, düşey yük artırıldığında, zemin

örneği, yanal olarak σ3=σ2= sabit hücre basıncına ve düşey olarak da

σ1 = σ3 + P/Af basıncına maruzdur.


134

Analizlerde beklenen davranış görülmektedir. Düşey basınçtan dolayı yanal

deformasyonlar artarak zeminde şişme oluşmuştur (Şekil 5.10). Numunenin yatay

gerilmeye maruz kaldığı bölgede düşey deformasyon numunenin alt kısmına doğru

azalmaktadır. 150 ve 200 kPa hücre basıncı uygulanan modellerde de Şekil 5.11’e

çok yakın bir deformasyon dağılımı gözlenmektedir.

Şekil 5.12. 50 kPa hücre basıncı uygulanan üç eksenli basınç deney modeli Plaxis

analiz sonucu

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1-

σ3)

(kPa

)

Deplasman (m)


135

Şekil 5.13. 150 kPa hücre basıncı uygulanan üç eksenli basınç deney modeli Plaxis analiz sonucu

Şekil 5.14. 200 kPa hücre basıncı uygulanan üç eksenli basınç deney modeli Plaxis analiz sonucu

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1−

σ 3)(

kPa)

Deplasman (m)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1−

σ3

(kPa

)

Deplasman (m)


136

5.6. Konsolidasyon Deneyinin Sonlu Elemanlar Analizi

Analizlerde Bölüm 3 ve 4’te deneysel olarak çalışılmış konsolidasyon deneyi

PLAXİS bilgisayar paket programı kullanılarak modellenmiştir. Analizlerde zemin,

çevre, sınır ve yükleme koşulları yapılan deneyle aynı tutulmaya çalışılmıştır.

PLAXIS bilgisayar programında konsolidasyon deneyinin geometrik modeli

iki boyutlu ve ele alınan probleme uygun olarak, eksenel simetrik koşullarda

numunenin dörtte birini tanımlayacak şekilde (1.0 cm×2.5 cm) oluşturulmuştur (Şekil

5.15). Zemin ortamı, daha hassas bir çözüm elde etmek amacıyla 15 düğüm noktalı

üçgen elemanlarla modellenmiştir.

Şekil 5.15. Konsolidasyon deney modelinin basitleştirilmiş gösterimi

5.6.1. Sınır Koşulları

Sınır koşulları olarak, model eksenel simetriden dolayı gerçek deneyin dörtte

birini temsil eder, modelin düşey kısmında yatay deplasmanlar engellenmektedir

(uy=serbest, ux=0). Modelin üst kısmından konsolidasyon için düşey basınç

uygulanırken alt kısmında hem düşey hem de yatay olarak harekete izin

verilmemektedir (ux=0, uy=0).


137

5.6.2. Ağ Etkisi

Konsolidasyon analizlerinde, sonlu eleman ağı oluşturulurken, sonuçların

etkilenmediği en uygun ağ yapısı (mesh) araştırılmıştır. Bu amaçla, deney modeli

üzerinde farklı mesh durumları göz önüne alınarak bir seri analiz gerçekleştirilmiştir.

Boy değişimi ∆H/H0 ve logaritmik eksende efektif gerilme logp’ değişimleri

karşılaştırılmıştır. Analizlerde, PLAXIS’te mevcut çok kaba (very coarse), kaba

(coarse), orta (medium) ve çok sıkı (very fine) mesh seçenekleri kullanılmıştır.

Çizelge 5.3. Farklı mesh durumları eleman sayıları (Konsolidasyon analizleri) Sonlu Elemanlar Ağı Çok kaba Kaba Orta Çok sıkı

Eleman Sayısı 54 110 236 1190

Şekil 5.16’da, yapılan konsolidasyon analizlerinden sonuçların mesh

durumundan etkilenmediği görülmektedir. Analizlerde sonlu elemanlar ağı kaba

mesh seçeneğiyle oluşturulmuştur.

Şekil 5.16. Farklı mesh durumlarında ∆H/H0 - logp’ eğrileri

0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Modifiye cam clay-very courseModifiye cam clay-courseModifiye cam clay-mediumModifiye cam clay-very fine


138

5.6.3. Malzeme Özellikleri

Analizlerde Mohr-Coulomb (MC), Soft Soil (SS) ve Modifiye Cam kili (MCC)

zemin modelleri kil zemini tanımlamak için seçilmiştir. Model parametreler Çizelge

5.4, Çizelge 5.5 ve Çizelge 5.6’da verilmiştir. Başlangıç boşluk oranı olarak deneyde

hesaplanan değer kullanılmıştır. Poisson oranları Plaxis programının yük boşaltma

problemleri için önerdiği 0.15 değeri alınmıştır. Mohr-Coulomb modelinde kullanılan

elastisite modülü (E), üç eksenli basınç deney eğrisinin başlangıç modülünden ve

konsolidasyon deneyinden bulunmuştur.

Çizelge 5.4. Model zemin için MC model parametreleri (Konsolidasyon analizleri) Parametreler Sembol Değer

Elastisite modülü Eref 2000

Poisson oranı ν 0.15

Kohezyon (kN/m2) cref 68

Başlangıç boşluk oranı einit 1.15

Çizelge 5.5. Model zemin için SS model parametreleri (Konsolidasyon analizleri) Parametreler Sembol Değer

Modifiye sıkışma indisi λ∗ 0.063-0.057

Modifiye şişme indisi κ∗ 0.019


Sıkışma indisi Cc 0.28

Boşaltma sıkışma indisi Cs 0.0466

Boşaltma veya yeniden

yükleme için poisson oranı νur

(nu) 0.15

Sükunetteki yanal toprak

basıncı (Normal Konsolide) K0

nc 0.625

K0nc parametresi M 1.265


139

Modellerde kullanılan diğer parametreler de yapılan konsolidasyon deneyinden

bulunmuştur.

Çizelge 5.6. Model zemin için MCC modeli parametreleri (Konsolidasyon analizleri) Parametreler Sembol Değer

Sıkışma indisi λ 0.1

Şişme indisi κ 0.021


Boşaltma veya yeniden

yükleme için poisson oranı νur

(nu) 0.15

Sükunetteki yanal toprak

basıncı (Normal Konsolide) K0

nc 0.625

K0nc parametresi M 1.265

5.6.4. Hesaplamalar

Analizlerde plastik çözüm yapılmış ve çözüm 11 aşamada gerçekleştirilmiştir.

İlk 6 aşamada yükleme, takip eden 3 aşamada ise, boşaltma ve son iki aşamada ise

geri yükleme yapılmıştır. Etkiyen düşey basınçlarda sırayla yükleme aşamalarında

12.5-25-50-100-200-400 kPa, boşaltma aşamalarında 200-100-50 kPa ve son olarak

geri yüklemede ise, 200 ve 400 kPa’ya kadar çıkılmıştır. Analizler drenajlı olarak

yapılmış ve numunenin dörtte birinde modelin alt ve kenar kısımlarına ‘closed flow

boundary’ olarak adlandırılan geçirimsiz bir yüzey tanımlanmıştır. Soft Soil ve

Modifiye Cam kili modellerinde POP değerleri 53 olarak tanımlanmıştır.

POP= c'σ - 0

'σ (5.15)


140

5.7. PLAXIS Bilgisayar Programı ile Konsolidasyon Deney Modelinin

Analiz Sonuçları

Konsolidasyon deney model analizleri Mohr-Coulomb, Soft Soil ve Modifiye

Cam kili zemin modelleri ile yapılmıştır. Yapılan analizlerin sonucu boşaltma ve geri

yükleme eğrilerinin eğimlerinin MCC model analizinde çok yakın olduğunu, MC ve

SS modellerinde ise aynı olduğunu göstermiştir. MC modelinde boşaltma eğrisinin

eğimi yükleme eğrisine çok yakındır beklenen eğri elde edilememiştir.

Şekil 5.17. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Mohr-Coulomb

modeli)

Konsolidasyon deney verilerinden elde edilen sıkışma indisi (lambda, λ)

değerleri analizlerde kullanılmış ve bu değerin düşmesi ile birim boy kısalmanın

azaldığı görülmüştür.

0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'


141

Şekil 5.18. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Soft Soil modeli)

Şekil 5.19. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonucu (Modifiye Cam kili

modeli)

0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Soft Soil model-lambda=0.063


0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'


142

Şekil 5.20. Konsolidasyon deney modeli Plaxis analiz sonuçları

0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Mohr-Coulomb modeli

Modifiye Cam kili modeli

Soft Soil-lambda=0.063

Soft Soil-lambda=0.057

6. SAYISAL VE DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI Günşad Müge İNALKAÇ

143

6. SAYISAL VE DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI

6.1. Giriş

Bu bölümde yapılan karşılaştırmalar iki başlık altında yapılmıştır.

1. Üç Eksenli Basınç Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması

2. Konsolidasyon Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması

1. karşılaştırma drenajsız kayma mukavemeti, 2. karşılaştırma ise oturma

analizleridir. Analizlerde üç eksenli basınç deneyi ile konsolidasyon deneyi

modellenmiştir. Bu bölümde yapılan deneyler ve modellerden elde edilen deviatör

gerilme deformasyon eğrileri ve birim boy kısalma efektif gerilme eğrileri

karşılaştırılmıştır.

6.2. Üç Eksenli Basınç Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması

Şekil 6.1. Plaxis modeli ile laboratuar deneyinin karşılaştırılması (50 kPa hücre

basıncı)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1−

σ 3)(

kPa)

Deplasman (m)

Mohr-Coulomb model

Deney


144

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1−

σ 3)(

kPa)

Deplasman (m)

Mohr-Coulomb model

Deney

50 kPa hücre basıncında kırılan deney numunesinde ve Plaxis deney

modelinde kohezyon, cu=68.3 kPa elde edilmiştir. Göçme anında deneyde ölçülen

deplasman 18.9 cm, analizde ise, 17.7 cm’dir.


basıncı) 150 kPa hücre basıncında kırılan deney numunesinde kohezyon, cu=67.7 kPa ,

Plaxis deney modelinde ise, cu=67.8 kPa elde edilmiştir. Göçme anında deneyde

ölçülen deplasman 8.4 cm, analizde ise, 8.3 cm’dir.

200 kPa hücre basıncında kırılan deney numunesinde kohezyon, cu=69.5 kPa,

Plaxis deney modelinde ise, cu=69.6 kPa elde edilmiştir. Göçme anında deneyde

ölçülen deplasman 9.3 cm, analizde ise, 9.1 cm’dir.

Analizlerde Mohr dairelerinden cu değeri 68.2 kPa olarak elde edilmiştir.

Sayısal analizlerde kullanılan Mohr-Coulomb modeli zemin davranışını iyi bir

şekilde modelleyebilmiştir. Eğri göçmeye kadar lineer artış gösterip maksimum

deviatör gerilmeye ulaştıktan sonra yatay bir şekilde devam etmiştir.


145

Şekil 6.3. Plaxis modeli ile laboratuar deneyinin karşılaştırması (200 kPa hücre basıncı)

6.3. Konsolidasyon Deneyi ile Teorik Çözümlerin Karşılaştırılması

Şekil 6.4. Mohr-Coulomb modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney eğrisi ile

karşılaştırılması

0.00

0.05

0.10

0.150.1 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Deney

Mohr-Coulomb modeli

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30

(σ1−

σ3(k

Pa)

Deplasman (m)

Mohr- Coulomb model

Deney


146

Mohr-Coulomb modelinde boşaltma kademelerini tanımlayacak parametre

(kapa κ) olmadığı için zemin elastik davranarak yük almadan önceki durumuna geri

dönme eğilimindedir. Analizden çizilen boşaltma eğrisi deney okumalarından çizilen

boşaltma eğrisini yansıtmamıştır.

Şekil 6.5. Soft Soil modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney eğrisi ile


SS ve MCC gibi karmaşık modellerde zemin daha fazla parametre ile

tanımlanmıştır. Dolayısıyla analiz sonuçları zeminin davranışına daha yakın

görünmektedir. Ayrıca SS ve MCC modellerinde POP değeri gibi zemin

gerilmelerine bağlı bir değer ( c'σ - 0

'σ ) tanımlanmıştır.

SS model çözümlerinde sıkışma indisi konsolidasyon deneyinde yükleme

aşamalarında bulunan değerler kullanılarak değiştirilmiştir. Analizde ilk olarak 200-

400 kPa gerilme uygulanan eğrinin eğiminden bulunan λ* (0.063) kullanılmış, daha

sonra 100-200 kPa ve 200-400 kPa gerilmelerine denk gelen eğrinin eğimlerinin

ortalamasından λ* (0.057) hesaplanmıştır. İkinci analizde birim boy değişimi

azalmıştır. Yükleme eğrisi deney eğrisine yakınsamıştır.

0.00

0.05

0.10

0.150 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Deney




147

Şekil 6.6. Modifiye Cam kili modeli ile yapılan analiz sonuçlarının deney eğrisi ile


MCC model analizlerinde de λ ve κ gibi sıkışma ve şişme indisleri

tanımlanmıştır. Konsolidasyon deney eğrisine benzer eğimli bir eğri çizilmiştir ancak

boy değişimi yani zeminde meydana gelen deformasyon deneyden bir miktar daha

fazladır. Son yüklemedeki birim boy değişimi deney ile aynıdır. Boşaltma ve geri

yükleme eğimleri yakındır.

0.00

0.05

0.10

0.150.1 1 10 100 1000

∆H

/H0

logp'

Deney

Modifiye cam kili modeli


148

7. SONUÇLAR VE ÖNERİLER Günşad Müge İNALKAÇ

149

7. SONUÇLAR VE ÖNERİLER

Bu çalışma kapsamında, zeminlerin farklı özellikleri arasında geçiş yapılmak

amacıyla arazi ve laboratuar deneyleri ve sayısal analizler gerçekleştirilmiştir.

Çoğunlukla zeminin farklı özelliklerine bağlı olarak mukavemet parametrelerinin

değişimi arasında ilişkiler kurulmuştur. Kötü derecelenmiş kum zeminde farklı

gradasyon aralığında ve sıkılıklarda içsel sürtünme açısı (φ)° değişimi incelenmiştir.

İncelenen iki farklı kil zeminde laboratuar, arazi ve model deneyler

yapılmıştır. Laboratuarda yapılan üç eksenli basınç deneylerinin ve konsolidasyon

deneylerinin PLAXIS bilgisayar programı kullanılarak, 2 boyutlu ve eksenel simetrik

koşullarda sonlu elemanlar yöntemi ile sayısal çözümü yapılmıştır. Zemin

modellerinin sayısal çözümlere etkisi araştırılmıştır. Elde edilen deneysel ve sayısal

sonuçlar karşılaştırılmıştır.

Aşağıda kum zeminde elde edilen sonuçlar özetlenmiştir:

1. Gevşek ve Rölatif sıkılıkları %20 ile %80 arasında olan kum zemin

numuneleri üzerinde gerçekleştirilen kesme kutusu deneylerinde içsel sürtünme açısı

(φ) ile rölatif sıkılık arasında R2=0.97 korelasyon katsayısına sahip bir denklem elde

edilmiştir.

(φ)ο=0.177× %Dr+31.717

Zemin sıkıştırıldıkça kesme kutusu deneyinde elde edilen f değeri

artmaktadır. Bu durumda beklendiği üzere zemin daha mukavim hale geçmektedir.

(Lambrechts and Rixner, 1981)

2. Yapılan kesme deneylerinden gradasyon aralığına bağlı olarak elde edilen

içsel sürtünme açısı ile her deney için kullanılan maksimum dane çapı arasında

regresyon analizi sonucunda R2=0.92 korelasyon katsayısına sahip olan bir bağıntı

elde edilmiştir. 0)(φ =0.6099× d2-2.079× d+36.881

Kötü derecelenmiş kumda yapılan deney sonuçlarına göre gradasyon aralığı

genişledikçe φ değeri büyümüş ve zemin mukavemeti artmıştır.


150

Gelecekteki çalışmalarda, farklı kum zemin grupları için (SW, SM, SC)

kesme kutusu deneyinde sıkılık etkisi ve farklı gradasyon aralıklarında içsel

sürtünme açısı değişimleri araştırılabilir. Artımlar için genel bir formülasyon

önerilebilir.

Aşağıda kil zeminde elde edilen sonuçlar özetlenmiştir:

1. Ön konsolidasyon basıncının önemi, belirleme yöntemleri, karşılaştırmaları

ve yorumları ele alınmıştır. 50 mm ve 75 mm çaplı CH kili zemin numunelerinde

yapılan konsolidasyon deneylerinden ön konsolidasyon basıncı Casagrande,

Schmertmann yöntemlerinden hesaplanarak; Janbu, Butterfield, Tavenas, Van Zelst,

Old ve Şenol yöntemlerinden ise direk grafikten okunarak elde edilmiştir.

Ön konsolidasyon basıncını belirlerken ve karşılaştırma yaparken aynı

özellikler gösteren aynı bölgeden alınmış numuneler üzerinde çalışılmıştır.

Bu çalışmada konsolidasyon deneyinden bulunan parametre ve büyüklükler

değerlendirildiğinde, deney başı ve sonu su muhtevaları, birim hacim ağırlıkları,

başlangıç boşluk oranı değerleri ve numune çaplarının, bulunan ön konsolidasyon

basıncı değerlerine etkisi olduğu anlaşılmıştır.

Bütün yöntemlerle ayrı ayrı karşılaştırmalar yapıldığında, 50 mm çapındaki

numunelerden elde edilen ön konsolidasyon basınçlarının 75 mm çapındaki

numunelerden elde edilen sonuçlardan daha büyük olduğu görülmüştür. Bunun

nedeni büyük çaptaki konsolidasyon numunelerinde aynı yükleme altında daha

düşük gerilme ortamının oluşturulmasıdır.

Sonuçta ön konsolidasyon basıncında en yüksek değer Schmertmann

metodunda bulunmuştur. Tavenas ile Janbu yöntemlerinden hesaplanan ön

konsolidasyon basınçları kendi aralarında uyumludur. Butterfield yöntemi diğer

yöntemlere göre uyumsuz sonuçlar vermiştir. Casagrande yönteminden bulunan

değerler genelde ortalama bir sonuç vermektedir.

Ön konsolidasyon basıncı değerleri farklı bölgelerden alınan numunelerden

hesaplanıp yöntemlerin farklı koşullardaki zeminler için uygunluğu tartışılabilir.

2. Yeraltı su seviyesinin tam üzeri ve altındaki kayma mukavemetlerinin

arasındaki farklar araştırılmıştır. Yeraltı su seviyesinin tam üzerindeki numunelerde


151

mukavemet daha yüksek çıkmıştır, bunun nedeni kapiler etkiden dolayı oluşan

matrik emmedir. Matrik emme mukavemeti artırmıştır.

3. Aynı çaptaki ve aynı özellikteki temel için yapılan arazideki model

yükleme deneyi sonuçları ile deney sahasından aynı derinlikten getirilen zemin

öğütüldükten ve sıkıştırıldıktan sonra laboratuarda yapılan model deney sonuçları

karşılaştırıldığında örselenmiş, laboratuarda yapılan model deney sonuçlarının

araziye oranla göçme anında daha düşük deformasyonda düşük taşıma gücü verdiği

görülmüştür. Arazi ve laboratuarda yapılan model deney sonuçları

karşılaştırıldığında, laboratuarda yapılan deneylerin arazi zemin koşullarını

tamamen yansıtamadığı görülmüştür. Bunun sebebi olarak da arazinin doğal

koşullarındaki tüm özelliklerinin tam anlamıyla laboratuar deney koşullarında

sağlanamamasıdır. Sonuçlardaki farklılık hazırlanan zeminin, kurutma ve öğütme

aşamasında yapısının bozulması ve deneye hazırlandıktan sonra tam anlamıyla

arazideki aynı özelliği taşımamış olması olarak açıklanabilir.

4. Yapılan presiyometre deneylerinde derinlik boyunca EPMT değeri 1750-

6515 kPa, PL ise 540-805 kPa arasında değişmektedir. Gambin ve Rousseau’nun

önerisine göre mevcut arazi deney sonuçları karşılaştırıldığında değerler orta kil ve

silt aralığında bulunmaktadır. Aynı arazide derinlik boyunca presiyometre

deneyinden hesaplanan deformasyon modülü ile standart penetrasyon deneyinden

elde edilen SPT N değerleri karşılaştırılmıştır. Derinlik boyunca artış ve azalışlarda

benzer davranış görülmüştür.

Presiyometre deneyi sonlu elemanlar yöntemine dayalı bilgisayar programları

ile çözülüp, zeminin davranışları deney sonuçları ile karşılaştırılabilir.

5. Sonlu elemanlar yöntemiyle yapılan analizlerde 3. ve 4. bölümlerde

anlatılan konsolidasyonsuz-drenajsız (uu) üç eksenli basınç deneyinin ve drenajlı bir

deney olan konsolidasyon deneyinin simulasyonu yapılmıştır.

Üç eksenli basınç deneyinin sayısal analizleri, taşıma kapasitesi açısından en

elverişsiz koşullarda, drenajsız ve ani yükleme durumlarında deneyi yansıtacak

şekilde gerçekleştirilmiştir. Analiz sonuçları mesh durumundan etkilenmemiştir.

Sayısal analizlerde kullanılan Mohr-Coulomb modeli zemin davranışını iyi bir

şekilde modelleyebilmiştir.


152

Yapılan konsolidasyon analizlerinde de sonuçların mesh durumundan

etkilenmediği görülmüştür. Analizlerde Mohr-Coulomb (MC), Soft Soil (SS) ve

Modifiye Cam kili (MCC) zemin modelleri kullanılmıştır. Mohr-Coulomb modelinde

analizden çizilen boşaltma eğrisi deney okumalarından çizilen boşaltma eğrisini

yansıtmamıştır. Soft Soil ve Modifiye Cam kili gibi karmaşık modellerde zemin daha

fazla parametre ile tanımlanmıştır, dolayısıyla analiz sonuçları zeminin davranışına

daha yakın görünmektedir. Soft Soil zemin modelinde sıkışma indisinin analiz

sonuçlarına etkisi görülmüştür. Modifiye Cam kili model analizlerinde

konsolidasyon deney eğrisine benzer eğimli bir eğri çizilmiştir ancak boy değişimi

yani zeminde meydana gelen deformasyon deneyden bir miktar daha fazladır. Son

yüklemedeki birim boy değişimi deney ile aynıdır. Boşaltma ve geri yükleme

eğimleri yakındır.

Sayısal analizlerde 3 boyutlu bilgisayar programları kullanılarak daha

kapsamlı araştırmalar yapılabilir.

153

KAYNAKLAR

ARSOY, S., KESKİN E., YILMAZ C., 2007. ”Permeabilite ve Konsolidasyon

Deneyleri ile Elde edilen Permeabilite Katsayılarının Karşılaştırılması”

ASTM, D 6467, 2000. “Standard test method for torsional ring shear test to

determine drained residual shear strength of cohesive soils”, American

Society for Testing and Materials, West Conshohocken, Pennsylvania,

USA

BAŞHAN, E., 2010. ‘‘Aşırı konsolide ortamlarda mekanik özelliklerin presiyometre

kullanımı ile değerlendirilmesi’’ Yüksek Lisans Tezi, İstanbul Kültür

Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul

BİLDİK, S., 2010. ‘‘Temel mühendisliğinde çekme dayanımının irdelenmesi ve

farklı tiplerdeki temellerin çekme dayanımının analizi’’ Yüksek Lisans

Tezi, Çukurova Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Adana

BOWLES, J.E., 1988. Foundation Analysis and Design, McGraw-Hill

BOWLES, J.E., 1984. Physical and Geotechnical Properties of Soils

BOZBEY, İ., TOĞROL, E., 2008. “Kumlu ve killi zeminlerde presiyometre ve SPT

deney sonuçlarının korelasyonu” Zemin Mekaniği ve Temel Mühendisliği

12. Ulusal Kongresi Bildiriler Kitabı,Syf-217-239.

BOZBEY, İ., TOGROL, E., 2009. ‘‘Correlation of standard penetration test and

pressuremeter data: a case study from Istanbul, Turkey’’ Springer-Verlag

2009.

BURLAND, J.B., 1990. “On the compressibility and shear strength of natural clays”,

Géotechnique, 40, 329-378.

CARTER, M., and BENTLEY, S. P., 1991. Correlations of Soil Properties

CERATO, A.B. and LUTENEGGER, A.J., 1987. “Disturbance Effects of Field

Vane Tests in a Varved Clay” University of Massachusetts, Amherst,

MA,USA

DAS, B.M., 1985. ‘‘Advanced Soil Mechanics’’, Mc. Graw-Hill Book Company,

New York, NY:, U.S.A

154

DASH, S.K., SIREESH, S. and SITHARAM, T.G., 2003. “Model Studies on

Circular Footing Supported on Geocell Reinforced Sand Underlain by

Soft Clay”

DUNCAN, M., CHANG, C.Y., 1970. Nonlinear Analysis of Stress and Strain in

Soils Journal of Soil Mechanics and Foundations, 96(SM5):1629-1653.

GAMBİN, M.P., ROUSSEAU, J., 1988. "The Menard pressuremeter: interpretation

and application of pressuremeter test results to foundation design."

United Kingdom: ISSMFE

GERMANİE, J.T., 1985. ’’Laboratory Measurements of Clay Behaviour ’’ Lecture

4, M:L.T., Cambridge, Massachusetts

HOULSBY, G. T., WITHERS, N. J., 1988. Analysis of the Cone Pressuremeter Test

in Clay

İYİSAN, R., ANSAL, A.,1996. Arazi Penetrasyon Deney Sonuçlarının


İYİSAN, R. ve ANSAL, A., 1990. SPT-N Darbe Sayıları ile Kayma Mukavemeti

İlişkisi, Zemin Mekaniği ve Temel Mühendisliği Üçüncü Ulusal

Kongresi, Boğaziçi Üniversitesi, İstanbul, II. Cilt, s. 303-314.

KAYALAR, A.Ş., KURUOĞLU, M., AKAY, U., 1998. Dinamik ve Standart

Penetrasyon Dirençleri Korelasyonu Üzerine Bir Katkı

KESKİN, M.S., 2009. ‘‘Güçlendirilmiş Kumlu Şevlere Oturan Yüzeysel Temellerin

Deneysel ve Teorik Analizi’’ Doktora Tezi, Çukurova Üniversitesi, Fen

Bilimleri Enstitüsü, Adana

KILIÇ, H., 2000. Yumuşak Zeminler Üzerine Oturan Dolgu Barajlarda

Deformasyonların Deneysel ve Nümerik Yöntemlerle Belirlenmesi.

Yıldız Teknik Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul, 278s.

KOSKINEN, M., KARSTUNEN, M., 2002.“The effect of structure on the

compressibility of Finnish clays”, Proc. NMG04, Ystad, Sweden, Vol. 1,

A11-A22, 2002a.

155

KOSKINEN, M. ve KARSTUNEN, M., WHEELER, S.J., 2002. “Modelling

destructuration and anisotropy of a natural soft clay.”, Proc. 5th European

Conference Numerical Methods in Geotechnical Engineering, Paris;

Presses de l’ENPC/LCPC: 11 – 20

LAMBRECHTS, J.R., RIXNER, J. J., 1981. Comparison of Shear Strength Values

Derived from Laboratory Triaxial, Borehole Shear, and Cone Penetratıon

Tests ASTM STP 740, R. N. Young and F. C. Townsend, Eds., American

Society for Testing and Materials, pp. 551-565.

LEUSSINK, H., and WİTTKE, W., 1963. “Difference in Triaxial and Plain Strain

Shear Strength” Laboratory Shear Testing of Soils

LUTENEGGER, A.J. ve HALLBERG G.R., 1981. Borehole Shear Test in

Geotechinal Investigetion, Laboratory Shear Strength of Soil ASTM STP

740, R. N. Young and F. C. Townsend, Eds., American Society for

Testing and Materials, pp. 566-578.

ÖNALP, A., 2002. Geoteknik Bilgisi I Çözümlü Problemlerle Zeminler ve Mekaniği Birsen Yayınevi Ltd. Şti., İstanbul.

ÖRNEK, M., 2009. ‘‘Yumuşak Kil Zeminlerin Geogrid Donatı ile Güçlendirilmesi’’

Doktora Tezi, Çukurova Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Adana

ÖZAYDIN, K., 2000. “Zemin Mekaniği”, Birsen Yayınevi Ltd. Şti., İstanbul

ÖZÜDOĞRU, K.,TAN, O. ve AKSOY, İ.H., 1988 ‘‘ Çözümlerle Zemin Mekaniği’’,

Birsen Yayınevi, İstanbul.

PLAXIS, 2002. User Manual. 2D version8, (Edited by BRINKGREEVE, R.J.B.),

Delft University of Technology & PLAXIS b.v., The Netherlands.

SAĞLAMER, A., ŞENOL, A., ÇAVUŞOĞLU, E., 1993 ’’Ön Konsolidasyon

basıncının Laboratuar Deneyleri ile Belirlenmesi’’, Altıncı Ulusal Kil

Sempozyumu, Boğaziçi Üniversitesi

SCHMERTMANN, J.H., 1955. ‘‘Undisturbed Consolidation Behaviour of Clay’’

Transaction, ASCE, Vol.120,1201.

ŞENOL, A., SAĞLAMER, A., 2002. ’’Düşük Plastisiteli Bir Kilde Ön

konsolidasyon Basıncının Belirlenmesinde Yeni Bir Yöntem’’ İMO

Teknik Dergi, 2555-2572, Yazı 172.

156

ŞENOL, A., 1997. ’’Zeminlerde Ön Konsolidasyon Basıncının Belirlenmesi’’ İ.T.Ü.

Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi

TAVENAS, F., LEROUEİL, S., LA ROCHELLE, P., ROY, M., 1978. ‘’’Creep

Behaviour of an Undisturbed Lightly Overconsolidated Clay’’ Canadian

Geotechnical Journal, Vol 15, No 3 August.

TEKİNSOY, M.A., KAYADELEN, C., KESKİN, M.S., SÖYLEMEZ, M., 2004.

‘‘An Equation for predicting shear strength envelope with respect to

matric suction’’ Computers And Geotechnics, Science Direct

TEKİNSOY, M.A., 2002. ‘‘Doymamış Zeminlerin İndeks ve Hidrolik Özellikleri’’

ISBN: 975-7929-43-3, SDÜ Basımevi, Isparta

ÜRKMEZ, A.R. 2009.’’Kalıcı Kayma Mukavemetinin Tekrarlı Kesme Kutusu

Deney Yöntemi İle Belirlenmesi’’ İ.T.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek

Lisans Tezi,

WASTİ, Y., 1989. ‘‘Zeminlerin İndeks Özellikleri ve Sınıflandırılmaları’’, Zemin

Mekaniği ve Temel Mühendisliği Semineri, TMMOB. İnş. Müh. Odası

Ankara Şubesi, Ankara, Türkiye

YILMAZ, E., 2006. “Zeminlerin endeks özelliklerinin kalıcı kayma mukavemetine

etkisi”, İ.T.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi

ZIENKIEWICZ, O.C., 1977. The Finite-Element Method 3rd ed., New York,

McGraw-Hill Book Co., 787p.

157

ÖZGEÇMİŞ

03/01/1986 yılında Van’da doğdu. İlköğrenimini Van’da, orta ve lise

öğrenimini Ankara’da tamamladı. 2003 yılında başladığı Çukurova Üniversitesi,

Mühendislik Mimarlık Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü’nden 2007 yılında

mezun oldu ve aynı yıl İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalında yüksek lisansa

başladı.

158

EKLER

EK 1 SONDAJ LOGLARI

Ek 1.1. SK-1’e Ait Sondaj Logu (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)

159

Ek 1.2. MÇ-1’e Ait Araştırma Çukuru Logu (Batı Adana Su Arıtma Tesisi)

160

Ek 1.3. SK-1’e Ait Sondaj Logu (Kayışlı Köyü Mevkii)

SK-1

161

EK 2 KESME KUTUSU DENEY SONUÇLARI

Sıkılık Etkisi

φ(º) 32,619 c (kg/cm2) 0

EK 2.1. Dr=0 sıkılıkta yapılan kesme kutusu deney sonuçları

162

φ(º) 34,294 c (kg/cm2) 0,016

EK 2.2. Dr=0.2 sıkılıkta yapılan kesme kutusu deney sonuçları

163

φ(º) 37,847 c (kg/cm2) 0


164

φ(º) 43,471 c (kg/cm2) 0


y = 0.948x - 0.093R² = 0.989

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.5 1 1.5

Kay

ma

Ger

ilmes

i, τ

(kg/

cm2 )

Normal Gerilme, σ (kN/m2)

Dr=0.6 için Kayma Gerilmesi - Normal Gerilme Grafiği

165

φ(º) 45,707 c (kg/cm2) 0


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.02 0.04

Kay

ma

Ger

ilmes

i, τ

(kg/

cm2 )

Deformasyon, ε (mm)

Dr=0.8 için Kayma Gerilmesi - Deformasyon Grafiği

P=1 kg

P=2 kg

P=4 kg

166

Gradasyon Etkisi

φ(º) 41,325 c (kg/cm2) 0

EK 2.6. 4.76-0.074 mm gradasyon aralığındaki numunelerin kesme kutusu deney

sonuçları

167

φ(º) 37,362 c (kg/cm2) 0,010


sonuçları

168

φ(º) 36,055 c (kg/cm2) 0,022


sonuçları

169

φ(º) 35,184 c (kg/cm2) 0,016


sonuçları

170

EK 3 ELEK ANALİZİ DENEY SONUÇLARI

Farklı Gradasyonlarda Hazırlanan Numunelerin Elek Analizi

Ek 3.1. 4,76-0,074 mm gradasyon aralığındaki numunelerin dane çapı dağılımı


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10

Geç

en %

Elek Çapı (mm)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10

Geç

en %

Elek Çapı (mm)

171



0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10

Geç

en %

Elek Çapı (mm)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10

Geç

en %

Elek Çapı (mm)

172

EK 4 PRESİYOMETRE DENEY SONUÇLARI

Ek 4.1. Presiyometre deney verileri (derinlik 1.5m)


0

2

4

6

8

10

12

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)

Düzeltilmemiş deney eğrisi Kalbrasyon değerleri Düzeltilmiş eğri

0

2

4

6

8

10

12

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)

Düzeltilmemiş deney eğrisi Kalibrasyon değerleri Düzeltilmiş eğri

173



0

2

4

6

8

10

12

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)


0

2

4

6

8

10

12

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)


174



0

2

4

6

8

10

12

0 200 400 600 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)


0

2

4

6

8

10

12

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Basın

ç (k

g/cm

2 )

Hacim (cm3)


Documents

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ YÜKSEK ... · i Öz yÜksek lİsans tezİ zemİn parametrelerİnİn deneysel ve teorİk olarak İrdelenmesİ günşad müge