VİBRO SIKIŞTIRMA ve TAŞ KOLONLAR A. O. EROL Z. ÇEKİNMEZ BAYRAM Ö. KURUOĞLU

Transkript

1 VİBRO SIKIŞTIRMA ve TAŞ KOLONLAR A. O. EROL Z. ÇEKİNMEZ BAYRAM Ö. KURUOĞLU

2 VİBRO ZEMİN İYİLEŞTİRME YÖNTEMLERİ VİBRO SIKIŞTIRMA VE TAŞ KOLONLAR Prof. Dr. A. Orhan EROL Dr. Zeynep ÇEKİNMEZ BAYRAM Yüksel Proje Uluslararası A.Ş. Dr. Özgür KURUOĞLU Yüksel Proje Uluslararası A.Ş. Ankara 2016 Yüksel Proje Uluslararası A.Ş.

3 .

4 İÇİNDEKİLER 1. VİBRATÖRLÜ SİSTEMLERLE ZEMİN İYİLEŞTİRME YÖNTEMLERİ Genel Vibro-Sıkıştırma (Vibro-Kompaksiyon) Vibro-Yerdeğiştirme (Taş Kolon) Vibratörler (Titreşimli Deliciler) Kaynaklar 7 2. GRANÜLER ZEMİNLERDE VİBRO-KOMPAKSİYON YÖNTEMİ Vibratörlerin Özellikleri Vibro-Sıkıştırma ile İyileştirme Tekniği Uygulama Yöntemi Vibro-Sıkıştırma Uygulanabilir Zeminler Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi Temiz veya İnce Malzeme Oranı Düşük Kumlar İnce Malzeme Oranı Yüksek Kumlar Sıvılaşma ve Vibro-Sıkıştırma Kalite Kontrol Kriterleri Kaynaklar KOHEZYONLU ZEMİNLERDE VİBRO YERDEĞİŞTİRME YÖNTEMİ:. TAŞ KOLONLAR Genel Uygulama Yöntemleri Taş Kolon Malzemeleri Yapım Yönteminin Taş Kolonların Davranışına Etkileri Kalite Kontrol Kriterleri Taş Kolon Tasarımı Genel Birim Hücre Prensibi Gerilme Dağılım Katsayısı (n) Taş Kolon Yenilme Mekanizmaları ve Taşıma Gücü Tekil Taş Kolon 80 i

5 Göbeklenme Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Zımbalanma Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Genel Taşıma Gücü Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Taş Kolon Grupları Taş Kolonlarda Oturma Tahmin Yöntemleri Giriş Denge Metodu Priebe Metodu Greenwood Metodu Granüler Duvar Yöntemi Sonlu Elemanlar Yöntemi ile Geliştirilmiş Tasarım Abakları Yatak Katsayısı Metodu Taş Kolon Tasarım Yöntemi Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Taş Kolonlar ve Şev Duraylılığı Taş Kolon ve Zeminin Bireysel Olarak Modellenmesi Taş Kolon ve Zeminin Kompozit Malzeme ile Teşkili Geotekstil Kılıflı Taş Kolonlar Kaynaklar 145 ii

6 ÖNSÖZ Vibratörler kullanılarak yapılan zemin iyileştirme uygulamaları 70 yıl öncesinden başlayarak günümüzde en yaygın olarak kullanılan zemin güçlendirme yöntemlerinden biri konumuna gelmiştir. Literatürde, ilk vibratörlü uygulamaların 1935 yılında kohezyonsuz zeminleri sıkıştırmak için geliştirildiği 1950 li yıllardan itibaren Avrupa, Kanada ve Japonya da yaygın olarak kullanıldığı, ABD de ise uygulamaların 1972 sonrasında başladığı ifade edilmektedir. Ülkemizde de özellikle doksanlı yıllardan itibaren kullanımı yaygınlaşmıştır. Vibratörlü sistemlerle zemin iyileştirme uygulamaları özellikle aşırı yük mertebelerine ulaşmayan geniş alanlarda, örneğin karayolu ve demiryolu dolguları, hava alanları, tank çiftlikleri gibi yapılarda, gerek genel stabilitenin sağlanması, gerekse toplam ve farklı oturmaların ve oturma sürelerinin kontrol altına alınabilmesi için en uygun yöntemlerden biridir. Ayrıca heyelanların önlenmesi ve sıvılaşma risklerinin ortadan kaldırılması için de yaygın olarak kullanılan bir yöntemdir. Vibratörler kullanılarak yapılan zemin iyileştirme uygulamaları, her ne kadar kullanılan metodoloji ve ekipmanlar benzer olsa da birbirinden tamamen farklı iki kategoride değerlendirilmelidir: Kohezyonsuz Zeminlerde: Vibro sıkıştırma (vibro kompaksiyon) ve Kohezyonlu Zeminlerde: Vibro yerdeğiştirme (taş kolonlar). Bu iki sistemde zemin iyileştirme mekanizması ve tasarım kriterleri birbirinden tamamen farklıdır. Vibro sıkıştırma yönteminde zemin kütlesinin tamamı iyileştirilmekte ve orijinal zemine kıyasla yoğunluğu ve mukavemeti artmış, sıkışabilirliği azalmış bir zemin kütlesi elde edilmektedir. Vibro yerdeğiştirme veya daha yaygın tanımıyla taş kolonlarda ise uygulama noktasında orijinal zemin içerisinde vibratör yardımıyla yaratılan bir boşluğa seçilmiş granüler malzeme doldurularak sıkıştırılmaktadır ve uygulama noktaları arasında kayda değer bir sıkışma yaratılmamaktadır. Sonuçta doğal zemin ve uygulama iii

7 noktalarında teşkil edilmiş rijit kolonlardan oluşan kompozit bir zemin kütlesi oluşturulmaktadır. Kitap üç bölümden oluşmaktadır. Birinci bölüm metodların genel hatlarıyla tanıtımını ve uygulama alanlarını tartışmakta; ve vibro-kompaksiyon / vibro yerdeğiştirme (taş kolon) ayrımının neden yapılması gereğini vurgulamaktadır. İkinci bölüm sadece kohezyonsuz zeminlerdeki Vibro-Sıkıştırma (kompaksiyon) yönteminin uygulama ve tasarım kriterlerini içerecek şekilde düzenlenmiştir. Üçüncü bölümde ise kohezyonlu zeminlerdeki Vibro-Yerdeğiştirme (taş kolon) uygulama ve tasarım detayları verilmiş, oturmalar, taşıma gücü, şev stabilitesi ve çok yumuşak zeminlerdeki özel uygulamalar ile ilgili alternatif hesap yöntemleri sunulmuştur. Bu kitabın hazırlanmasında hem yapımcı ve tasarımcı olarak çalışan mühendisleri, vibro-yöntemlerle ilgili kullanılan ekipmanlar, uygulama detayları, kalite kontrol kriterleri ve tasarım yöntemleri konularında aydınlatmak amaçlanmıştır. Aynı zamanda geoteknik dalında uzmanlaşma aşamasında olan yüksek lisans öğrencilere bu özel zemin iyileştirme yöntemi ile ilgili eğitici bilgiler sunmak hedeflenmiştir. A. Orhan Erol Zeynep Çekinmez Bayram Özgür Kuruoğlu Ocak 2016 iv

8 SEMBOLLER A A c A c A a ve b a max a r a v B C C c C h C u C v c c c komp c s c u CPT CRR CSR D D 10 D 20 D 50 D 60 D e D f D r D ri : tek bir kolonun etki alanı / birim hücre alanı : kolon kesit alanı : düzeltilmiş alan yerdeğiştirme oranı : planda merkezden merkeze kolonlar arası mesafeler : maksimum yer ivmesi : alan yerdeğiştirme oranı : vibrasyonun amplitüdü : temel / yükleme alanının genişliği : geometri katsayısı : sıkışma indisi : radyal drenaj için konsolidasyon katsayısı : üniformluk katsayısı : düşey drenaj için konsolidasyon katsayısı : kolon malzemesinin kohezyonu : zeminin efektif kohezyonu : kompozit malzemenin kohezyonu : zeminin kohezyonu / drenajsız kayma dayanımı : drenajsız kayma dayanımı : konik penetrasyon deneyi : devirsel direnç oranı : devirsel gerilme oranı : kolon çapı : danelerin %10 unun küçük olduğu dane boyutu : danelerin %20 sinin küçük olduğu dane boyutu : danelerin %50 sinin küçük olduğu dane boyutu : danelerin %60 ının küçük olduğu dane boyutu : birim hücre alanının çapı : temel derinliği : bağıl yoğunluk : iyileştirme öncesi bağıl yoğunluk v

9 D rf : iyileştirme sonrası bağıl yoğunluk D v : vibratörün çapı DMT : dilatometre deneyi E : eşdeğer deformasyon modülü E 50 : %50 nihai gerilme mertebesindeki sekant deformasyon modülü E c : kolonun deformasyon modülü E c E s : modüler oran E komp : kompozit malzemenin elastisite modülü E s : iyileşme öncesi zeminin deformasyon modülü E s : zeminin efektif deformasyon modülü E sf : iyileştirilmiş zeminin deformasyon modülü e : boşluk oranı e 0 : iyileştirme öncesi boşluk oranı e 1 : iyileştirme sonrası boşluk oranı e x : eksantrisite F c ve F q : kavite genleşme teorisi faktörü F m : merkezkaç kuvveti F r : geotekstil halkasal çekme kuvveti f d : derinlik faktörü FC : ince malzeme oranı (< mm) G : kayma deformasyon modülü G c : rijit kolon kayma deformasyon modülü G r : kolon/zemin kayma modülü oranı : G c G s G s : iyileştirme öncesi zemin kayma deformasyon modülü GS : güvenlik sayısı H : sıkışabilir tabakanın kalınlığı H d : maksimum düşey drenaj yolu uzunluğu H f : dolgunun yüksekliği H t : iyileştirilmiş zeminin kalınlığı I s : oturma tesir faktörü I r : rijitlik indisi J : geotekstil rijitliği K 0 : iyileşme öncesi sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı K 0f : iyileştirilmiş zeminin sükunetteki yanal toprak basıncı vi

10 K ac K pc K ps K s k k c k h k komp k s k sm k v k L L L cr L f L UZ LZ M c M d M s M v m m 1 m 1 m vc m vs N N 1 (N 1 ) 60 N c, N q ve N γ N f N i katsayısı : kolon malzemesinin aktif gerilme katsayısı : kolonun pasif gerilme katsayısı : zeminin pasif gerilme katsayısı : zeminin yanal itki basıncı katsayısı : geçirgenlik (permeabilite) katsayısı : taş kolonun yatak katsayısı : yatay yönde geçirgenlik (permeabilite) katsayısı : kompozit malzemenin yatak katsayısı : doğal zeminin yatak katsayısı : yoğrulmadan kaynaklı zemin geçirgenlik katsayısı : kilin düşey yönde permeabilitesi : aşırı konsolidasyon oranı ve ön yükleme basıncı için önerilen korelasyon katsayısı : kolon boyu : eşdeğer kolon boyu : kritik kolon boyu : temelin uzun kenarı : üst bölge kalınlığı : alt bölge : kolon malzemesinin odometrik modülü : deprem moment büyüklüğü : zeminin odometrik modülü : eksantrik kütle : kolona etkiyen yükün birim hücreye etkiyen yüke oranı : modifiye yük oranı : derinlik düzeltmesinin yapıldığı modifiye yük oranı : kolonun hacimsel sıkışma katsayısı : zeminin hacimsel sıkışma katsayısı : 30 cm penetrasyon için darbe sayısı : örtü yükü düzeltmesi yapılmış SPT değeri (N 1 = C N N) : %60 enerji oranı ve örtü yükü düzeltmesi yapılmış SPT değeri : tekil kolonun taşıma gücü faktörü : iyileştirme sonrası hedeflenen SPT direnci : iyileşme öncesi SPT direnci vii

11 n : gerilme dağılım katsayısı n d : drenin etki alanı yarıçapının kuyu yarıçapına oranı (n d ) eqv : eşdeğer n d değeri p : ortalama asal gerilme PMT : presiyometre deneyi Q : birim hücreye etkiyen toplam yük q : sürşarj yükü q c : CPT uç (koni) direnci q ci : iyileştirme öncesi CPT uç (koni) direnci q cf : iyileştirme sonrası CPT uç (koni) direnci q s : zeminin taşıma gücü değerinin üçte ikisi q ult : nihai taşıma gücü q ult : kolon grubunun nihai taşıma gücü Q T : iyileştirilmiş tabaka biriminin olduğu derinlikteki (dolgu üstünden, hesaplanan birimin altına kadar) efektif ağırlık Q üst : iyileştirilmiş zemin tabakasının üzerindeki (dolgu üstünden, iyileştirmenin yapıldığı tabakanın üstüne kadar) efektif ağırlık R f : CPT sürtünme oranı R k : yatak katsayısı oranı R N : iyileştirme sonrası N darbe sayısısının iyileştirme sonrası N darbe sayısına oranı r : kolon yarıçapı r 0 : kolonun yükleme öncesi yarıçapı r d : derinlik azaltma faktörü r geo : geotekstil kılıflı taş kolonun yarıçapı r e : etki alanının yarıçapı r s : sıvanma bölgesinin yarıçapı r w : dren yarıçapı S : oturma S gr : taş kolon grubunun oturması S LZ : alt bölge oturması S m : ölçülen oturma S sm : drenin sıvanma bölgesinin maksimum yarıçapının kuyu yarıçapına oranı S t : iyileştirilmiş zeminde oluşan birincil konsolidasyon oturması viii

12 S UZ S SN SPT s T T r T rc T v T vc t t c t g U r U v U vr UZ V s w y z z b α β β 1 β maks γ c γ d γ komp γ s Δd Δe ΔN ΔN : üst bölge oturması : geniş alanlar için hesaplanan oturma miktarı : uygunluk katsayısı : standart penetrasyon deneyi : kolonlar arası merkezden merkeze mesafe : geotekstilde yaratacağı çekme gerilmesi : radyal drenaj için boyutsuz zaman faktörü : inşaat süresi içerisindeki radyal drenaj zaman faktörü : düşey drenaj için boyutsuz zaman faktörü : inşaat süresi içerisindeki düşey drenaj zaman faktörü : zaman : inşaat süresi : geotekstilin kalınlığı : ortalama radyal konsolidasyon yüzdesi : ortalama düşey konsolidasyon yüzdesi : ortalama üç boyutlu konsolidasyon yüzdesi : üst bölge : kayma dalgası hızı : eşdeğer duvar kalınlığı : etki faktörü : zemin yüzeyinden derinlik : göbeklenme derinliği : geotekstilin kolona verdiği desteği yansıtan bir gerilme azaltım faktörü : oturma iyileşme oranı : düzeltilmiş oturma azaltım oranı : oturma iyileşme oranının maksimum değeri : kolonun birim hacim ağırlığı : dolgunun birim hacim ağırlığı : kompozit malzemenin birim hacim ağırlığı : zeminin birim hacim ağırlığı : zemin tabakası kalınlığı : boşluk oranındaki artış : SPT direncindeki artış : SPT direncindeki ince malzeme oranı dikkate alınmadan elde ix

13 edilen artış q c : CPT uç (koni) direncindeki artış Δσ : düşey gerilme artışı ε a : eksenel birim deformasyon ε c : halkasal birim deformasyon η c : kolon üzerine etkiyen gerilmenin birim hücreye uygulanan üniform gerilmeye oranı η s : zemin üzerine etkiyen gerilmenin birim hücreye uygulanan üniform gerilmeye oranı θ : yenilme yüzeyinin temel ile yaptığı açı ν c : kolon malzemesinin Poisson oranı ν s : zeminin efektif Poisson oranı ν su : zeminin drenajsız koşuldaki Poisson oranı ξ : Poisson oranı katsayısı σ : uygulanan üniform gerilme σ 1 : eksenel basınç σ 3 : çevre (hücre) basıncı σ 3maks : uygulanan çevre basıncının maksimum değeri σ 3min : uygulanan çevre basıncının minimum değeri σ 3p : zeminin nihai pasif direnç gerilmesi σ c : kolon üzerine etkiyen gerilme σ h0 : ortalama yanal efektif gerilme σ hc : geotekstil kılıf taş kolon arayüzeyinde yanal gerilme σ hs : kılıf-yumuşak zemin arayüzeyinde yanal gerilme σ r0 : toplam gerilme cinsinden zemin sürşarj yükü altındaki gerilme σ r0 : başlangıçtaki radyal efektif gerilme σ s : zemin üzerine etkiyen gerilme (σ s ) lim : kolonun taşıyabileceği maksimum düşey gerilme σ v0 : toplam gerilme cinsinden zemin örtü yükü σ v0 : efektif gerilme cinsinden zemin örtü yükü φ c : kolon malzemesinin efektif kayma direnci açısı φ cmaks : kolon malzemesinin efektif kayma direnci açısının maksimum değeri : kolon malzemesinin efektif kayma direnci açısının minimum φ cmin x

14 φ komp φ s φ s φ u τ τ a τ s ψ ω değeri : kompozit malzemenin kayma direnci açısı : zeminin kayma direnci açısı : zeminin efektif kayma direnci açısı : zeminin drenajsız kayma direnci açısı : kayma gerilmesi : geotekstilin çekme dayanımı : zeminin taşıdığı kayma gerilmesi : azaltma faktörü : rotasyon hızı xi

15

16 Vibratörlü Sistemlerle Zemin İyileştirme Yöntemleri Bölüm 1 VİBRATÖRLÜ SİSTEMLERLE ZEMİN İYİLEŞTİRME YÖNTEMLERİ 1.1. Genel Vibratörlü sistemlerle zemin iyileştirme uygulamaları özellikle yük mertebesi sınırlı olan geniş alanlarda, örneğin karayolu ve demiryolu dolguları, hava alanları, tank çiftlikleri gibi yapılarda, gerek genel stabilitenin sağlanması, gerekse toplam ve farklı oturmaların ve oturma sürelerinin kontrol altına alınabilmesi için en uygun yöntemlerden biridir. Ayrıca heyelanların önlenmesi/ iyileştirilmesi ve sıvılaşma riskinin ortadan kaldırılması için de yaygın olarak kullanılan bir yöntemdir. Literatürde, ilk vibratörlü uygulamaların 1935 yılında kohezyonsuz zeminleri sıkıştırmak için geliştirildiği (ASCE, 1968; Steuerman, 1939), 1950 li yıllardan itibaren Avrupa, Kanada ve Japonya da yaygın olarak kullanıldığı, ABD inde ise uygulamaların 1972 sonrasında başladığı ifade edilmektedir (Barksdale ve Bachus, 1983). Vibratörler kullanılarak yapılan zemin iyileştirme uygulamaları, her ne kadar kullanılan metodoloji ve ekipmanlar benzer olsa da birbirinden tamamen farklı iki kategoride değerlendirilmektedir: i. Kohezyonsuz Zeminlerde: Vibro-sıkıştırma (vibro-kompaksiyon) ii. Kohezyonlu Zeminlerde: Vibro-yerdeğiştirme (taş kolonlar) Bu iki sistemde zemin iyileştirme mekanizması ve tasarım kriterleri birbirinden tamamen farklıdır. Vibro-sıkıştırma yönteminde zemin kütlesinin tamamı 1

17 % geçen Genel iyileştirilmekte ve orijinal zemine kıyasla yoğunluğu ve mukavemeti artmış, sıkışabilirliği azalmış bir zemin kütlesi elde edilmektedir. Vibro-yerdeğiştirme veya daha yaygın adıyla taş kolon olarak tanımlanan yöntemde ise uygulama noktasında orijinal zemin içerisinde vibratör yardımıyla yaratılan bir boşluğa seçilmiş granüler malzeme doldurularak sıkıştırılmaktadır. Ancak uygulama noktaları arasında kayda değer bir sıkışma yaratılmamaktadır. Sonuçta doğal zemin ve uygulama noktalarında teşkil edilmiş rijit kolonlardan oluşan kompozit bir zemin kütlesi oluşturulmakta ve iyileşme kompozit bir zemin yaratılmış olarak sağlanmaktadır. Bu yöntemlerin uygulanabileceği zemin türleri Şek. 1.1 de gösterilmektedir. Farklı zemin koşullarında uygulanan iki metodun, uygulama detayları ve tasarım esasları Bölüm 2 ve Bölüm 3 te sunulmuştur. Kil Silt Kum 100 Geçiş Bölgesi Çakıl Blok Vibro Yerdeğiştirme Vibro Sıkıştırma Dane boyutu (mm) Şekil 1.1. Vibro-sıkıştırma ve vibro-yerdeğiştirme yöntemlerinin uygulanabildiği zeminlerin gradasyon özellikleri (Barksdale ve Bachus, 1983) Sonuç olarak vibratörler kullanılarak kohezyonsuz zeminlerde topyekûn derin sıkıştırma, kohezyonlu zeminlerde ise rijit taş kolon, dolayısıyla kompozit bir zemin teşkili ile her türlü zayıf zemin koşullarında iyileştirme yapmak mümkün olabilmektedir. İyileştirmenin ana başlıklarını zeminin: 2

18 Vibratörlü Sistemlerle Zemin İyileştirme Yöntemleri i. taşıma gücündeki ve kayma dayanımındaki artış, ii. oturma ve sıkışabilirliğindeki azalma, konsolidasyon oturma süresinin kısalması, iii. deprem durumunda sıvılaşma ve yanal yayılma risklerinin ortadan kaldırılması oluşturmaktadır Vibro-Sıkıştırma (Vibro-Kompaksiyon) Gevşek kohezyonsuz (siltli kumlar ve temiz kumlar) zeminlerde vibratörün uyguladığı titreşimler ve yanal merkezkaç kuvvetlerin etkisi ile delgi etrafındaki doğal zeminin sıkılığı artar ve ortaya çıkan hacim farkı sıkıştırılmış kırmataş dolgu ile dengelenir. Vibro-sıkıştırma işlemi sonucunda, vibratörün çevresinde sıkıştırılarak yoğunluğu arttırılmış bir kum kolonu teşkil edilmektedir. Bu kolon yüksek yoğunluklu bir çekirdek bölgesi ve merkezden uzaklaştıkça yoğunluğu azalan iyileştirilmiş bir kütleden oluşmaktadır. Bu kütlenin çapı orijinal zeminin niteliğine ve uygulanan vibro sistemin özelliklerine bağlı olarak 3 m ila 6 m arasında değişmektedir. Vibro-sıkıştırma yöntemi genellikle bağıl yoğunluğun %50 den az ve Standart Penetrasyon Deneyi direncinin (SPT-N) 20 darbe/30 cm den düşük, ince malzeme oranının %15 ten az olduğu zeminlerde uygulanabilmektedir. Vibro-sıkıştırma yönteminde değişik özelliklere sahip vibro sistemler kullanılmaktadır. Japonya da geliştirilen vibro-kompozerler kullanılarak teşkil edilen sıkıştırılmış kum kazıkları yöntemi yaygın olarak kullanılan farklı uygulamalardan biridir. Sistem bir çelik boru üzerine monte edilmiş ağır bir vibratör ve boru içerisine kum besleyecek hazneden oluşmaktadır. Diğer yöntemlerden farklı olarak bu sistemde vibratör düşey titreşimler uygulamaktadır. Vibratör gücü ile ilerleyen çelik boru kılıf sürekli olarak kum ile doldurulmaktadır. Belli derinliklerde sistem yukarı çekilip kuyu tabanındaki kum dolguya daldırılarak titreşim ile kum sıkıştırılmakta ve yanal ötelenmelerle kolon çapı genişletilmektedir. Uygulama yöntemleri ile ilgili detaylar Bölüm 2 de verilmiştir. 3

19 Vibro-Yerdeğiştirme (Taş Kolon) 1.3. Vibro-Yerdeğiştirme (Taş Kolon) Yumuşak kohezyonlu zeminlerdeki (killer ve siltler) uygulamalarda vibratörün ilerlerken yarattığı delginin boş hacmi içerisine kırmataş malzeme doldurularak sıkıştırılır ve kil matriks içerisinde rijit granüler kolonlar oluşturulur. Bu yöntemde, doğal zeminde de yanal ötelenmelere neden olan gerilmelerin konsolidasyonu sonucu sınırlı bir iyileşme olduğu bilinmekle birlikte (Goughnour vd. 1991), tasarımda herhangi bir iyileşme dikkate alınmamaktadır. Ancak, rijit kolon ve doğal zeminden oluşan kompozit malzemenin dayanımı ve sıkışabilirliği orijinal zemine oranla önemli ölçüde iyileştirilmiş olmaktadır. Taş kolon uygulamalarında zemin yüzeyine etkiyen yüklerin üniform yayılı ve tek bir taş kolon üzerine gelen yüklerin 20 ton ila 50 ton aralığında olması öngörülmektedir. En etkin iyileştirmeler yüzeye yakın, sıkışma potansiyeline sahip ve drenajsız kayma dayanımının 15 ila 50 kn/m 2 aralığında değiştiği silt ve kil katmanlarında elde edilmektedir. Uygulama derinliğinin 6 m ila 10 m aralığında olduğu durumlarda diğer zemin iyileştirme yöntemlerine kıyasla en ekonomik çözüm olarak ortaya çıkmaktadır. Zemin kayma dayanımının 100 kn/m 2 yi aşması halinde vibratörlerin zemin içerisinde ilerlemesi mümkün olamamaktadır. Böyle durumlarda örneğin heyelan iyileştirme projelerinde taş kolonlar önceden yapılmış delgi (foraj) içerisinde teşkil edilmektedir (Kirsch ve Kirsch, 2010). Hassas ve organik içerikli yumuşak zeminlerde, yük altında ortaya çıkan aşırı deformasyonlar nedeniyle taş kolonlar için gerekli yanal destek oluşamamaktadır. Bu tür zeminlerde taş kolonlar bir jeotekstil kılıf içerisinde teşkil edilmektedir (Murugesan ve Rajagopal, 2010). Taş kolonlar uygulamada ıslak ve kuru üstten beslemeli, kuru alttan beslemeli, darbeli ve vibro-kompozer yöntemleri ile teşkil edilmektedir. Bu yöntemlerin detayları Bölüm 3 te verilmiştir. 4

20 Vibratörlü Sistemlerle Zemin İyileştirme Yöntemleri 1.4. Vibratörler (Titreşimli Deliciler) Uygulamada elektrik veya hidrolik güçle hareket eden silindirik vibratörler kullanılmaktadır. Bu vibratörler Vibroflot olarak da adlandırılmaktadır. Motorlar eksantrik bir kütleyi döndürerek yanal yönde titreşim ve itici kuvvet yaratmakta, dolayısıyla ağırlığının ve su/hava jetinin de yardımıyla vibroflot zemin içerisinde ilerleyebilmektedir. Uygulamada kullanılan değişik vibratörlerin boyut ve özellikleri Tablo 1.1 de özetlenmiştir (Barksdale ve Bachus, 1983). Tablo 1.1. Değişik vibratörlerin boyut ve özellikleri (Barksdale ve Bachus, 1983) Ağırlık Boy Çap Güç Frekans Eksantrik yanal itki Amplitüt İmalat hızı : 2 4 ton : m : m : HP : devir/dk : ton : 7 16 mm : m/saat Tipik bir vibratörün görünümü ve şematik kesiti Şek. 1.2(a) da, eksantrik kütle rotasyonu ise Şek. 1.2(b) de verilmiştir. 5

21 Vibratörler (Titreşimli Deliciler) Uzatma borusu Esnek bağlantı Hava veya su beslemesi Elektrik motoru Eksantrik ağırlık Konik burun (a) (b) Şekil 1.2. (a) Tipik vibratör görünümü ve kesiti (b) eksantrik kütle rotasyonu (Kirsch ve Kirsch, 2010) 6

22 Vibratörlü Sistemlerle Zemin İyileştirme Yöntemleri 1.5. Kaynaklar ASCE (1968). Special Conference on Placement and Improvement of Soils to Support Structures, Proceedings, ASCE, SMFD, Cambridge, Mass. Barksdale, R. D. ve Bachus, R. C. (1983). Design and Construction of Stone Columns, US Federal Highway Administration, Report No: FHWA/RD- 83/026. Goughnour, R. R., Sung, J. T. ve Ramsey, J. S.; editörler: Esrig, M. I. ve Bachus, R. C. (1991). Slide Correction by Stone Columns Deep Foundations Improvements: Design, Construction and Testing, ASTM, STP 1089, syf: Kirsch, K. ve Kirsch, F. (2010). Ground Improvement by Deep Vibratory Methods, Spon Press, an imprint of Taylor and Francis, 198 syf. Murugesan, S. ve Rajagopal, K. (2010). Studies on the Behavior of Single and Group of Geosynthetic Encased Stone Columns, J. Geotech. Geoenviron. Eng ASCE 136 (1): Steuerman, S. (1939). A New Compaction Device, ENR. 7

23 8

24 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Bölüm 2 GRANÜLER ZEMİNLERDE VİBRO-KOMPAKSİYON YÖNTEMİ 2.1. Vibratörlerin Özellikleri Granüler zeminlerin derinlik boyunca sıkıştırılmasında kullanılan vibratörler, çapları 300 mm ila 500 mm arasında değişen silindirik çelik tüplerdir. Tüpün tabanında eksantrik bir kütle ve üstünde kütlenin bağlı olduğu bir motor yer almaktadır. Vibratörlerin boyları 3 m ila 4.5 m arasında ve ağırlıkları 1500 kg ila 4500 kg arasında değişmektedir. Tipik bir vibratörün detaylarını gösteren kesit Şek. 2.1 de verilmektedir. Vibratör çalıştırıldığında eksantrik kütle kendi düşey ekseni etrafında dönerek zeminin sıkışmasını sağlayacak yatay titreşimleri oluşturur. Aynı zamanda vibratörün çelik kılıfı çevresindeki zemine, tüm derinlik boyunca büyüklüğü değişmeyen, yatay dinamik kuvvetler (merkezkaç kuvvetler) uygulanır. Vibratör, titreşimlerin sönümlendiği esnek bir bağlantı ünitesi ile uzatma borularına bağlanmaktadır. Borular ve tüp içerisinde, motor için elektrik veya hidrolik güç aktarımı kabloları, su jeti ve hava jeti için borular yer almaktadır. Motorlar elektrik veya hidrolik güç kaynakları ile çalışmaktadır. Uygulamada kullanılan elektrikli motor güçleri genellikle kw aralığında değişmekte olup, maksimum 220 kw tır. İki veya daha fazla parçadan da oluşturulabilen eksantrik kütlelerin rotasyon hızları elektrikli motorun polaritesi ve akımın frekansına bağlıdır. Örneğin, rotasyon hızı 50 Hz olan güç kaynağı tekli veya ikili kutup sürüşüne bağlı olarak sırasıyla 3000 rpm veya 1500 rpm, 60 Hz olan güç kaynağı ise 3600 rpm veya 1800 rpm olmaktadır. 9

25 Vibratörlerin Özellikleri bağlantı borusu esnek bağlantı su veya hava ile besleme elektrik motoru kanat eksantrik kütle konik uç Şekil 2.1. Vibratör kesiti (Kirsch ve Kirsch, 2010) Vibratörün yatay düzlemdeki salınımının (osilasyonunun) eni, 2a v, vibratör boyunca Şek. 2.2 de gösterildiği gibi lineer olarak değişmektedir. Salınım, vibratörün esnek bağlantı ünitesinin üstünde sıfır, ve alt konik ucunda maksimum değere sahiptir. Maksimum değerler serbest salınım (havada asılı konumda) koşullarında 10 mm ila 50 mm arasında değişmektedir. Salınımın maksimum olduğu uç noktada ivme değeri de (a v ω 2 ) maksimum değere ulaşmakta olup, bu değer 50g mertebesine kadar çıkabilmektedir. Burada; ω : rotasyon hızı ve a v : vibrasyonun amplitüdü olarak tanımlanmıştır. Eksantrik kütlenin (M v ) rotasyonu esnasında yarattığı merkezkaç kuvveti F m (F m = M v e x ω 2 ) vibratörün temas halinde olduğu zemin yüzeyine darbe kuvveti olarak etkiyerek zeminin sıkışmasına neden olmaktadır. Vibratörün ağırlığına bağlı olarak merkezkaç kuvveti 150 kn ile 700 kn aralığında 10

26 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi değişmektedir. Tablo 2.1 de günümüzde kullanılan vibratörlerin özellikleri verilmektedir (Kirsch ve Kirsch, 2010). ω e x D v ω M v ω F m D v + 2a v e x : eksantrisite M v : eksantrik kütle a v : vibrasyonun amplitüdü D v : vibratörün çapı ω: rotasyon hızı F m : merkezkaç kuvveti 2a v F m = M v e x ω 2 Şekil 2.2. Vibro-kompaksiyon prensibi ve yatay düzlemde vibratör ivmesinin oluşumu (Kirsch ve Kirsch, 2010) Vibratör tasarımındaki en önemli kriterlerden biri uygulama süresince zemine etkili olacak bir vibrasyon amplitüdünün sağlanabilmesidir. Vibrasyon amplitüdü, vibratör ile zemin etkileşimine bağlı olup farklı saha koşullarında, aynı sahada yatayda ve derinlik boyunca değişebilmektedir. Bu nedenle, operasyon esnasında vibratörün performansını izlemek, dolayısıyla zeminin sıkışmasının istenen düzeyde gerçekleşip gerçekleşmediğini kontrol etmek amacıyla sisteme bazı parçalar yerleştirilmektedir. Bu ekipmanlar operasyon süresince: - vibratörün derinliğini - motorlardaki akımın şiddetini (amperini) veya hidrolik basıncını - operasyon frekansını - hava veya su basıncını sürekli olarak kaydedebilmektedir. 11

27 12 Tablo 2.1. Uygulamada kullanılan vibratörlerin özellikleri (Kirsch ve Kirsch, 2010) Uygulayıcı Makina Tipi Boy (m) Çap (mm) Ağırlık (kg) Güç (kw) Operasyon Santrifüj 2 x Amplitüd* Frekansı (Hz) Kuvveti (kn) (mm) Özellik Vibroflotation V el, c Soletanche Bachy V el, c (Vinci Grup) V el, c Keller Grup MB el, v MB el, v S340/ el, c S el, v Bauer Grup TR hyd, v TR hyd, v Pennine (Balfour-Betty) *: vibratörün ucunda c: sabit operasyon frekanslı v: değişken operasyon frekanslı el: elektrikli sürüş hyd: hidrolik sürüş HD130 N/A hyd, v HD150 N/A hyd, v BD300 N/A hyd, v BD400 N/A hyd, v 12

28 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Derin vibro sıkıştırma uygulamalarında standart tüp vibratörler haricinde amaca uygun değişik vibratörler geliştirilmiştir. Bunlar H profili, palplanş profili veya özel amaçlar için geliştirilmiş Terra Prob (Şek. 2.3(a)), Vibro Çubuk (Şek. 2.3(b)) ve Y-Prob lardır (Şek. 2.3(c)). Japonya da geliştirilmiş olan vibro çubuk vibratörler küçük çaplı problar olup üzerine küçük boyutlu dişler monte edilmiştir. Y-Problar ise 120 o açı ile teşkil edilmiş üç bıçaktan oluşmaktadır. Bu sistemin vibrasyonları zemine etkin bir şekilde aktardığı bilinmektedir ve bıçakların 90 o açılı olduğu problarda oluşan kemerlenme etkilerinin bu sistemde oluşmadığı ifade edilmektedir Tüm birimler mm dir. (a) (b) (c) Şekil 2.3. Uygulamada kullanılan değişik vibratör probları (a) Terra Prob, (b) vibro çubuk ve (c) Y-Prob (Massarcsh ve Fellenius, 2005) 13

29 Vibratörlerin Özellikleri Vibro çubuk sisteminin İsveç te geliştirilmiş bir diğer tipi Şek. 2.4 te gösterilen kanatlı vibratörlerdir. Bu sistem 15 m uzunluğunda bir çubuk üzerine 0.5 m aralıklarla monte edilen 0.8 m ila 1.0 m uzunluğunda radyal bıçaklardan oluşmaktadır. Bu yöntemde iyi sıkıştırılmış zeminlerde probun geri alınmasında sıkıntılar yaşandığı bilinmektedir. Şekil 2.4. Kanatlı vibratörler (Massarcsh ve Fellenius, 2005) Üzerinde enerji transferini daha etkin kılan deliklerin olduğu esnek vibratörler (MRC Vibratörleri) ise Şek te gösterilmiştir. Yapım yönteminden bağımsız olarak uygulamalarda vibratörün üst kotlarda etkili çalışamaması ve bu kotlarda yeterli yanal zemin desteğinin oluşmaması nedenleri taş kolonların en üst m lik kısmında yeterli sıkışma sağlanamamaktadır. Bu nedenle sahada üst yapı inşaatları öncesinde yaklaşık 0.5 m lik bir kazı yapılarak yerine sıkıştırılmış granüler bir dolgu teşkil edilmesi önerilmektedir. Granüler şiltenin minimum kalınlığı 30 cm olarak önerilmekte olup bu katman aynı zamanda bir drenaj tabakası olarak da işlev görmektedir. 14

30 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Şekil 2.5. MRC tipi esnek vibratörler (Massarcsh ve Fellenius, 2005) 2.2. Vibro-Sıkıştırma ile İyileştirme Tekniği Gevşek ve orta sıkı temiz kumlar vibrasyon etkisiyle daneler arasındaki boşlukların azalması ve danelerin birbirine yaklaşması sonucu daha sıkı bir konuma gelmektedirler. Bu değişim şematik olarak Şek. 2.6 da gösterilmektedir. Gevşek Flotasyon Sıkı Vibrasyon Oturma Şekil 2.6. Vibro-sıkıştırma işleminde zemin iyileştirme mekanizması 15

31 Vibro-Sıkıştırma ile İyileştirme Tekniği Vibrasyon etkisi altındaki sıkışma miktarı vibrasyonun özelliklerine, zemin özelliklerine ve vibrasyon uygulamasının süresine bağlı olarak değişmektedir. Vibratörün sıkıştırma etkisi uygulama noktasından uzaklaştıkça azalarak sönümlenmektedir. Sıkıştırma etkisi ancak zemin daneleri arasındaki rezidüel sürtünme direncinin aşılması ile oluşabilmektedir. Bu konudaki araştırmalara göre vibrasyonun zemin danelerini 0.5g mertebesinde bir ivmeye ulaştırdığı durumda ortaya çıkan dinamik gerilmeler granüler zemin yapısını bozmakta ve sıkışma mekanizmasının başlaması için uygun bir ortam yaratmaktadır. İvmelerin artmasına paralel olarak kumun kayma dayanımı azalmakta ve g ivmeler mertebesinde dayanımlar minimum değerlere inmektedir. Bu noktada zemin yapısı akışkan bir konuma gelmektedir. İvme değerlerindeki artışın devam etmesi durumunda (>3g) zemin yapısında bir genleşme oluşmaktadır. Danelerin ivmesi ile kayma dayanımı arasındaki ilişki Şek. 2.7(a) da şematik olarak gösterilmektedir (Rodger, 1979). Vibrasyon uygulanan noktadan olan uzaklığa bağlı olarak değişik davranış biçimlerinin ortaya çıktığı halkalar oluşmaktadır. Bu bölgeler vibrasyon uygulanan noktadan uzaklaştıkça: akışkan bölge, plastikleşmiş bölge, sıkıştırılmış bölge ve elastik bölge olarak gelişmektedir. Vibratör etrafındaki uzaklığa bağlı davranış biçimleri birim hacim ağırlık-uzaklık ilişkisi olarak Şek. 2.7(b) de şematik olarak gösterilmektedir. Vibro-sıkıştırma uygulaması sonunda sıkışma derecesini etkileyen unsurlar aşağıda verilmiştir: - uygulama öncesi zeminin yoğunluğu - zemin dane büyüklüğü - zemin dane şekli ve gradasyonu - zeminin özgül ağırlığı - uygulama derinliği - zeminin geçirgenliği - vibrasyonun frekansı, amplitüdü, salınımların ivmesi ve oluşan merkezkaç kuvvet - vibrasyonun süresi 16

32 Zemin birim hacim ağırlığı Kayma dayanımı Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Genleşme davranışı Sıkışma Genleşme Akışkan davranış davranışı 0.5g 1.5g 3.0g Danelerin ivmesi (a) Akışkan bölge Plastikleşmiş bölge Sıkıştırılmış bölge Elastik bölge İyileştirme öncesi birim ağırlık Vibratörden uzaklık (b) Şekil 2.7. Granüler zeminlerin vibrasyon etkisi altındaki davranışı (Rodger, 1979) 2.3. Uygulama Yöntemi Uygulama noktasında vibratör çalışır durumda iken alt su jeti vanası açılır. Uygulanan su jeti ve vibratör ağırlığının etkisiyle vibratör zemin içerisine dalmaya başlar. Bu aşamada su basıncı fazla yüksek değildir ve gevşetilmiş kumun vibratör ile zemin arasındaki boşluktan yüzeye taşınabilmesi için enjekte edilen suyun hacmi yüksek tutulmaktadır. Vibratörün etrafındaki 17

33 Uygulama Yöntemi su-zemin karışımı sıvının sirkülasyonu vibratörün penetrasyonunu önemli ölçüde hızlandırmaktadır. Suya doygun olmayan kumlarda su sirkülasyonu ve vibratörden yayılan kayma gerilmeleri ile suya boğulma, kumdaki zayıf çimentolanma etkilerini ve lokal sıkı zonların direncini ortadan kaldırmak için yeterli olmaktadır. Derin uygulamalarda (>20 m) vibratör etrafındaki sıvı sirkülasyonunun hızı kuyu çeperlerinden yayılan sızma kayıpları nedeniyle zamanla azalmaktadır. Bu hızın istenen düzeyde tutulabilmesi için basınçlı hava beslemesine veya bağlantı tüpleri üzerine yerleştirilen basınçlı su hatları ile takviye yapılmasına gerek duyulmaktadır. Kuru kumlarda su jeti uygulanmaması durumunda vibratör etrafında sıkışan zemin bir süre sonra vibratörün ilerlemesini durdurabilmektedir. Uygulamada vibratörün ilerleme hızı ekipman ve zeminin özelliklerine bağlı olarak 1 5 m /dk arasında değişmektedir. İlerleme esnasında ekzantrik kütlenin rotasyonu vibratörde de dönme hareketi yaratabilmektedir. Bu hareket vibratörün ucuna yerleştirilen kanatlarla kısmen engellenmektedir. Vibratörün yüzeye alınıp tekrar daldırılması veya bazı modellerde uygulama derinliğine ulaşılana kadar vibratörde rotasyonun ters yöne çevrilmesi, sistemde istenmeyen döngülere engel olmaktadır. Uygulama derinliğine ulaşıldığında hava ve su jeti vanaları tamamen kapatılmakta veya kısılarak basınçlar minimal düzeye düşürülmektedir. Bu aşamada vibratörün tepesinde esnek bağlantı noktasına yakın bir yere yerleştirilmiş olan yüksek basınçlı ve düşük hacimli su jeti devreye alınmaktadır. Bu uygulamanın amacı, kuyu içerisinde bir traşlama yapılarak çıkıntı şeklindeki kütlelerin kuyu tabanına dökülerek sıkıştırılmasına yardımcı olmaktır. Ancak sisteme verilen su hacmi vibratör etrafındaki sıvı sirkülasyonunu sağlayacak ve su kaçaklarını takviye edecek düzeyde olmalıdır. Hedeflenen derinliğe ulaşıldıktan sonra vibratörün düşük bir hızla yukarı çekilmesi ile etrafındaki zemin sıkıştırılmaktadır. Bu aşamada vibratör ile etrafındaki zeminin sıkı bir kontak içerisinde olması gerekmektedir. Aksi 18

34 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi durumlarda vibratörün salınım paterni bozulmakta ve etkin bir sıkıştırma sağlanamamaktadır. Sıkıştırma işlemleri m aralıklarla sürdürülmektedir. Her aşamada vibratör yükseltilmeden belli bir süre beklenmektedir. Elektrikli sistemlerde güç kullanımının veya hidrolik sistemlerde yağ basıncının sıkıştırmanın yeterli olduğu değerlere ulaştığı verileri elde edildiğinde vibratörün yukarı çekilmesine devam edilmektedir. Uygulamada her kademede bekleme süreleri 30 ila 90 sn arasında değişmektedir. Vibro-sıkıştırma yöntemi uygulandığında vibratör etrafındaki kumun hacmi azalmaktadır. Bu hacim sıkıştırılan zemin kütlesi ve yüzeyden beslenen granüler bir dolgu malzemesi ile dengelenmektedir. Dışarıdan malzeme beslenmesi yapılmadığı durumlarda, zemin yüzeyinde oturmalar ortaya çıkmaktadır. Bu oturmalar orijinal zeminin özelliklerine ve uygulanan sıkıştırma işleminin niteliğine bağlı olarak iyileştirilen tabaka kalınlığının %15 i mertebelerine kadar çıkabilmektedir. Vibro-sıkıştırma işlemi sonucunda vibratörün çevresinde yoğunluğu artmış sıkıştırılmış bir kum kolonu oluşmaktadır. Bu kolon yüksek yoğunluklu bir çekirdek bölgesi ve merkezden uzaklaştıkça yoğunluğu azalan iyileştirilmiş bir kütle oluşturmaktadır. Bu kütlenin çapı orijinal zeminin niteliğine ve uygulanan vibro sistemin özelliklerine bağlı olarak 3 m ila 6 m arasında değişmektedir. Uygulama noktaları arasındaki mesafeler uygun bir sistematikle seçilmesi durumunda tüm alanda istenen sıkıştırmalar sağlanmış olmaktadır. Kolonlar arasındaki mesafeler eşkenar üçgen paterninde 2.5 m ila 5.0 m arasında olmakta, her uygulama noktasında 15 m 2 lik bir alana kadar sıkıştırma mümkün olabilmektedir. Temiz kumlarda yapılan uygulamalarda tek bir vibratörle 10 saatlik bir vardiyada yaklaşık 20,000 m 3 lük bir zemin kütlesi sıkıştırabilmektedir. Vibratörün şekli ve yüzeye yakın derinliklerde zemindeki yanal gerilmelerin düşük olması nedenleri ile zemin yüzeyinde 1 2 m lik bir katmanda etkin bir sıkıştırma sağlanamamaktadır. Gerekli görüldüğü durumlarda bu katman 19

35 Uygulama Yöntemi konvansiyonel yüzeysel sıkıştırma (vibratörlü silindirler vb.) yöntemleri ile iyileştirilebilmektedir. Vibro-sıkıştırma yönteminde değişik özelliklere sahip vibro-sistemler kullanılmaktadır. Japonya da geliştirilen vibro-kompozerler kullanılarak teşkil edilen sıkıştırılmış kum kazıkları yöntemi yaygın olarak kullanılan uygulamalardan biridir (Kitazume, 2005). Sıkıştırılmış kum kazıkların uygulamasında kullanılan vibro-kompozer sistemi ve kolon imalat aşamaları Şek. 2.8 de gösterilmektedir. Sistem bir çelik boru üzerine monte edilmiş ağır bir vibratör, ve boru içerisine kum besleyecek hazneden oluşmaktadır. Diğer yöntemlerden farklı olarak bu sistemde vibratör düşey titreşimler uygulamaktadır. Vibratör gücü ile ilerleyen çelik muhafaza borusu sürekli olarak kum ile doldurulmakta, belli derinliklerde sistem yukarı çekilip kuyu tabanındaki kum dolguya daldırılarak titreşim ile kum sıkıştırılmakta ve yanal olarak ötelenip kolon çapı genişletilmektedir. Bu işlem kuyunun tamamı doldurulana kadar tekrarlanarak devam ettirilir ve kılıf kuyudan alınır. Sıkıştırılmış kum kazık yöntemi hem kohezyonlu hem de kohezyonsuz zeminlere uygulanabilen bir yöntemdir (Aboshi vd., 1991). Japonya da deniz tabanı iyileştirmelerinde yaygın olarak kullanılmaktadır (Aboshi vd., 1979). Uygulamada çelik kılıf boru çapları 40 cm ile 150 cm arasında değişmekte ve zemin koşullarına ve vibratör gücüne bağlı olarak kum kolon çapları bir kaç metre boyutuna çıkarılabilmektedir (Murayama ve Ichimato, 1982). Metodun avantajları: i.hızlı oluşu; ii. kumun kırmataş veya çakıla oranla ucuz olması; iii. kuyu cidarlarının sürekli olarak çelik boru ile desteklenmesi; iv: büyük çaplı kolon elde edilebilmesidir. Dezavantajları ise: i. kum dolgunun kayma direnci açısının taş dolguya oranla düşük olması ve ii. kil zeminde borunun kuyu cidarlarında yoğurulmaya neden olarak geçirgenlik ve sürtünme özelliklerinin olumsuz yönde etkilenmesidir. 20

36 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Vibratör Muhafaza borusu Kum Şekil 2.8. Sıkıştırılmış kum kazık imalat aşamaları (Bergado vd., 1994) 2.4. Vibro-Sıkıştırma Uygulanabilir Zeminler Vibro-sıkıştırma yönteminin etkin bir şekilde uygulanabilmesi için öncelikle zeminin granüler bir gradasyona sahip olması, ince malzeme oranının düşük ve kohezyonunun olmaması veya minimal düzeyde olması gerekmektedir. Degen (1977) hızlı bir öndeğerlendirme için yöntemin, Birleştirilmiş Zemin Sınıflama Sistemi (USCS) ne göre tanımlanmış zemin türlerine uygulanabilirliliğini aşağıda özetlendiği şekilde değerlendirmiştir. İyi derecelenmiş çakıllar, GW: İyi derecede uygulanabilir, düşük güçteki ekipmanlar kullanıldığında ilerleme güçlüğü yaşanabilir. Kötü derecelenmiş üniform çakıllar, GP: D 60 D 10 2 olduğu durumlarda marjinal iyileşme sağlanır, uygulama öncesi sıkıştırma denemeleri önerilir. 21

37 Vibro-Sıkıştırma Uygulanabilir Zeminler Siltli ve killi çakıllar, GM ve GC : Kil oranının > %2, silt oranının > %10 olduğu koşullarda sıkıştırma sağlanamaz. İyi derecelenmiş kumlar, SW : Yöntemin uygulanabileceği ideal zeminlerdir. Kötü derecelenmiş üniform kumlar, SP: D 60 D 10 2 olduğu durumlarda marjinal iyileşme sağlanır, uygulama öncesi sıkıştırma denemeleri önerilir. Siltli kumlar, SM : Yöntem silt oranının > %8 olduğu durumda uygulanamaz. Killi kumlar, SC : Yöntem kil oranının > %2 olduğu durumda uygulanamaz. Bu değerlendirmelerden yöntemin; silt (< 0.06 mm) oranı %10 u aşmayan kum ve çakıllarda uygulanabileceği, silt miktarının arttığı ve/veya az da olsa kil içermesi durumunda sıkıştırmanın marjinal olacağı veya tamamen engelleneceği anlaşılmaktadır. Vibro-sıkıştırma yönteminin uygulanabilirliliği Şek. 2.9 da zeminlerin gradasyon özelliğine bağlı olarak gösterilmektedir. Gradasyonu B bölgesi içinde kalan ve ince malzeme oranı %10 u aşmayan zeminler yöntemin uygulanabileceği ideal zeminlerdir. Dane dağılımı A bölgesi içinde kalan zeminler iyi derecede sıkıştırılabilir olmakla birlikte artan çakıl ve blok miktarına paralel olarak geçirgenlik katsayısısnın k = 10-2 m/sn ye yaklaştığı koşullarda su kayıpları artmakta ve vibratörün ilerlemesi engellenmektedir. Gradasyon özellikleri C bölgesinde olan zeminlerde yöntem uygulanabilir olmakla birlikte yeterli sıkışmanın sağlanması daha uzun sıkıştırma sürelerini gerektirmekte olup yöntemin önceden denenmesi önerilmektedir. Bu bölgedeki zeminlerde permeabilite katsayısının k = 10-3 m/sn den daha düşük olması durumunda vibratörün ilerlemesi önemli ölçüde yavaşlamaktadır. 22

38 % geçen Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Kil Silt Kum Çakıl D C B A Dane boyutu (mm) Şekil 2.9. Vibro-sıkıştırma yöntemi için uygun zemin gradasyonları (Degen, 1977) Yöntemin uygulanabilirliliği Massarsch (1994) tarafından konik penetrasyon deneyi (CPT) uç direncine (q c ) bağlı olarak Şek da gösterilmektedir. Vibro sistemle sıkıştırılmaya uygun zemin koşulları, sürtünme oranının (R f ) %1 i aşmadığı ve q c > 3 MN/m 2 olduğu zeminler olarak tanımlanmaktadır. Marjinal sıkışmanın sağlanabildiği zeminler ise sürtünme oranı % olan ve uç direncinin 1 3 MN/m 2 aralığında olan zeminlerdir. Zeminlerin geçirgenlik özelliklerinin vibro-sıkıştırma yönteminin uygulanabilirliğini önemli ölçüde etkilediğini tekrar vurgulamakta yarar görülmektedir. Permeabilite katsayısının k = 10-5 m/sn den daha düşük olması durumunda ilerleme hızı son derece yavaşlamakta, k > 10-2 m/sn geçirgenlik değerlerinde ise aşırı su kayıpları vibratörün ilerlemesini engellemektedir. Brown (1977), Bağıntı 2.1 de tanımlanan bir uygunluk katsayısı (SN) önermektedir. 23

39 CPT uç direnci, q c (MN/m 2 ) sıkıştırılabilir sıkıştırılabilir Vibro-Sıkıştırma Uygulanabilir Zeminler SN = D D D 10 2 (2.1) D 50 : Zemin danelerinin %50 sinin küçük olduğu dane çapı D 20 : Zemin danelerinin %20 sinin küçük olduğu dane çapı D 10 : Zemin danelerinin %10 unun küçük olduğu dane çapı Küçük uygunluk katsayıları yöntemin başarılı olarak uygulanabileceğine işaret etmektedir. Uygunluk katsayılarının SN = değerlerine ulaştığı zeminlerde vibro-sıkıştırma yönteminin uygulanması önerilmemektedir Sürtünme oranı, R f (%) Şekil CPT uç direncine bağlı olarak zeminlerin sıkıştırabilirliği (Massarsch, 1994) Uygunluk katsayısı (SN) aynı zamanda sıkışma sonucu oluşan hacim kayıplarını geri doldurmak için kullanılan granüler malzemelerin de uygunluk derecesini yansıtmaktadır. Örneğin, uygunluk katsayısına göre (SN) malzemelerin uygunluk derecesi Tablo 2.2 deki gibi sınıflandırılmaktadır. 24

40 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Tablo 2.2. Granüler malzemelerin uygunluk katsayısına (SN) göre uygunluk derecesi (Brown, 1977) Uygunluk Katsayısı (SN) Aralığı Uygunluk Derecesi 1 10 Mükemmel İyi Orta Kalitesiz > 50 Uygun değil 2.5. Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi Gevşek kumların vibro yöntemler kullanılarak sıkıştırılması özet olarak aşağıdaki iyileştirmeleri hedeflemektedir: i. Deformasyon modülü değerinin yükseltilerek statik, özellikle de dinamik yükler altında oturmaların azaltılması ii. Kumun kayma dayanımı parametrelerinin yükseltilerek taşıma gücünün arttırılması ve kumun şev stabilite güvenliliğinin iyileştirilmesi iii. Kumun bağıl yoğunluğunun arttırılarak sıvılaşma potansiyelinin düşürülmesi Kohezyonsuz zeminlerde iyileştirme zeminin içerisine beslenen kırmataş veya kum-çakıl malzemenin zemini yanal olarak ötelemesi sonucu doğal zeminde bir hacim azalması ile ortaya çıkmaktadır. Bununla birlikte, titreşimin de bu hacim değişiminin oluşmasında önemli etkisi vardır. Sonuç olarak tasarımda iyileştirme sonrası zeminin homojen bir yapıya sahip olduğu kabulü yapılıp, yerleştirilen kolonların rijitliğinin yaratacağı ilave olumlu katkılar ihmal edilmektedir. 25

41 Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi Tasarımda öncelikle kumun sahadaki mevcut durumunu yansıtan özellikleri veya parametreleri belirlenmelidir. Örneğin; iyileştirme öncesi zayıf zeminin konumunun boşluk oranı (e 0 ), bağıl yoğunluğu (D ri ), SPT direnci (N i ) veya CPT uç direnci (q ci ) gibi parametrelerden birkaçı veya tamamı ile tanımlanmalıdır. Bunu takiben hedeflenen iyileştirme mertebesi için mevcut durumdaki parametrelerdeki gerekli minimum artışlar belirlenmelidir. Örneğin; SPT direncindeki artış ( N), boşluk oranındaki artış ( e), CPT uç direncindeki artış ( q c ) vb. Dolayısıyla, iyileşme sonrası ulaşılması gerekli görülen parametrelerin değerleri, örneğin SPT direnci N f = N i + N, CPT direnci q cf = q ci + q c tasarım kriteri olarak hedeflenmektedir. Diğer bir deyişle, mevcut durumda SPT direnci N i olan kumun vibro-sıkıştırma sonrasında SPT değerinin N f olması gereklidir. Kum ile ilgili bir ön değerlendirme yapmak amacıyla Tablo 2.3 te verilen korelasyonlar kullanılabilir. Tablo 2.3. Suya doygun kumların fiziksel özelliklerini yansıtan değerler (Kirsch ve Kirsch, 2010) Çok Gevşek Gevşek Orta Sıkı Sıkı Bağıl yoğunluk, D r (%) < Çok Sıkı SPT N (darbe/30 cm) < > 50 CPT - q c (MN/m 2 ) < > 20 Birim hacim ağırlığı, γ (kn/m 3 ) (ıslak suya doygun) Odometrik deformasyon modülü, M s (MN/m 2 ) Efektif kayma direnci açısı, φ s ( ) < > > 100 < > 37.5 Kayma dalgası hızı, V s (m/sn) <

42 q c (MN/m 2 ) Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Günümüzde kullanılan vibratörlerle sıkıştırma uygulamalarında sondalamalar arasındaki mesafeler genellikle 2 m ila 4 m arasında değişmektedir. Gevşek kumlu zeminlerin vibro-sıkıştırma yöntemi kullanılarak iyileştirilmesi ile ilgili tasarımlarda kullanılabilecek en sağlıklı yöntem arazi model deneyleri ile uygulama detaylarının belirlenmesidir. Önemli ve kapsamlı projelerde, vibro-sıkıştırma noktalarının seçimi ve uygulama aralıklarının tespiti için bir ön deneme çalışması yapılması önerilmektedir. Örnek bir deneme çalışmasının detayları Şek de gösterilmektedir. Bu örnekte, 10 farklı noktada sıkıştırma uygulaması yapılması planlanmıştır. Öncelikle, zeminin mevcut durumu farklı noktalarda SPT veya CPT sondalamaları ile belirlenir. Bu örnekte, uygulama öncesinde 3 farklı noktada CPT yapılmıştır. Daha sonra Şek de gösterilen 10 noktada vibrosıkıştırma uygulanmıştır. Uygulama sonrası elde edilen iyileştirilmiş zeminin özellikleri işaretlenen 6 noktada tekrar tespit edilmiş ve şekilde gösterildiği gibi karelaj alanına karşılık CPT direnci çizilmiştir. Önceden belirlenen zeminin hedeflenen iyileştirmesi için gerekli CPT uç direnci değerine karşıt gelen yerleşim aralığı seçilir (Moseley ve Priebe, 1993) Sıkıştırma öncesindeki q c değerleri Karelaj alanı (m 2 ) Sıkıştırma noktaları Uygulama öncesi CPT Uygulama sonrası CPT Şekil Tipik bir ön deneme çalışması örneği (Moseley ve Priebe, 1993) 27

43 Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi Derin vibro-sıkıştırma yöntemi uygulamalarında kohezyonsuz zeminin iyileşmesi, yanal vibrasyon uygulaması sonucu zeminde bir hacim azalması ile ortaya çıkmakta ve zemin içerisine beslenen kırmataş veya kum-çakıl malzeme zemini yanal olarak ötelemektedir. Ayrıca zemin içerisine beslenen kırmataş veya çakıl malzeme vibratörün yukarı çekilmesi esnasında sıkıştırılmaktadır. Sonuçta doğal zemin içerisinde sıkıştırılmış granüler bir kolon teşkil edilmektedir. Japonya da yaygın olarak kullanılan sıkıştırılmış kum kazıklarında ise sıkıştırma sonucu titreşimli boru çapından bir miktar daha genişlemiş kum kolonları oluşmaktadır. Zemin içerisine yerleştirilen granüler kolonların çaplarını beslenen malzemenin hacminden ve uygulama boyundan tahmin etmek mümkündür. Ayrıca değişik tipteki vibratörlerin çeşitli zeminlerdeki uygulamalarında ölçülen çaplarla ilgili deneyimlerden de ön proje aşamasında oluşacak kolon çapı yaklaşık olarak tahmin olunabilmektedir. Kolon çapının yaklaşık da olsa bilinmesi durumunda literatürde kolon yerleşimini belirlemeye yönelik tasarım yöntemleri önerilmektedir. Kohezyonsuz zeminlerdeki tasarım kriterleri Japonya daki uygulamalardan, özellikle de Sıkıştırılmış Kum Kazıklar: SKK daki gözlem ve deneyimlerden, yararlanılarak geliştirilmiştir (Aboshi ve Suematsu, 1985; JGS, 1998; Esrig ve Bachur, 1991). Önerilen tasarım yöntemleri zemin sıkılığının (bağıl yoğunluğunun) arttırılarak sıvılaşma riskinin ortadan kaldırılmasına yönelik olarak verilmekle birlikte, kriterler zeminin sıkışma modülünde ve kayma dayanımında öngörülen artışlar için de geçerlidir (Basore ve Boitano, 1969) Temiz veya İnce Malzeme Oranı Düşük Kumlar Bu bölümde detayları verilen tasarım yöntemi ince malzeme oranı (US 200 numaralı elekten geçen veya dane çapı < mm) %20 den az olan kumlu zeminler için geliştirilmiştir. Tasarıma esas alan yerdeğiştirme oranları (a r ), kum kazıkların Şek de gösterilen değişik yerleşimleri için Bağıntı 2.2 den hesaplanabilmektedir. 28

44 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi D s s D s Kare yerleşim s Üçgen yerleşim Şekil Kum kazıkların değişik yerleşimleri Kare yerleşim için alan yerdeğiştirme oranı a r : a r = A c A = A c s 2 (2.2a) Üçgen yerleşim için alan yerdeğiştirme oranı a r : a r = A c A = 2 A c ( 3s 2 ) = 1.15 A c s 2 (2.2b) Bağıntı 2.2 de; A c : kum kazığın kesit alanı (A c = πd 2 4); A : tek kum kazığın etkili olduğu zemin alanı; D : tek kum kazığın çapı ve s : merkezden merkeze kazıklar arası mesafedir. Sıkıştırma prensibi Şek te açıklanmaktadır. İyileştirme sonunda e hacmine eşdeğer miktarda kum, başlangıçtaki hacmi 1 + e 0 olan zemin içerisine yerleştirilmiş olmaktadır. Dolayısıyla, doğal zeminin e 0 olan boşluk oranı e 1 değerine düşürülmüştür. Alan yer değiştirme oranı (a r ) boşluk oranı cinsinden Bağıntı 2.3 teki gibi hesaplanabilmektedir. a r = Δe (1 + e 0 ) = (e 0 e 1 ) (1 + e 0 ) (2.3) Literatürde verilen, kumlu zeminlerde standart penetrasyon deneyi direnci (N), zeminin düşey efektif örtü yükü (σ v0 ), zeminin boşluk oranı (e) ve bağıl yoğunluğu (D r ) arasında, zeminin gradasyon özelliklerini de dikkate alan korelasyonlar Şek te gösterilmektedir. 29

45 Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi e 0 e 1 Δe 1 İyileştirme öncesi İyileştirme sonrası Şekil Kum kazıkların sıkıştırma prensibi Tasarımda hedeflenen iyileştirme, SPT direncinde bir artış olarak tanımlandığında, diğer bir deyişle N f = N i + N koşulu arandığında, Şek. 2.14(a) dan N i ve N f değerlerine karşıt gelen iyileştirme öncesi ve sonrası bağıl yoğunluk (D ri ve D rf ) değerleri bulunur, daha sonra Şek. 2.14(b) den belirlenen bağıl yoğunluklar için orijinal ve iyileştirilmiş boşluk oranları e 0 ve e 1 değerleri elde edilir, dolayısıyla Δe (= e 0 e 1 ) belirlenir. Alan yerdeğiştirme oranı (a r ) Bağıntı 2.3, kolonlar arası merkezden merkeze mesafe (s) ise Bağıntı 2.2 den hesaplanır. Bu tasarım yönteminin uygulanmasında, zemin koşulları ve ve vibratör özellikleri değerlendirilerek oluşacak kolonun olası çapı (D) önceden tahmin olunmalıdır. Kolon çapları genellikle 0.6 m ila 1.0 m arasında değişmektedir. Uygulamada ön tasarım aşamasında bir kolon çapı öngörülür. Tasarım deneme kolonları imalatı aşamasında beslemede kullanılan malzemenin hacmi gözlenerek ve beslenen malzemede %15 20 kadar bir sıkışma oranı kabul edilerek kolon çapını yaklaşık olarak belirlemek mümkündür. Bazı vibro düzeneklerinde kolon çapını belirleyen ölçüm ekipmanları da çapları belirleyebilmektedir. Eğer gözlenen kolon çapları tasarım çapından farklı ise tasarımda gerekli değişiklikler yapılmalıdır. Geçmişte yapılan gözlem ve deneyimlerden yola çıkılarak elde edilmiş istatistiksel değerlendirmeler sonucu geliştirilmiş bir tasarım abağı Şek te verilmektedir (JGS, 1998). Bu abakta yatay eksen orijinal zeminin SPT direnci N i olarak tanımlanmıştır. İyileştirme sonrası ulaşılan SPT direnci N f ise, yatay eksendeki N i değerinden girilerek değişik alan yerdeğiştirme oranları (a r ) için 30

46 Boşluk oranı, e SPT-N Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Bağıl yoğunluk, D r (a) Bağıl yoğunluk, D r (b) Şekil (a) SPT-N D r σ v0 ilişkisi (Gibbs ve Holtz, 1957) ve (b) D r e ilişkisi (Aboshi vd., 1991) tanımlanmış eğrilerden düşey eksene geçilerek elde edilebilmektedir. Burada; N f değeri kolonlar arası mesafenin ortasındaki SPT direnci olarak verilmekte olup, kolon etrafında uygulama noktasından uzaklaştıkça azalan bir iyileşme 31

47 İyileştirme sonrası kum kazıkların arasındaki SPT-N değerleri (N f ) Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi oranı olduğu düşünüldüğünde, bir anlamda iyileştirilmiş zemin kütlesinin minimum sıkılığını yansıtmaktadır. 40 a r = a r = a r = a r = a r = N i : iyileştirme öncesi N -değeri N f : iyileştirme sonrası kazıklar arasındaki N değeri a r : alan yerdeğiştirme oranı Orjinal zeminin SPT-N değerleri (N i ) Şekil Orijinal zeminin N i değeri ile iyileştirme sonrası kazıklar arasındaki N f değeri ilişkisi (JGS, 1998) Baez (1995) uygulama öncesinde ve sonrasında SPT ve CPT deneyleri yapılan 18 adet vakayı incelemiş ve alan oranları %5 ila %20 arasında değişen uygulamalar ve ince malzeme oranının %15 i aşmadığı siltli kumlar için Şek daki tasarım abağını önermiştir. Burada, alan oranı (a r ) kolon alanının tek kolonun etki alanına oranı olarak tanımlamıştır. Tasarım abağındaki SPT-N değerleri jeolojik yüke göre düzeltilmiş değerlerdir (N 1 ). 32

48 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi SPT-N f değeri (uygulama sonrası) a r = %20 a r = %15 a r = %10 a r = % SPT-N i değeri (uygulama öncesi) Şekil Uygulama öncesi ve sonrası SPT-N değeri (Baez, 1995) İnce Malzeme Oranı Yüksek Kumlar İnce malzeme oranı (US 200 numaralı elekten geçen veya dane çapı < mm) %20 den fazla olan kumlar için Bölüm de tanımlanan yöntemlere bir düzeltme yapılması önerilmektedir (JGS, 1998). İnce malzeme oranının, N i = 3 4 darbe/30 cm olan çok gevşek kumlarda iyileştirme mertebesine etkisi Şek de gösterilmektedir. Şekil 2.17 de görüldüğü gibi kum zeminin artan ince malzeme miktarı ile iyileşme sonrası ulaşılan SPT dirençleri önemli ölçüde azalmaktadır. Tasarımda ince malzeme oranının etkisini dikkate almak amacıyla Bağıntı 2.4 te tanımlanan bir ψ azaltma faktörü uygulanması önerilmektedir: ψ = N N = 1.05 log 10 FC (2.4) Burada; ΔN : ince malzemesi yüksek olan zeminde SPT N direncindeki artış, N : SPT N direncindeki ince malzeme oranı dikkate alınmadan Şekil 2.15 veya 2.16 dan elde edilen artış ve FC : ince malzeme oranıdır (%). İnce malzeme oranının iyileştirme oranına etkisi Ohbayashi vd. (1999) tarafından yapılan arazi ölçümleri ile saptanmış ve kolon merkezinden uzaklığın 33

49 İyileştirme sonrası kolonların arasındaki SPT-N değerleri (N f ) Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi fonksiyonu olarak Şek de verilmektedir. Bu gözlemlerde, ince malzeme oranı (FC) yaklaşık %40 olan zeminlerde iyileşmenin sınırlı olduğu açıkça görülmektedir Orijinal zemin N değeri, N i =3~4 :0.50 a r :0.125 a r : : sembolü korelasyonu : : sembolü korelasyonu N i =3~ İnce malzeme oranı, FC (%) Şekil İyileştirme sonrası kolonlar arasındaki SPT-N değeri ile ince malzeme içeriği (FC) arasındaki ilişki (JGS, 1998) Ohbayashi vd. (1999) sıkıştırılmış kum kolon yöntemi ile iyileştirilmiş kumlu zeminlerde uygulama öncesi ve sonrasında kolonlar arasında yapılan sondajlarda yerinde sükunetteki toprak basıncı katsayılarını (K 0 ) belirlemişlerdir. Araştırmacıların bulguları Şek da gösterilmektedir. Yapılan arazi ölçümlerine göre, iyileştirme öncesinde K 0 katsayısı ortalama 0.5 değeri ile temsil edilmektedir. İyileştirme sonrasında ise K 0 değerleri 1.0 ila 2.0 mertebesine yükselmektedir. Bu durumda orijinal zeminde yanal gerilmeler düşey gerilmelerin yarısı iken, iyileştirme sonrasında düşey gerilme veya iki katı mertebesine çıkmaktadır. Sonuçta oluşan gerilme durumu izotropik veya asal gerilmenin yatay olduğu, ve zemin davranışının önceden yüklenmiş olduğu bir 34

50 N i değerindeki artış, N Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi konuma gelmektedir. Ishiara vd. (1977), K 0 değerinin arttığı ve gerilmelerin izotropik duruma geldiği koşullarda zeminin sıvılaşmaya karşı direncinin önemli ölçüde arttığına dikkat çekmektedir. Araştırmacılar Şek da A sahasındaki ölçümlerini iyileştirme uygulamasından iki yıl sonra tekrarlamışlar ve iyileşme sonrası yükselen sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı (K 0 ) değerlerinde bir azalma olmadığı, dolayısıyla zeminin gerilme durumundaki iyileşmenin kalıcı olduğu yorumunu yapmışlardır (Ohbayashi vd. 1999) Kum Kolon İnce dane oranı (FC) 0 FC < %20 20 FC < %40 40 FC Kolon merkezinden mesafe (m) Şekil Değişik ince malzeme oranları için kolon merkezinden uzaklığa bağlı olarak N i değerindeki artış, N (Ohbayashi vd., 1999) Tsukamoto vd. (2000) arazide yaptıkları ölçümleri değerlendirerek iyileşme öncesi SPT dirençleri (N i ), iyileşme sonrası ulaşılan SPT dirençleri (N f ) ile alan yerdeğiştirme oranının (a r ) arasındaki ilişkiyi istatistiksel olarak yorumlayıp Şek deki tasarım abağını önermişlerdir. Buradaki SPT N değerleri 100 kn/m 2 örtü yükü gerilmesine göre düzeltilmiş değerlerdir (N 1 ). Tsukamoto vd. (2000) tarafından derlenen arazi ölçümleri Krishna ve Madhav (2009) tarafından istatistiksel olarak yorumlanarak korelasyon eşitliklerine dönüştürülmüştür. Araştırmacıların önerdiği korelasyonlar Bağıntı 2.5 te verilmiştir: 35

51 İyileşme sonrası sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı Vibro-Sıkıştırma Tasarım Yöntemi N f = N i + a rn i (2.5) A + Ba r Bu bağıntıda; A ve B: korelasyon katsayıları olup bu değerler için A = 1.23e 0.13N i ve B = 0.03N i bağıntıları önerilmiştir. Bu analitik bağıntı (Krishna ve Madhav, 2009) ile Tsukamoto vd. (2000) tarafından önerilen tasarım abakları Şek de kıyaslanmış ve iki tasarım kriterinin kabul edilebilir nitelikte birbiri ile uyumlu olduğu gösterilmiştir. Diğer bir deyişle, yapılan arazi gözlemleri Bağıntı 2.5 te verilen korelasyon eşitliğinin geçerli olduğunu vurgulamaktadır A sahası (hemen iyileşme sonrası) A sahası (iyileşmeden 2 yıl sonra) B Sahası C Sahası D Sahası İyileşme öncesi sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı Şekil Sıkıştırılmış kum kolon uygulamalarında K 0 değerlerindeki artış (Ohbayashi vd., 1999) Krishna ve Madhav (2009) analiz sonuçlarını Şek de gösterildiği gibi alan yerdeğiştirme oranı (a r ) ile iyileşme sonrası ve öncesi SPT dirençlerinin oranı, R N (= N f N i ) arasındaki ilişkiyi veren bir tasarım abağı şeklinde vermektedirler. Buradaki SPT N değerleri 100 kn/m 2 örtü yükü gerilmesine göre düzeltilmiş değerlerdir (N 1 ). 36

52 İyileştirilmiş zemine ait SPT N f değeri Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Ampirik eğri (Tsukamoto vd., 2000) Mevcut analiz R N = N f N i %6 %10 Şekil İyileştirilmiş ve iyileştirilmemiş zemine ait SPT N 1 değerleri arasındaki ilişki (Krishna ve Madhav, 2009) 7 Analiz verileri (Tsukamato vd., 2000) N i = N i = 7 9 N i = 9 14 N i = N i = 4 5 N i = Şekil Yerdeğiştirme oranı ile iyileşme öncesi ve sonrası SPT N değeri arasındaki ilişki (Krishna ve Madhav, 2009) 37 a r = %20 %15 Arazi verileri 20 %2 (Tsukamoto vd., 2000) a r = %2 15 a r = % a r = %6 a r = %8 a r = %9.6 a r = %15 a r = % İyileştirilmemiş zemine ait SPT N i değeri Alan yerdeğiştirme oranı, a r (%) 6 10

53 Sıvılaşma ve Vibro-Sıkıştırma 2.6. Sıvılaşma ve Vibro-Sıkıştırma Özellikle suya doygun gevşek kohezyonsuz zeminlerin, deprem sırasında aşırı mertebede yükselen boşluk suyu basıncı nedeniye efektif gerilmelerin çok küçük değerlere inmesi sonucu zemin kayma direncini tamamen yitirmekte ve bir sıvı gibi hareket etmektedir. Zeminlerin bu davranış biçimi sıvılaşma olarak tanımlanmaktadır. Sıvılaşma sonucu oluşan düşey deplasman ve yatay ötelenmeler sonucu her türlü üst ve altyapıda önemli hasarlar oluşmaktadır. Bu hasarlar zemin sıvılaşması sonucu yanal desteğin kaybolması nedeniyle deprem koşullarının yarattığı ilave yanal tesirleri taşıyamaz duruma gelmesinden kaynaklanmaktadır. Zeminin sıvılaşmaya karşı güvenlik durumu Seed ve Idriss (1971) tarafından Bağıntı 2.6 da verilen güvenlik sayısı (GS) kavramı ile tanımlanmıştır. GS = CRR CSR (2.6) Burada; CRR: devirsel direnç oranı, CSR: devirsel gerilme oranı olup Bağıntı 2.7 den hesaplanmaktadır. CSR = 0.65 a max r g σ d (2.7) v0 Burada; a max : zeminde oluşan yatay ivmenin maksimum değeri, g: yer çekimi ivmesi, σ v0 ve σ v0 : incelenen derinlikte toplam ve efektif düşey gerilme ve r d : derinlik azaltma faktörü olup Bağıntı 2.8 den hesap edilebilir. z < 9.15 m için z r d = { 9.15 m < z < 23 m için z } (2.8) Burada; z: incelenen derinliktir (m). σ v0 38

54 Devirsel gerilme oranı, CSR Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Devirsel direnç oranı (CRR) ise SPT-N değerleri veya CPT uç direnci q c parametreleri yardımı ile tayin edilmektedir. Seed vd. (1985) tarafından önerilen devirsel gerilme oranı (CSR) ile zeminin devirsel direnç oranını temsil eden SPT-N değeri arasındaki ilişki Şek deki abakta verilmektedir. Buradaki (N 1 ) 60 değeri zemin örtü yükü için düzeltilmiş değerdir. Bu abakta; FC : zemindeki ince malzeme yüzdesi (< mm dane boyutu, % silt+kil) ve M d : depremin moment büyüklüğüdür (moment magnitude). Eğer incelenen derinlikteki bir kum biriminde CSR ve (N 1 ) 60 değerleri ile temsil edilen nokta Şek de tanımlanan sınır çizgilerinin sağında kalıyor ise zeminde sıvılaşma riski yoktur (GS > 1.0). Aksi taktirde, nokta sınır çizgisinin solunda kalıyor ise, zeminde sıvılaşma riski vardır (GS < 1.0) ve önlem alınmalıdır. Diğer bir deyişler sıvılaşan / sıvılaşmayan durum arasındaki çizilen eğriler bir anlamda GS = 1.0 koşulunu yansıtmaktadır ince malzeme : %35 %15 % Sıvılaşma Bölgesi 0.2 Sıvılaşma Olmayan Bölge 0.1 M d = 7.5 depremleri SPT (N 1 ) 60 Şekil SPT-N değerine bağlı sıvılaşma direnci (Seed vd., 1985) Eğer sıvılaşmaya karşı önlem olarak vibro-sıkıştırma yöntemi uygulanacak ise Şek 2.22 deki abakta sıvılaşma sınır çizgisinin solunda olan noktanın, CSR 39

55 Sıvılaşma ve Vibro-Sıkıştırma değeri sabit kalmak koşulu ile, sınır çizgisinin sağına geçebilmesi için gerekli en küçük SPT (N 1 ) 60 değerinin kaç olduğu belirlenir. Bu SPT (N 1 ) 60 değeri Bölüm 2.5 te tanımlanan hedef değerdir. Bu hedef değere ulaşılabilmesi için gerekli alan oranları ve vibro-sıkıştırma noktaları arasındaki mesafeler Bölüm 2.5 te yöntemlerde verilen kriterlere göre belirlenir. Baez tarafından önerilen farklı bir yaklaşımda kolon ve etki alanı içerisindeki zemin birim hücre olarak tanımlanmaktadır. Birim hücre içerisindeki kolon ile zemin arasındaki gerilme dağılımının hesabında, deprem halinde kolonların ve onları çevreleyen zeminin deplasmanlarının aynı olacağı varsayımından hareket edilmektedir. Bu kabule göre depremde oluşan kayma gerilmeleri, kolon ile zemin arasındaki rijitlik farkından dolayı, göreceli olarak daha rijit olan kolonlar üzerinde yoğunlaşmaktadır. Deprem durumundaki gerilme şartları Şek te gösterilmektedir. Bu yöntem Baez ve Martin (1993) ve Baez (1995) tarafından taş kolonlar için önerilmiş, Özsoy ve Durgunoğlu (2003) tarafından jetenjeksiyon kolon uygulamalarına uyarlanmıştır. Vibro kolon σ v0 σ v0 τ Zemin K 0 σ v0 K 0 σ v0 Şekil Düşey olarak yayılan kayma dalgalarının tekrarlı yükleme durumunda gerilme paylaşımının idealizasyonu (Baez ve Martin, 1993) Bu yaklaşımda zemin ve kolonda deprem esnasında benzer mertebelerde kayma deformasyonları oluşacağından, zeminin taşıdığı kayma gerilmesinin (τ s ) toplam kayma gerilmesine (τ) oranı Bağıntı 2.9 dan hesaplanmaktadır. 1 (τ s τ) = G r [a r + 1 G (1 a r )] r (2.9) 40

56 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Bu bağıntıda; G r : modül oranı olarak tanımlanmaktadır. Modül oranı ise rijit kolon kayma deformasyon modülünün (G c ) doğal zeminin kayma deformasyon modülüne (G s ) oranıdır. Sıvılaşmaya karşı güvenlik sayısı genellikle zeminin mevcut devirsel kayma direncinin (CRR) depremin yarattığı devirsel kayma gerilmelerine (CSR) oranı olarak tanımlanmaktadır. Bu durumda deprem öncesi güvenlik sayısı GS = (τ s τ) olarak belirlenebilir. İyileşme sonrası güvenlik sayısının en az GS = 1.0 olması gerektiğinde Bağıntı 2.9 kullanılarak gerekli alan oranı (a r ) belirlenebilir. Alan oranının pratik olarak hesaplanması için hazırlanmış olan tasarım abağı Şek te verilmektedir. Bu abakta yatay eksen zeminin doğal halde sıvılaşmaya karşı güvenlik sayısıdır. Düşey eksen ise sıvılaşmaya karşı güvenlik sayısının GS = 1.0 olması için gerekli alan yerdeğiştirme oranının vermektedir. Abakta verilen eğriler değişik modül oranlarını temsil etmektedirler. Alan yerdeğiştirme oranı, a r Doğal zeminin sıvılaşmaya karşı GS (iyileştirme öncesi) G r = 10 G r = 7 G r = 5 G r = 4 G r = 3 G r = 2 Şekil İyileştirme sonrası sıvılaşmaya karşı GS = 1 elde etmek için gerekli alan oranları (Baez, 1995) 41

57 Kalite Kontrol Kriterleri Priebe (1995) sıvılaşmayı önleyici yöntem olarak vibro kolonların kullanılması durumunda, önerilen kriterlerde vibro-sıkıştırmanın zeminin sıkılığını arttırmak suretiyle sıvılaşmayı engellediğini ifade etmektedir. Ancak oluşan rijit kolonların zemini sıkılaştırmanın da ötesinde, zemini sıvılaşmaya karşı stabilize eden etkilerinin olduğunu vurgulamaktadır. Bu etkiyi dikkate almak için ise iyileştirilmemiş zemin için hesaplanan devirsel gerilme oranının (CSR) Şek te tanımlanan basınç oranı (η s ) ile çarpılarak azaltılmasını önermektedir. Şekil 2.25 teki basınç oranı rijit kolonlar arasında kalan zemin üzerine etkiyen gerilmenin (σ s ) uygulanan üniform gerilmeye (σ) oranı olarak tanımlamaktadır. Araştırmacı bu oranın, alan yerdeğiştirme oranı (a r ) ve kolon malzemesinin kayma direnci açısının (φ c ) fonksiyonu olduğuna da dikkat çekmektedir. Burada; ν s : zeminin Poisson oranıdır. 1.0 η s = σ s σ ν s = 1/3 φ c = 35.0 φ c = 37.5 φ c = 40.0 φ c = 42.5 φ c = Şekil Kolonlar arasındaki gerilmenin uygulanan üniform gerilme değerine oranı (Priebe, 1995) 2.7. Kalite Kontrol Kriterleri 1 a r = A A c Vibro sıkıştırma yöntemini yüzeyden kırmataş veya çakıl beslenmesi yapmaksızın sadece vibrasyon etkisi ile doğal zeminin sıkıştırılmasının zeminde net bir oturma şeklinde ortaya çıktığı durumlarda, doğal zemindeki oturma miktarlarının belirlenmesi ulaşılan iyileşme mertebesinin bir ölçüsüdür. Bu 42

58 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi oturma miktarlarından zeminin birim ağırlığı ve bağıl yoğunluğundaki artışlar, boşluk oranındaki azalmalar ve hedeflenen zemin özelliklerine ulaşılıp ulaşılamadığı tespit edilebilmekte ve operasyon sonrasındaki oturmalar bir kalite kontrol kriteri olarak kullanılabilmektedir. Kumlu zeminler için geçerli olan vibro-sıkıştırma uygulamalarında kalite kontrolu kolonların arası mesafenin ortasında yapılan Standart Penetrasyon Deneyi (SPT), Konik Penetrasyon Deneyi (CPT), Dilatometre Deneyi (DMT) veya Presiyometre deneyleri (PMT) ile yapılmaktadır. Ayrıca özellikle vibro-sıkıştırma uygulamalarında jeofizik ölçümler de, örneğin kayma dalgası hızı, kalite kontrolünde kullanılabilmektedir. Bu zeminlerde iyileşme mertebesi kriteri tasarım aşamasında hedeflenen SPT direnci veya CPT uç direnci, presiyometre veya dilatometre deformasyon modülü olarak belirlenmektedir. İnşaat aşamasında tasarımda belirlenmiş olan hedef parametrelerin kolonlar arasında ulaşılıp ulaşılamadığının tespiti kalite kontrol için yeterli olmaktadır. Ayrıca büyük ölçekli saha yükleme deneyleri ve doğrudan birim hacim ağırlık ölçümleri de kalite kontrolünde kullanılan yöntemlerdir. Vibro-sıkıştırma uygulaması öncesi ve sonrasında elde edilen tipik bir SPTderinlik ilişkisi Şek da (JGS, 1998) ve CPT koni uç direncindeki artışlar Şek. 2.2 de gösterilmektedir (Kirsch ve Kirsch, 2010). Vibro uygulamalarında kırmataş veya çakıl beslenmesi yapıldığında sıkıştırılmış doğal zemin içerisinde rijit bir kolon oluşmaktadır. Bu uygulamalarda aşağıdaki kayıtların tutulması ve değerlendirilmesi kalite kontrol açısından önem arz etmektedir: i. Her kolonun üst ve alt kotu ii. Kolona yerleştirilen malzeme miktarı iii. Zemin yüzeyinde oluşan kabarma veya çökmelerin miktarı iv. Vibratörün delme ve sıkıştırma esnasındaki güç kullanımı v. Delgi ve kolonun tamamlanma süreleri vi. Su veya hava jeti basınçları vii. Karşılaşılan engeller, gecikmeler ve izlenen beklenmeyen durumlar 43

59 Derinlik (m) Derinlik (m) Kalite Kontrol Kriterleri Zemin Profili 0 SPT-N YASS (-2.70m) iyileştirme öncesinde (ölçüm No.1) iyileştirme sonrasında (ölçüm No.1) iyileştirme sonrasında (ölçüm No.2) Şekil Uygulama öncesi ve sonrası elde edilen SPT dirençleri (JGS, 1998) CPT uç direnci, q c (MN/m 2 ) İyileştirme sonrasında İyileştirme öncesinde 25 Şekil Uygulama öncesi ve sonrası elde edilen CPT uç dirençleri (Kirsch ve Kirsch, 2010) 44

60 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Yapılan gözlemlerde vibro yöntemle sıkıştırılmış kumlarda operasyon sonrasında zamanla CPT/SPT dirençlerinde bir artış gözlenmiştir. Bu nedenle önemli projelerde kalite kontrol deneylerinin uygulamanın bitişinden itibaren belli zaman aralıklarında tekrar edilmesi ve zamanla kazanılan iyileşmelerin değerlendirilmesi önerilmektedir (Kirsch ve Kirsch, 2010). Günümüzde kalite kontrolünün her kolonda sürekli olarak takibine yönelik elektronik izleme sistemleri geliştirilmiştir (Çevik vd., 2014). Bu sistemler vibroflotun bağlı olduğu hidrolik kazık alt taşıyıcısının ya da vincin kulesine monte edilmiş derinlik sensörü, güç ünitesine monte edilmiş hidrolik basınçölçer, taş besleme zamanlarında kuyuya boşaltılan taş hacmini kayıt altına alan operatör butonu ve kabin içerisine yerleştirilmiş veri toplama ünitesinden oluşmaktadır (Şekil 2.28). Veri kayıt sistemi, taş kolon uygulamasına başlamadan önce kolon bilgilerinin girilmesi ile aktif hale getirilir. Sistemin aktif hale getirilmesi ile zamana bağlı basınç ve derinlik kaydı başlar. Kayıtla beraber, kabin içerisindeki monitörden eş zamanlı olarak derinlik ve basınç değişimleri izlenebilir; bu sayede operatör inilen derinliği, taş kolonun sıkışması için öngörülen aşağı-yukarı vibratör hareketlerini ve basınç değişimlerini takip edebilir. Delgi derinliğine ulaşılıp vibratörün geri çekilmesi ile ekipmanın indiği son derinlik ve delgi süresi otomatik olarak kaydedilir; bu sayede delginin istenen derinliğe kadar yapılıp yapılmadığı da kayıt altına alınmış olur. Sıkıştırma safhasına geçildiğinde, operatör kuyuya her malzeme girişinde, kabin içerisindeki butona basarak, sisteme malzeme girişini bildirir. Malzeme miktarının standartlaştırılması için, malzemeyi döken kepçe veya kovanın hacmi işin başında ölçülerek, önceden sisteme girilir. 45

61 Kalite Kontrol Kriterleri Veri Toplama Ünitesi Bağlantı Kutusu Okuma Ünitesi Derinlik Sensörü Operatör Butonu Hidrolik Basınç Ölçer Şekil Dijital veri toplama sistemi (Çevik vd., 2014) Sistemin tüm düşey hareketleri, malzeme girişi ve basınç değişimlerini kaydetmesi ile sıkıştırmanın kurallarına uygun olarak yapılıp yapılmadığının tespiti mümkün olur. Söz konusu veri kayıt sistemleri opsiyonel olarak, düşeylik, amplitüd, frekans veya koordinat ölçümü ve kaydı yapacak şekilde donatılabilir. Dijital veri kayıt sistemleri, dipten ve üstten beslemeli taş kolon yöntemlerinin hepsinde uygulanabilir. Elektronik kayıt sisteminin uygulandığı bir uygulamada elde edilen veri tabanı Şek da sunulmuştur. 46

62 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Vibratör Gücü Kolon Çapı Toplam kırmataş miktarı (m 3 ) 7 Şekil Elektronik kayıt sisteminin uygulandığı bir uygulamada elde edilen veri tabanı (Çevik vd., 2014) 47

63 Kaynaklar 2.8. Kaynaklar Aboshi, H. vd. (1979). The Compozer: A Method to Improve Characteristics of Soft Clays by Inclusion of Large Diameter Sand Columns, Colloque International sur le Renforcement des Sols, ENPC- LCPC, Paris. Aboshi, H. ve Suematsu, N. (1985). Sand Compaction Pile Method: State of Art Paper, 3rd. Int. Geotech. Seminar on Soil Improvement Methods, NTI, Singapur. Aboshi, H., Mizunu, Y., ve Kuwabara, M. (1991) Present State of Sand Compaction Pile in Japan, Deep Foundation Improvements: Design, Construction and Testing, ASTM, STP Baez, J. I. (1995). A Design Model for the Reduction of Soil Liquefaction by Vibro-Stone Columns, Ph.D. Dissertation, Univ.of South Caroline, LA, CA, 207syf. Baez, J. I. ve Martin, G. R. (1993). Advances in the Design of Vibro Systems for the Improvment of Liquefaction Resistance, Proc. Of Symp. on Ground Improvement, Vancouver Geotech. Society, Canada. Basore, C. E. ve Boitano, Z. D. (1969). Sand Densification by Piles and Vibroflotation, ASCE, SMFE V.95, SM6, pp: Bergado, D. T. vd. (1994). Improvement Techniques of Soft Ground in Subsiding and Lowland Environment, Balkema, Rotterdam. Brown, R. E. (1977). Vibroflotation Compaction of Cohesionless Soils, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE 103, GT12. Çevik, A. Ö., Yıldız, M. ve Ekici, A. (2014). Taş Kolonlarda Dijital Veri Kayıt Sistemleri ile Kalite Kontrol Yöntemi, Zemin Mekaniği ve Temel Mühendisliği Onbeşinci Ulusal Kongresi, Orta Doğu Teknik Üniverstiesi, Ankara. 48

64 Granüler Zeminlerde Vibro-Kompaksiyon Yöntemi Degen, W. (1977). 56 m Deep Vibro-Compaction at German Lignite Mining Area, Proc. 3rd Intl. Conf. on Ground Inprovement Geosystems, Londra. Esrig, M. I. ve Bachur, R. C. (1991). Deep Foundation Improvements: Design, Construction and Testing, ASTM, STP Gibbs, H. J. ve Holtz, W. G. (1957). Research on Determining the Density of Sands by Spoon Penetration Testing, Proc. 4th.ICSMFE, London, 1: Ishiara, K., Iwamoto, A., Yasuda, S. ve Takatsu, H. (1977). Liquefaction of Un-Isotropically Consolidated Sands, Proc.9th. ICSMFE, syf: JGS; ed.: Japanese Geotechnical Society (1998). Remedial Measures Against Soil Liquefaction, A.A. Balkema, Rotterdam. Kirsch, K. ve Kirsch, F. (2010). Ground Improvement by Deep Vibratory Methods, Spon Press, an imprint of Taylor and Francis, 198 syf. Kitazume, M. (2005). The Sand Compaction Pile Method, A.A. Balkema Publishers, Singapur, 232 syf. Krishna, A. M. ve Madhav, M. R. (2009). Treatment of Loose to Medium Dense Sands by Granular Piles, Geotech. Geol. Engnr., 27: Massarsch, K. R. (1994). Design Aspects of Deep Vibratory Compaction, Proceedings Seminar on Ground Improvement Methods, Hong Kong Inst. Civ. Eng. Massarsch, K. R. ve Fellenius, B. H. (2005). Deep Vibratory Compaction of Granular Soils, Ground Imp.-Case Histories, Ch. 19, Elsevier, syf.: Moseley, M. P. ve Priebe, H. J. (1993). Vibrotechniques, Ground Improvement, Blakie Academic and Professional, Glasgow. Murayama S. ve Ichimoto, E. (1982). Sand Compaction Pile Method, Symp. On Soil and Rock Imp. Methods. AIT, Bangkok, syf: A.5.1 A

65 Kaynaklar Ohbayashi, J., Harada, K. ve Yamomoto, M. (1999). Resistance Against Liquefaction of Ground Improved by Sand Compaction Pile Method, Earthquake Geotech. Engnr. Secoe Pinto (ed), Vol.2: , Balkema, Rotterdam. Özsoy, B. ve Durgunoğlu, H. T. (2003). Sıvılaşma Etkilerinin Yüksek Kayma Modüllü Zemin-Çimento Karışımlı Kolonlarla Azaltılması, 5. Ulusal Deprem Müh. Konf., İstanbul. Priebe, H. J. (1995). Die bemessung von Rüttelstopfverdichtungen, Die Bautechnik, Vol.72, No.3. Rodger, A. A. (1979). Vibrocompaction of Granular Soils, Cementation Research Limited, Internal Report No: R7/79. Seed, H. B. ve Idriss, I. M. (1971). A Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential, JSMFD, ASCE, SM6. Seed, H. B., Tokimatsu, K., Harder, L. F., ve Chung, R. M. (1985). "The Influence of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations", J. Geotech. Engrg., ASCE, 111(12): Tsukamoto, Y., Ishiara, K., Yamamoto, M., Harada, K. ve Yabe, H. (2000). Soil Densification due to Sand Pile Installation for Liquefaction Remediation, Soils & Found. 40 (2):

66 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Bölüm 3 KOHEZYONLU ZEMİNLERDE VİBRO YERDEĞİŞTİRME YÖNTEMİ : TAŞ KOLONLAR 3.1. Genel Taş kolonlar vibro-yerdeğiştirme yöntemi ile kohezyonlu zeminler içerisinde kırmataş veya çakıl beslenerek oluşturulan kolonlardır. Önceki bölümde ayrıntılı olarak anlatıldığı gibi kohezyonsuz zeminlerde vibratörün zemin içerisinde yarattığı titreşimler kolon etrafındaki zemini sıkıştırmakta ve sıkılığını arttırmaktadır. Bu durum kohezyonlu zeminler için geçerli değildir. Vibrasyonun yarattığı titreşimler kil zeminin kısmen yanal ötelenmesine neden olmakta, ancak zeminin kayma dayanımında bir artış veya sıkışabilirliğinde bir azalma yaratmamaktadır. Literatürde vibratörün yanal darbeleri ile kil zeminde kuyu çeperlerinde bir yanal gerilme artışı olduğu, bu gerilme altında zamanla kilin konsolide olarak özelliklerinin bir miktar iyileştiği yönünde bulgular yer almaktadır. Ancak pratikte bu iyileşmenin mertebesi ihmal edilir seviyelerde olduğu kabul edilmekte ve tasarımda dikkate alınmamaktadır. Kil zeminlerde oluşturulan taş kolonların mekanik davranışı uygulama sonrası özellikleri değişmeyen kil ile kil içerisinde oluşturulmuş rijit taş kolonlardan oluşan kompozit bir malzeme olarak yorumlanmaktadır. İyileştirilmiş zeminin taşıma gücü ve oturma özellikleri prensipte kompozit zemin modeli esas alınarak geliştirilmiştir. 51

67 Uygulama Yöntemleri 3.2. Uygulama Yöntemleri Vibro-yerdeğiştirme yöntemi ile teşkil edilen taş kolonlar, zeminlerin dane dağılımı özelliklerine bağlı olarak Şek. 2.9 da B bölgesi dışında kalan zeminlerde uygulanmaktadır. İleriki bölümlerde açıklanacağı gibi taş kolonlar ile güçlendirilmiş zeminlerde, taşıma gücü kolonların çevresindeki zemin ile etkileşimine bağlıdır. Bu nedenle, yöntemin uygulanabilmesi için kolonların çevresindeki doğal zemininin belli bir dayanıma sahip olması gerekmektedir. Kumlu zeminlerde ince malzeme oranındaki artışa bağlı olarak vibro sıkıştırma yönteminde gerekli iyileşmenin sağlanabilmesi için uygulama noktaları arasındaki mesafe azalmaktadır. Örneğin ince malzeme oranının %10 u aştığı durumlarda vibratörden yayılan titreşimler zeminin kohezyonu nedeniyle taneleri birbirinden ayırıp daha sıkı bir konuma sıkıştırmakta yetersiz kalmaktadır. Bu tür göreceli olarak yumuşak ve geçirimsiz zeminler taş kolon teşkili ile iyileştirilebilmektedir. Taş kolon uygulamalarında zeminin drenajsız kayma dayanımı değerine bağlı olarak iki yöntem kullanılmaktadır: (i) Üstten Beslemeli Islak Vibro-Yerdeğiştirme Yöntemi: Su altında ve drenajsız kayma dayanımının c u = kn/m 2 aralığında olan killer için uygun bir yöntemdir. Bu yöntemde vibratör (vibroflot) düşük basınçlı ancak yüksek hacimli su jeti kullanılarak istenilen derinliğe kadar indirilebilmektedir. Su jeti vibratörün zemin içerisinde ilerlemesine yardımcı olmakta, sürekli su sirkülasyonu ile açılan kuyunun göçmeye karşı stabilitesini sağlamakta, kuyu çeperlerinden dökülen zemin su sirkülasyonu ile yüzeye taşınmakta, ve kuyu içerisine yerleştirilen çakılın düzgün dağılımına katkıda bulunmaktadır. Özellikle yeraltı su seviyesinin tablasının yüksek olduğu yumuşak zeminlerde kuyu stabilitesi kritik olmakta ve bu yöntem tercih edilmektedir. 52

68 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Delgi istenilen derinliğe ulaştığında vibratör aşağı yukarı hareket ettirilerek su jeti ile kuyu temizlendikten sonra, vibratör yüzeye alınıp kuyu içerisine 0.3 m ila 1.0 m yüksekliğinde kolon birimini oluşturacak miktarda taş dolgu malzemesi üstten boşaltılır. Sonrasında vibratör taş dolguya daldırılarak titreşim ile kolon malzemesi sıkıştırılır ve yanal olarak ötelenip kolon çapı genişletilir. Kolonun sıkışmasına paralel olarak vibrasyonlar çevre zemininde de etkili olmaya başlar ve kolonu saran zeminde bir miktar sıkışma yaratılıp, kolonun doğal zemin ile bütünleşmesi sağlanmış olur. Granüler taş dolgu malzemesinin sıkıştırılması aşamasında, vibratörün ilerleyiş hızındaki azalma ve güç kullanımındaki artış izlenerek herhangi bir derinlik aralığında yeterli sıkışmanın sağlanıp sağlanamadığı kontrol edilebilmektedir. Bu işlem kuyunun tamamı doldurulana kadar tekrarlanarak devam ettirilir. İmalat aşamaları Şek. 3.1 de gösterilmektedir. Şekil 3.1. Üstten beslemeli ıslak vibro-yerdeğiştirme yönteminin uygulaması (Keller Grubu, 2015) Bu yöntemin avantajları hızlı olması, sıkı ve sert zeminlerde ilerleyebilmesi, kuyu stabilitesini sağlaması, büyük çaplı kolon teşkili, kolonların yüksek taşıma 53

69 Uygulama Yöntemleri gücü kapasitesine sahip olması ve daha geniş gradasyon aralığında taş kolon malzemesi kullanılabilmesi olarak sıralanabilir. Dezavantajı ise kolon imalatı sırasında çok miktarda (saatte galon) su kullanımıdır ve bulamaç şeklindeki kirlenmiş olan suyun depolanması, sedimantasyon yöntemi ile tekrar kullanılabilecek mertebede temizlenmesi veya atılması sorun teşkil etmektedir. Yerleşim bölgelerinde ve küçük alanlarda yöntemin uygulanması güçleşmektedir. Elde edilebilen kolon çapları 800 mm ile 1200 mm aralığında değişmektedir. Bu yöntemin uygulamasında çevre zemininde kaydadeğer bir sıkışma olmamakta ve kuyu çeperlerinde ileri derecede bir sıvanma etkisi yaratılmamaktadır. Bu nedenlerle zemindeki boşluk suyu kolonlara serbestçe drene olabilmekte ve konsolidasyon süreleri önemli ölçüde azalmaktadır. Bu yöntemde taş kolon malzemesi olarak mm çap aralığında üniform gradasyona sahip çakıl veya kırmataş malzemelerin kullanılması önerilmektedir. Bu tür malzemeler vibratör ile kuyu çeperi arasındaki boşluktan kolaylıkla beslenebilmektedir. Yapılan gözlemlerde bu kolon malzemesi içerisindeki boşlukların çevre doğal zemindeki kum ve silt boyutundaki daneler ile dolarak iyi derecede sıkıştığı, kil boyutundaki zeminin ise flotasyonla yüzeye taşındığı tespit edilmiştir. (ii) Üstten Beslemeli Kuru Vibro-Yerdeğiştirme Yöntemi: Drenajsız kayma dayanımının c u = kn/m 2 aralığında değiştiği daha yüksek dayanımlı ve stabil killerde uygulanmaktadır. Bu yöntemde vibratör kendi ağırlığı ve sisteme monte edilen ağır bağlantı tijlerinin yardımıyla zemin içerisinde ilerleyebilmektedir. İlerleme vibratörün ucundan tatbik edilen hava jeti ile hızlandırılmaktadır. Planlanmış derinliğe inildikten sonra kuyuya kolon malzemesi beslenebilmesi için vibratör yüzeye çıkarılmakta ve kolon malzemesi kademeli olarak kuyuya doldurulmaktadır. Daha sonra vibratör kuyu dibine yerleştirilmiş malzemenin içerisine daldırılmakta, kısa manevralarla aşağı/yukarı hareketlerle kuyuya doldurulan malzemeyi sıkıştırmakta, vibratör yüzeye alınarak yeniden besleme yapılmaktadır. Bu işlemler tam kolon boyuna ulaşılıncaya kadar tekrar etmektedir. Vibratörün çıkarılması aşamasında 54

70 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar kuyuda yaratılan vakum etkisi uygulanan hava jeti ile en aza indirilmekte ve kuyunun göçmesi önlenmektedir. Bu sistemin ıslak üstten beslemeli sistemden tek farkı delgi işlemi esnasında su jeti kullanılmamasıdır. Bu uygulamada vibratörün yüzeye alındığı aşamada kuyunun stabil olması gerekmektedir. Dolayısıyla ağırlıklı olarak drenajsız kayma dayanımının kn/m 2 aralığında olan kohezyonlu zeminlerde kullanılmaktadır. Bazı uygulamalarda ilerlemeyi kolaylaştırmak için basınçlı hava kullanılmaktadır. Yöntemin uygulanabilmesi için yeraltı suyunun iyileştirme derinliğinin altında olması gereklidir. Bu yöntem ıslak yönteme kıyasla daha yavaştır. Kuyu stabilitesine katkıda bulunmak amacıyla vibratörün kuyuda bekletilmesi gerektiği durumlarda taş kolon malzemesi dane boyutunun 25 mm ile sınırlandırılması gerekir. Kolon çapları ve kolon taşıma güçleri ıslak yönteme kıyasla daha küçüktür. Su kullanılmaması yöntemin en önemli avantajıdır. (iii) Dipten Beslemeli Kuru Vibro-Yerdeğiştirme Yöntemi: Derin uygulamalarda vibratörün yüzeye çıkarılması aşamasında kuyudaki göçmeler oluşmakta ve kuyu stabilitesinin sağlanmasında sorunlar yaşanmaktadır. Bu nedenle vibratörün kuyudan çıkarılmasını gerektirmeyen özel bir sistem geliştirilmiştir. Bu yöntem Dipten Beslemeli Kuru Vibro-Yerdeğiştirme Yöntemi olarak bilinmekte ve drenajsız kayma dayanımı düşük killerde de (c u 10 kn/m 2 ) uygulanabilmektedir. Yöntemin uygulaması Şek. 3.2 de gösterilmektedir. Bu sistemde vibratör bir çelik borunun ucuna bağlanmıştır. Sisteme tremi borusu şeklinde ikinci bir boru ile malzeme besleme kovası monte edilmiştir. Besleme borusu vibratör ile birlikte belirlenen derinliğe indirilir. Delginin başlangıç aşamasında hava jeti de kullanılabilir. Sistemin m aralıklarla yukarı çekilmesi esnasında kuyu dibi besleme borusundan akan taş dolgu malzemesi ile dolar. Sonrasında vibratör taş dolguya daldırılarak titreşim ile kolon malzemesi sıkıştırılır ve yanal olarak ötelenip kolon çapı genişletilir. Bu işlem kuyunun tamamı dolduruluncaya kadar tekrarlanarak devam ettirilir. 55

71 Uygulama Yöntemleri Şekil 3.2. Dipten beslemeli kuru vibro-yerdeğiştirme yöntemi (Keller Grubu, 2015) Kolon imalatında mm tane boyutuna sahip çakıl veya kırmataş malzeme kullanılması önerilmektedir. Bölüm 2 de açıklanan Sıkıştırılmış Kum Kazık Yöntemi aynı zamanda kohezyonlu zeminlerde taş kolon imalatlarında kullanılmaktadır. Günümüzde taş kolon imalatları amaca yönelik olarak tasarlanmış özel ekipmanlarla da yapılabilmektedir. Özel ekipmanlar arasında dipten besleme borusunun vibratörün içerisine yerleştirildiği vibro-kedi (vibrocat) (Kircsh ve Kirsch, 2010) sistemi ve darbeli vibratör sistemleri (Sentez-Geopier Foundations Grubu, 2015) yer almaktadır. Vibro-kedi sistemi dipten beslemeli kuru yöntem olup özel vibratörün detayları Şek. 3.3 te verilmektedir. Bu sistemle teşkil edilen kolonlar eliptik bir kesit oluşturmakta ve tasarımda eşdeğer dairesel kesite dönüştürülmektedir. Sistem genellikle orta şiddette (yaklaşık 5 bar) dip hava jeti ile çalışmakta olup; ilerleme gücü, ilerleme hızı ve uygulama derinliği olarak diğer sistemlerden daha avantajlı konumdadır. 56

72 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Darbeli vibratörler Sentez-Geopier Foundations Grubu tarafından kullanılmaktadır. Darbeli kırmataş kolonlar forajlı ve forajsız olmak üzere iki değişik yöntemle teşkil edilmektedir. Malzeme girişi ve hava kilidi Bağlantı tüpleri ve taş besleme ünitesi Esnek bağlantı manşonu A A A A Elektrik motoru Taş besleme borusu Eksantrik kütle Taş besleme deliği Şekil 3.3. Vibro-kedi tipi vibratörlerin detay görünümü (Kirsch ve Kirsch, 2010) Forajlı darbeli kırmataş kolonların teşkilinde burgulu foraj yöntemi kullanılarak tasarımda öngörülen çap ve derinlikte kuyu açılır. Kuyu çapları değişken olmakla birlikte genelde 750 mm mertebesindedir. Kuyunun tabanına yaklaşık 30 cm kalınlığında maksimum dane boyutu 50 mm olan kırmataş yerleştirilir. Yerleştirilen kırmataş tabakası, kuyu çapındaki özel bir pahlanmış kafa ile 57

73 Uygulama Yöntemleri yüksek devirli düşey vibrasyonla darbelenerek sıkıştırılır. Bu sıkıştırma ile kırmataş tabakası yanlara doğru genişleyerek bir dip soğanı oluşturur, ve çevredeki yumuşak zemini yanal olarak bir miktar sıkıştırmış olur. Darbeleme kafası kuyudan çıkarılarak kuyuya tekrar 30 cm kalınlığında kırmataş doldurulur ve düşey vibrasyonla sıkıştırılır. Bu işlemler kuyu yüzeyine kadar aşamalı olarak tekrarlanır ve taş kolon oluşturulmuş olur. Yapım yöntemi Şek. 3.4 te gösterilmektedir. Şekil 3.4. Forajlı darbeli kırmataş kolon yapım aşamaları (Sentez-Geopier Foundations Grubu, 2015) Forajsız darbeli kırmataş kolonlar yönteminde alt ucu özel silindirik sıkıştırma kafası şeklinde olan içi boş şaft, zemine düşey vibrasyonla çakılarak kuyu oluşturulur. Kuyu oluşumu esnasında zemin kuyudan çıkarılmamış ve yanal olarak ötelenmiş olmaktadır. Kuyu dibine inildiğinde en üstten beslenen kırmataş boş şaftın içine doldurulur. Şaftın kuyu dibinden bir miktar yukarı kaldırılması ile şaftın ve özel sıkıştırma kafasının içinden kırmataş kuyunun tabanına akıtılır. Üstten vibrasyonlu bir sistemle kuyu tabanına dökülmüş olan kırmataş düşey olarak sıkıştırılır. Böylece yanlara doğru genişlemiş bir soğan oluşur ve soğan çevresindeki zemin yanal olarak sıkıştırılmış olur. Kuyunun içindeki şaft tekrar yukarı kaldırılma suretiyle yeteri kadar kırmataş tekrar oluşturulmuş soğanın üzerine akıtılır. Düşey vibrasyonlu sıkıştırma işlemi tekrar edilerek kolon teşkiline devam edilir ve aynı işlemler aşamalı olarak istenen 58

74 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar boya ulaşılıncaya kadar devam ettirilir. Yapım yöntemi Şek. 3.5 te gösterilmektedir. Şekil 3.5. Forajsız darbeli kırmataş kolon yapım aşamaları (Sentez-Geopier Foundations Grubu, 2015) 3.3. Taş Kolon Malzemeleri Kolon teşkilinde bulunabililik, iyileştirilecek zemin koşulları ve uygulanacak yönteme bağlı olarak değişik gradasyonda kırmataş veya doğal kum-çakıl malzemeler kullanılmaktadır. Kırma taşın ayrışmamış, sert, Los Angeles aşınma değerinin 5000 rotasyonda %45 ten az (ASTM C131) ve magnezyum sülfat direnci deneyinde (ASTM C88) ağırlık kaybının %15 i aşmayan sert kayaçlardan elde edilmesi önerilmektedir. Uygulamada yaygın olarak kullanılan gradasyonlar Tablo 3.1 de verilmektedir (Barksdale ve Bachus, 1983). Uygulamada 1 ve 2 nolu gradasyonların kullanılması tavsiye edilmektedir. Drenajsız kayma dayanımı 12 kn/m 2 veya daha düşük olan killerde genellikle ince gradasyonlar veya kum kullanılması önerilmektedir. Kumun ince malzeme oranının %15 ten az ve ortalama dane çapının 0.2 mm den büyük olması gereklidir. Maksimum dane çaplarının üstten beslemeli ıslak sistemlerde

75 Taş Kolon Malzemeleri mm, dipten beslemeli kuru sistemlerde 25 mm ile sınırlı tutulması önerilmektedir (Stark ve Yacyshyn, 1991). Tablo 3.1. Uygulamada yaygın olarak kullanılan taş kolon gradasyonlar (Barksdale ve Bachus, 1983) Elek açıklığı (inç) Alternatif 1 Yüzde Geçen Alternatif 2 Yüzde Geçen Alternatif 3 Yüzde Geçen Alternatif 4 Yüzde Geçen Taş kolon malzemelerinin seçimi ile ilgili olarak Bölüm 2.4 te açıklanmış olan ve Brown (1977) tarafından önerilen malzeme uygunluk katsayısı (SN) kriteri kullanılmaktadır. Yapılan deneysel çalışmaların sonuçlarına göre (Bergado vd., 1987; Greenwood, 1991) vibro-sıkıştırma tekniğinde kullanılan kum malzemelerinin sürtünme direnci açıları 35 o ile 42 o, kum çakıl karışımlarında 40 o ile 44 o arasında değiştiği ifade edilmektedir. Kırmataş malzeler üzerinde yapılan büyük boyutlu üç eksenli basınç deneylerinde sürtünme direnci açılarının 50 o 55 o arasında olduğu belirlenmiştir (Goughnour vd., 1991). Ancak yüksek çevresel basınçlar altında sürtünme açılarında bir düşüş olacağı göz ardı edilmemelidir. Kirsch ve Kirsch (2010) sıkı çakıllar üzerinde yapılan üç eksenli basınç ve kesme kutusu deney sonuçlarından elde edilen kayma direnci açılarının (φ c ) mertebelerini Tablo 3.2 deki gibi özetlemektedir. Tablo 3.2 de; TX: üç eksenli basınç deneyi, DS: kesme kutusu deneyi, σ 3min ve σ 3maks : uygulanan çevre 60

76 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar basınçlarının minimum ve maksimum değerleri, φ cmin ve φ cmaks : ölçülen kayma direnci açılarının minimum ve maksimum değerleridir. Tablo 3.2. Farklı kolon malzemeleri ölçülmüş kayma direnci açıları (Kirsch ve Kirsch, 2010) Malzeme φ cmaks ( ) σ 3min 61 φ cmin ( ) σ 3maks Deney Türü (kn/m 2 ) (kn/m 2 ) Kireçtaşı- Kırmataş DS Dere Çakılı DS Bazalt TX Kumtaşı TX Dolomit TX Darbeli yöntemle 0.65 m çaplı sıkıştırılmış taş kolonlar üzerinde yapılan plaka yükleme deneylerinde 10 mm 50 mm aralığında gradasyona sahip kırmataş malzemelerin deformasyon modülü değerinin ortalama 39 MN/m 2 olduğu rapor edilmiştir (Özkeskin, 2004). Vautrain (1977) arazi deneyleri sonucu taş kolonlarda deformasyon modulünün 30 MN/m 2, Balaam (1978) 50 MN/m 2, Englehardt ve Kirsch (1977) 58 MN/m 2, Datye ve Nagaraju (1975) 48 MN/m 2 mertebesinde olduğunu rapor etmektedirler. Kaya (2004) ortalama dane çapı 12.7 mm olan kireçtaşından elde edilmiş kırmataş malzemelerde yapılan üç eksenli basınç deneylerinde sürtünme direnci açılarının 41.5 ila 48.1 olduğunu, %50 sekant modülünün ise E 50 (kn m 2 ) = 8600(σ 3 ) 0.42 korelasyonundan elde edilebileceğini rapor etmiştir (σ 3 : çevre (hücre) basıncı). Taş kolon malzemelerinin yeraltı suyundan kimyasal olarak etkilenmeyen, ve vibratörün aşındırıcı titreşimlerinden ezilmeyecek/ufalanmayacak nitelikte olması gerekmektedir. Malzemenin gradasyonu kolonun sıkı bir konuma sıkıştırılabilmesine ve yüksek derecede geçirgenliğe sahip olmasını engellemeyecek nitelikte olması gereklidir. Avrupa normları EN 14371: vibratörlü derin sıkıştırma yöntemleri, EN ve EN 13450: kırmataş malzemelerin fiziksel özellikleri duraylı taş kolon malzemelerinin seçimi için gerekli özellikleri vermektedir.

77 Yapım Yönteminin Taş Kolonların Davranışına Etkileri 3.4. Yapım Yönteminin Taş Kolonların Davranışına Etkileri Taş kolon tasarımında ön aşamada bir taş kolon paterni öngörülmekte ve gerek kolonların taşıma gücü, gerekse zemine uygulanacak yük altındaki deformasyonlar hesaplanarak seçilen paternin stabilitesi kontrol edilmektedir. Ön tasarım aşamasında kolonların taşıma gücünün genellikle 200 kn ila 500 kn, kolonlar arası mesafenin 2 ila 5 kolon çapı, ve kolon çaplarının 0.5 m ila 1.2 m ve kolon boylarının 2 m ila 25 m aralığında olabileceği kabülleri yapılmaktadır. Realize olacak kolon boyutları sahadaki zemin koşullarına, taş kolon malzemesinin özelliklerine, seçilmiş vibratör ve kolon yapım yöntemine bağlıdır. Örneğin, suya doygun düşük plastisiteli zeminlerde (kumlu silt siltli kil yelpazesinde yer alan zeminler) mümkün olduğunca büyük çaplı vibratörler kullanılmakta, yapım yöntemi olarak ıslak yöntem veya kuru dipten beslemeli yöntemler tercih edilmektedir. Bu koşullarda oluşan kolon çapları 0.8 m den daha geniş olmaktadır. Diğer taraftan katı killerde daha küçük çaplı ve yüksek frekanslı vibratörler kullanılmalıdır. Katı killerde oluşan kolon çapları genellikle 0.8 m den daha küçüktür. Dipten beslemeli sistemlerde olduğu gibi taş kolon imalatında hacim yerdeğiştirme esaslı bir imalat yöntemi uygulandığından taş kolon etrafındaki zeminde yatay gerilmelerde bir artış olmaktadır. Bunun sonucunda sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı ve deformasyon modülü değerleri yükselmektedir. Bu artışlar kalıcıdır. Kirsch (2004) siltli kil ve kumlu silt zeminlerde kolon teşkili nedeniyle zemin gerilmelerinin ve deformasyon modülünün değişimini 25 kolondan oluşan gruplarda arazi deneyleri ile belirlemiştir. Bu deneylerde kolon çapları 0.8 m ve kolon boyları 6 9 m olarak rapor edilmektedir. Şekil 3.6(a) da sükunetteki toprak basıncı katsayısının kolon teşkili sonrasında ve öncesindeki değerlerin oranının, kolon ekseninden uzaklığa bağlı olarak değişimi gösterilmektedir. Şekil 3.6(a) da görüldüğü gibi kolon aksından 4 ila 5 çap mesafede K 0 değerinde %150 ye varan artışlar izlenmiştr. Artışlar kumlu 62

78 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar silt zeminde daha belirgindir. Presiyometre deneyleri ile ölçülmüş zeminin deformasyon modülündeki artışlar Şekil 3.6(b) de gösterilmektedir. Kolon teşkili sonrasında kumlu siltli zeminin deformasyon modülü kolon aksından yine 4 6 çap mesafelerde 2.5 kat artmaktadır. Şekil 3.6 da; K 0f ve E sf : iyileştirilmiş zemin parametreleri, K 0 ve E s : iyileşme öncesi zemin parametreleri ve x: kolon ekseninden mesafedir. K 0f K Siltli kil Kumlu silt E sf E s Kolon ekseninden mesafe, x D Siltli kil Kumlu silt Kolon ekseninden mesafe, x D (a) (b) Şekil 3.6. Taş kolon etrafındaki zeminin K 0 ve E s değerindeki değişim (Kirsch, 2004) Bu araştırma kapsamında kolon hacim yerdeğiştirme yöntemiyle imal edilen kolonlarda yatay gerilme artışlarının tasarıma yansıması numerik metotlarla da incelenmiştir. Sonuçlar Şek. 3.7 de gösterilmektedir. Şekil 3.7 de; B: temel genişliği, S: oturma ve β: oturma iyileştirme oranıdır. Kolon grubunun yük-deplasman davranışı Şek. 3.7(a) da görüldüğü gibi kolon teşkilinin numerik olarak davranışa yansıtılması durumunda oturmalardaki iyileşme daha fazla olmaktadır. Literatürde önerilen tahmin yöntemlerinden Priebe (1995) Metodu bu davranışı yansıtabilmektedir. Şek. 3.7(b) ise oturma iyilleşme faktörlerinin kolon yerleştirme etkilerinin dikkate alındığı ve alınmadığı durumlardaki farklı değerlerini yansıtmaktadır. 63

79 Normalize edilmiş oturma, S B Oturma iyileşme oranı, β Kalite Kontrol Kriterleri Gerilme, σ (kn/m 2 ) Gerilme, σ (kn/m 2 ) Priebe a Goughnour ve Bayuk (mod.) (a) (b) Şekil 3.7. Kolon teşkili ve etkisinin nümerik yöntemlerle modellenmesi (Kirsch ve Kirsch, 2010) 3.5. Kalite Kontrol Kriterleri a b c Numerik (yerleştirme etkileri modellenmiştir) Numerik (yerleştirme etkileri gözardı edilmiştir) Numerik (tabii zemin) Numerik: a: yerleştirme etkileri modellenmiştir b: yerleştirme etkileri gözardı edilmiştir b Taş kolon tasarımında en önemli parametreler aşağıdaki boyutlar olmaktadır: i. kolon çapı ii. kolon aralığı iii. kolon boyu iv. kolon malzemesinin rijitliği v. kolon malzemesinin kayma direnci açısı Özellikle kolon çapı, alan yerdeğiştirme oranını belirlediğinden mümkün olduğunca sağlıklı olarak bilinmelidir. Modern sistemlerde Bölüm 2.7 de açıklandığı gibi zamana ve derinliğe bağlı olarak imalat esnasında vibratörün elektrik akımı kullanımı veya hidrolik basıncı; kullanılan kırmataş hacmi; hava basıncı ve imalat süreci sürekli olarak kaydedilebilmektedir. Bu veri tabanından 64

80 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar kolon çapının derinlik boyunca değişimi ve ortalama boyutunu belirlemek mümkün olabilmektedir. Kolon boyu da bu ölçümlerle kontrol edilebilmektedir. Diğer önemli bir parametre ise kolon malzemesinin kayma direnci açısıdır. Bu açı projedeki imkanlara bağlı olarak laboratuvarda büyük boyutlu kesme kutusu deneyleri veya sahada direk kesme deneyleri ile belirlenebilmektedir. Bazı projelerde sahada direk kesme deneyi birim hücre prensibine göre yapılmaktadır. Bu deneylerin yapılamadığı durumlarda, kolon malzemesinin kayma direnci açısı için Bölüm 3.3 te verilen kriterler kullanılarak yaklaşık bir değer alınabilmektedir. Taş kolon malzemesinin sertlik ve aşınma dirençleride yine Bölüm 3.3 te tanımlanan deneylerle (ASTM C131) ve (ASTM C88) tayin edilip uygunluğunun araştırılması gerekmektedir. Tekil taş kolonun sadece kolon alanının yüklenmesi şeklinde yapılan deneyler kolonun deformasyon modülünün belirlenmesine yönelik olup, taş kolon gruplarının oturma davranışını yansıtmamaktadır. Tek kolon ve kolon gruplarının yüklendiği prototip arazi deneylerinde kolonun tekil ve grup içerisindeki davranışları Şek. 3.8 de kıyaslanmaktadır. Şekilde görüldüğü gibi tekil kolonun oturma miktarı aynı gerilme altında grup içerisindeki kolona kıyasla daha düşüktür. Tekil kolon yükleme deney sonuçlarından kolonun rijitliği (deformasyon modülü) belirlenebilmekte, bu modül değeri kullanılarak kompozit zeminin deformasyon modülü hesaplanabilmektedir. Taş kolonlar üzerine oturan şerit temellerin davranışının tercihen prototip (gerçek boyutlu) deneylerle tespiti önerilmektedir. Alternatif olarak en az üç kolon üzerine oturan tekil temellerin saha davranışını yansıtabileceği ifade edilmektedir (Kircsh ve Kirsch, 2010). Taş kolonlarla iyileştirilecek yumuşak kil tabakasının yüzeye yakın ve kalınlığının birim hücre çapının 5 katını aşmadığı durumlarda, tek kolon üzerine yerleştirilmiş birim hücre alanına sahip bir temelin davranışı geniş alanlara uygulanmış taş kolonların oturma potansiyelini yansıtabileceği ifade 65

81 Deformasyon (mm) Kalite Kontrol Kriterleri edilmektedir. Önerilen deney geometrisi Şek. 3.9 da gösterilmektedir (Kircsh ve Kirsch, 2010). Burada; D e : birim hücre alanının çapı ve A: birim hücre alanıdır. Gerilme (kn/m 2 ) Tekil kolon plaka yükleme deneyi Grup içinde tekil kolon davranışı 100 Şekil 3.8. Tekil ve grup içi kolon yük-oturma davranışı (Özkeskin, 2004) 6 5 L = ( )D e 0.2 A = πd 2 e 4 4 L D e D D e L L Birim hücre çapı, D e (a) (b) Şekil 3.9. Tek kolon üzerine oturan birim hücre alanına sahip temelin yüklemesi için önerilen deney düzeneği (Kirsch ve Kirsch, 2010) 66

82 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Bu deneyden elde edilen yük-oturma eğrisinden hesaplanabilen eşdeğer deformasyon modülü, E, Bağıntı 3.1 deki gibi tanımlanmaktadır. E = (σl ) S m (3.1) Burada; L : eşdeğer kolon boyu, σ: uygulanan üniform yayılı yük ve S m : ölçülen oturmadır. Eşdeğer kolon boyu Şek. 3.9 da birim hücre çapının fonksiyonu olarak verilmektedir. Bu verilerden grup oturmasının belirlenmesi için Bağıntı 3.2 önerilmiştir. (σl ) S m = E = (σl) S gr (3.2) Burada; S gr : taş kolon grubunun oturması ve L: gerçek taş kolon boyu olarak tanımlanmıştır. Bu yöntem parametrik sonlu elemanlar analizlerinden türetilmiş olup büyük ölçekli saha deneyleri ile doğrulanması gerekmektedir. Bu nedenle, Şek. 3.9(b) de gösterilen deney düzeneği kullanılarak sonuçların doğrulanması tavsiye edilmektedir. Literatürde taş kolonlar ile iyileştirilmiş zeminlerin grup davranışının incelendiği vaka analizleri rapor edilmektedir. Bu deneyler grup taş kolonlarla desteklenmiş yüzeysel temellerin yüklenmesini ve yük-oturma davranışının belirlenmesini kapsamaktadır. Yükleme prosedürleri ASTM standartlarını takip etmekte, örneğin yapılan araştırma eğer taşıma gücü belirlemeye yönelik ise yüklemenin tasarım yükünün %150 sine ulaşması; eğer oturmaların tespitine yönelik ise her yük kademesinde oturmaların sönümlenmesi için yeterli sürenin tamamlanması (örneğin oturma hızı < 0.01 mm/dak) gerekli görülmektedir. Bu tür deneylerde yüksek maliyetler nedeniyle çoğunlukla yapılamamakta ve bazı veriler eksik kalmaktadır (örneğin; iyileştirilmemiş zeminin yük-oturma davranışı gibi). Bu nedenle, sonuçların detaylı teorik analizlerle irdelenmesi, zemin profilinin ve özelliklerinin mümkün olduğunca gerçekçi belirlenebilmesi için zemin etütlerinin kapsamlı olarak yapılması gerekmektedir. 67

83 Taş Kolon Tasarımı 3.6. Taş Kolon Tasarımı Genel Taş kolonlar genel olarak geoteknik açıdan yeterli mukavemet ve sıkışabilirlik özelliklere sahip olmayan ince daneli kohezyonlu zeminleri (suya doygun siltli/killi kumlar, kumlu silt, siltler, killer, vb.) iyileştirmek amacı ile kullanılmaktadır. Taş kolonların zemini iyileştirmedeki katkıları aşağıdaki anabaşlıklar olarak tanımlanabilir: i. Yük altında zeminde oluşacak oturmaları azaltmak ii. Yumuşak zemin içerisinde rijit elemanlar teşkil ederek zeminin taşıma gücünü arttırmak iii. Kayma dayanımını arttırarak şev stabilitesi güvenliğini arttırmak iv. Düşey dren fonksiyonu görerek konsolidasyon oturmalarını hızlandırmak Uygulanacak projenin özelliklerine göre taş kolonlar yukarıda sıralanan fonksiyonlardan birini veya birkaçını birlikte yerine getirebilmektedir. İleriki bölümlerde bu fonksiyonların her biri için tasarım yöntemleri açıklanacaktır Birim Hücre Prensibi Uygulamada tek taş kolondan ziyade yükleme altında birbirleri ile etkileşim içerisinde kalabilecekleri düzende (grup etkisi) çok sayıda taş kolon imal edilmektedir. Aynı çapta ve birbirleri ile eşit mesafede çok sayıda belirli bir yerleşim düzeninde yapılan taş kolonlar literatürde sonsuz yerleşim düzenindeki taş kolonlar olarak anılmaktadır. Sonsuz yerleşim düzenindeki taş kolonların yükleme altındaki davranışları Priebe Yöntemi olarak da bilinen birim hücre prensibi ile açıklanmaktadır. Bu yaklaşımda yerleşim içerisindeki her kolonun aynı davrandığı ve tek bir kolon modelinin tüm davranışı temsil ettiği kabulü yapılmaktadır. Birim hücre geometrisi ve farklı kolon yerleşimleri Şek ve 3.11 de verilmektedir. Burada; D e : birim hücre alanının çapı, A: birim hücrenin alanı, D: taş kolon çapı, A c : taş kolonun alanı, Q: birim hücreye 68

84 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar etkiyen toplam yük, σ: birim hücreye etkiyen uniform gerilme, σ s : birim hücre içerisindeki zemine aktarılan gerilme, σ c : kolona aktarılan gerilme ve s: kolonlar arası merkezden merkeze mesafedir. D e A c = π D 2 4 A = π D 2 e 4 Q = A σ σ c σ s D Şekil Birim hücre prensibi (Kirsch ve Kirsch, 2010) s D e D e = s 12 π D e = 1.05s s (a) D e D e = s 16 π D e = 1.13s s (b) D e D e = s 27 π D e = 1.29s (c) Şekil Farklı kolon yerleşimleri (a) üçgen, (b) kare ve (c) altıgen 69

85 Taş Kolon Tasarımı Şekil 3.11 deki eşitliklerden farklı kolon yerleşimlerindeki kolonlar arası mesafeye (s) bağlı olarak hesaplanan birim hücre alanının çapı (D e ) kullanılarak alan yerdeğiştirme oranı (a r ) Bağıntı 3.3 ten bulunabilmektedir. a r = A c A = D2 D e 2 = 1 C 2 D s 2 (3.3) Burada; C: geometri katsayısı olup üçgen yerleşim için 1.05, kare yerleşim için 1.13 ve altıgen yerleşim için 1.29 alınmaktadır. Birim hücre analizlerinde, etkileşim alanının ortasındaki taş kolon ve bu alan içerisindeki taş kolonu çevreleyen zemin dikkate alınır (Şek. 3.10). Taş kolonların uygulamada geniş rijit yükleme alanları altındaki davranışını temsil etmesi amacıyla birim hücre sınırlarında yanal deformasyonun ve sürtünme direncinin oluşmadığı varsayımı yapılmaktadır. Barksdale ve Bachus (1983) birim hücre ile tek boyutlu konsolidasyon deneyi (odömetre deneyi) sınır koşullarının benzer olduğunu belirtmişlerdir. İngiltere de birim hücre üzerinde yapılan büyük ölçekli arazi deneyleri, laboratuvar model deneyleri ve konsolidasyon deneyleri sonucunda zeminin sükunetteki yanal gerilmelere maruz kalmasından dolayı birim hücrede taşıma gücü yenilmesi olmadığı gözlemlenmiştir. Birim hücre prensibi birçok araştırmacı tarafından benimsenmiştir. Balaam ve Booker (1981) ve Ambily ve Gandhi (2007) yaptıkları numerik analizler sonucunda birim hücre prensibinin taş kolon gruplarındaki kenar kolonlar hariç kolon davranışını gerçekçi bir şekilde temsil ettiğini belirtmişlerdir. Kirsch ve Kirsch (2010) yükleme alanı genişliğinin taş kolon boyundan 3 kat daha büyük olduğu 50 den fazla taş kolonlu gruplar içerisindeki tek bir taş kolon davranışını gerçekçi bir şekilde birim hücre prensibi ile analiz edilebileceğini vurgulamışlardır. Barksdale ve Bachus (1983) ise gerçekte yükleme alanının sınırlı olmasından ve zeminin homojen ve izotropik olmamasından dolayı yanal direncin etrafına göre az olduğu lokasyonlarda taş kolonların çevresindeki zemin ile beraber yanal olarak ötelendiğine, taş kolonların göbeklendiğe dikkat 70

86 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar çekerek, sınırlı sayıdaki taş kolondan oluşan grupların taşıma gücü kapasitesinin tekil taş kolon kapasitesinden biraz daha fazla olduğunu ifade etmişlerdir Gerilme Dağılım Katsayısı (n) Birim hücredeki simetrik yerleşim ve yüklemeden dolayı, sınır koşullarında herhangi bir sürtünme kuvveti oluşmamakta ve birim hücreye etkiyen yük hücrenin içerisinde kalmaktadır. Taş kolonun etrafındaki yumuşak zemine göre daha rijit olması, gerilmelerin taş kolon üzerinde yoğunlaşmasına ve yumuşak zemin üzerinde azalmasına sebep olmaktadır. Bu gerilme dağılımında, taş kolona etkiyen düşey gerilmenin (σ c ) etkileşim alanı içerisindeki zemine etkiyen düşey gerilmeye (σ s ) oranı gerilme dağılım katsayısı (n) olarak tanımlanmaktadır (Bağıntı 3.4). n = σ c σ s (3.4) Bağıntı 3.5 te verilen düşey yöndeki kuvvet denkleminden Bağıntılar elde edilmektedir. A c σ = σ c A + σ s 1 A c A = a rσ c + (1 a r )σ s (3.5) ve, n σ c = σ [1 + (n 1)a r ] = ση n c ve η c = [1 + (n 1)a r ] (3.6) ve (3.7) 1 σ s = σ [1 + (n 1)a r ] = ση 1 s ve η s = [1 + (n 1)a r ] (3.8) ve (3.9) Burada; η c : taş kolona etkiyen gerilmenin birim hücreye etkiyen toplam gerilmeye oranı ve η s : zemine etkiyen gerilmenin birim hücreye etkiyen toplam gerilmeye oranıdır. Bu iki gerilme oranı Bağıntı 3.10 ile de birbirlerine bağlıdır. η c = n η s (3.10) 71

87 Taş Kolon Tasarımı Yumuşak zemin ile daha rijit olan taş kolonlar arasındaki yük paylaşımı karmaşık bir davranış biçimidir. Taş kolon tasarımında en önemli parametre olan n faktörünün değerinin ne olduğu konusunda belirsizlikler vardır. Konunun açığa kavuşturulması için büyük ölçekli deneyler yapılarak taş kolon ve yumuşak kil üzerindeki düşey gerilmelerin ölçülmesi, dolayısıyla n faktörünün doğrudan belirlenmesi gerekmektedir. Mitchell (1981), farklı araştırmacılar tarafından 1977 ile 1980 arasında yapılan çalışmaların sonuçlarına göre n değerinin genellikle 2 ila 6 arasında değiştiği ağırlıklı olarak da 3 ile 4 arasında bir değer aldığını ifade etmiştir. Ancak yazar, n değerinin zemin cinsi, yük mertebesi, kil ve taş kolonun rijitlik oranları gibi faktörlere bağlı olarak değişimi hakkında herhangi bir yorum yapmamıştır. Kitazume (2005) sıkıştırılmış kum kazıklar için, n faktörü ile ilgili yapılan araştırma sonuçlarını özetlemiş ve bulguların diğer yöntemlerle inşa edilen taş kolonlar için de geçerli olabileceğini ifade etmiştir. Araştırmacının başka araştırmacıları da kaynak göstererek ve özellikle ölçüm sonuçlarını dikkate alarak dikkat çektiği hususlar aşağıda özetlenmiştir: i. Deneysel verilere göre, n değeri uygulanan sürşarj yüküne bağlı olup artan yük mertebelerine paralel olarak n değeri azalmaktadır. ii. Kompozit zeminler üzerinde yapılan üç eksenli basınç deneyleri sonuçlarına göre n değeri 4 ila 7 arasında değişmekte ve yükselen konsolidasyon oranı ile artış göstermektedir. iii. Gerilme dağılım katsayısı (n) yüzeyde en yüksek değere sahip olup, derinlikle azalmaktadır. iv. n faktörü kolon ve çevresindeki zeminin rijitlik oranlarına bağlı olup, bu oranın artan değerleri ile artmaktadır. Literatürde yukarıda konu edilen genel eğilimlerin tersi bulgular da yer almaktadır. Örneğin, Matsuo vd. (1971) tarafından yapılan laboratuvar model deneyleri sonuçlarına göre, n değeri artan düşey gerilmeler altında daha yüksek değerlere ulaşmaktadır. Çekinmez (2014) yüzer ve uç tip taş kolon grupları üzerinde yaptığı çok sayıdaki laboratuvar model deneylerinde 72

88 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar doğrudan ölçtüğü n değerinin artan konsolidasyon oranı ile azalma gösterdiğini belirtmiş ve bunu artan drenajsız kayma dayanımı ile ilişkilendirmiştir. Buna ek olarak yazar, düşey gerilmedeki artışa paralel olarak n değerinin azaldığını ve bu değişimin düşük drenajsız kayma dayanımına (c u < 30 kn/m 2 ) sahip zeminlerde daha çok hissedilebildiğini rapor etmiştir. Bu konuda en gerçekçi yaklaşım, son yıllarda yapılan büyük ölçekli deneylerden elde edilen bulguların değerlendirilmesi olacaktır. Han ve Ye (2001) uç tipi taş kolonlardan oluşan gruplarda, saha ölçümlerine ve numerik çözümlere dayanarak, gerilme dağılım katsayısının taş kolon ve zeminin hacimsel sıkışma katsayılarına bağlı olduğunu ifade etmiştir. Araştırmacılar gerilme dağılım katsayısının, deformasyon modülü ve Poisson oranı değerleri cinsinden Bağıntı 3.11 kullanılarak hesaplanabileceğini ifade etmişlerdir. n = σ c σ s = m vs = (1 + ν s)(1 2ν s )(1 ν c ) E c m vc (1 + ν c )(1 2ν c )(1 ν s ) E s = ξ E c E s (3.11) Burada; ν s : zeminin Poisson oranı, ν c : taş kolonun Poisson oranı, E c : taş kolon deformasyon modülü, E s : zeminin drenajlı durumdaki deformasyon modülü, ξ: Poisson oranı katsayısı, m vs ve m vc : sırasıyla zemin ve taş kolon hacimsel sıkışma katsayılarıdır. Araştırmacılar sıkışma katsayılarının ilgili yükleme mertebesindeki düşey birim deformasyon efektif gerilme eğrisinin eğimi olarak alınabileceğine ve buna bağlı olarak da gerilme dağılım katsayısının yükleme mertebesine göre değişeceğine dikkat çekmişlerdir. Han ve Ye (2001) Mitchell (1981) i doğrulayarak gerilme dağılım katsayısının 2.0 ila 6.0 arasında değer aldığını, çoğunlukla da arası bir değerin gözlemlendiğini ifade etmişlerdir. Barksdale ve Bachus (1983) tarafından düşük sıkışabilirlikteki lineer elastik davranış gösteren kum, siltli kum ve silt gibi zeminler içerisinde L D oranı arasında değişen uç tipi taş kolonlardan oluşan birim hücre üzerinde gerçekleştirilen parametrik sonlu elemanlar analizlerinden elde edilen gerilme dağılım katsayıları, modüler orana (E c E s ) bağlı olarak Şek de 73

89 Gerilme dağılım katsayısı, n Taş Kolon Tasarımı verilmektedir. Bu yaklaşımda uygulamada yaygın olarak taş kolon/zemin rijitlik oranının E c E s 20 ve gerilme dağılım katsayısının n 5 olduğu vurgulanmıştır. Özkeskin (2004) taş kolonlarla iyileştirilmiş zeminler üzerine oturan ve sahada gerilmelerin ölçüldüğü büyük ölçekli yükleme deney sonuçlarını içeren kapsamlı bir çalışma yapmıştır. Bu çalışmada 3.0 m x 3.5 m boyutlarında rijit temeller, a r = 0.25 lik alan yerdeğiştirme oranı ile iyileştirilmiş 0.65 m çaplı taş kolonlardan teşkil edilmiş kompozit zeminler üzerine inşa edilmiş ve yüklenmiştir. Doğrudan ölçümlere dayalı olarak belirlenen n değerleri Şek te gösterilmektedir n = (E c E s 1) Barksdale ve Bachus (1983) Modül oran, E c E s Şekil Lineer elastik analizler sonucunda elde edilen n ve E c arasındaki ilişki (Barksdale ve Bachus, 1983) Araştırma sonuçlarına göre rijit bir temel altında ölçülen n faktörü yaklaşık 2.5 ila 5.5 değeri arasında değişmektedir ve artan gerilmelere paralel olarak azalmaktadır. E s Greenwood (1991) sahada gerçekleştirilen büyük ölçekli rijit şerit temel yükleme deneylerinde (Şek. 3.14) gerilme dağılım katsayısının uygulanan yükün mertebesine bağlı olarak n = 2 4 aralığında değiştiğini ve artan gerilmelere paralel olarak azaldığını rapor etmiştir. 74

90 Gerilme dağılım katsayısı, n Gerilme dağılım katsayısı, n Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Gerilme, σ (kn/m 2 ) L=3.0m L=5.0m L=8.0m ortalama average Şekil Gerilme dağılım katsayısı değerinin uygulanan sürşarj gerilmesine bağlı olarak değişimi (Özkeskin, 2004) tekrarlı yükleme 2. tekrarlı yükleme 3. tekrarlı yükleme 1.22 m Silt Kum Çakıl Ortalama temel gerilmesi, σ (kn/m 2 ) 2.75 m Basınç ölçerler (Φ152) kriko Taş Kolon 0-5m 10 m Şekil Saha yükleme deneyi bulguları (Greenwood, 1991) Pham ve White (2007) enstrümente edilmiş darbeli kırmataş kolonlar üzerine yük hücreleri yerleştirilerek yaptıkları büyük ölçekli saha deneylerinde gerilme dağılım katsayısı değerinin n = aralığında değiştiğini rapor etmişlerdir. 75

91 Gerilme dağılım katsayısı, n Oturma, S (mm) Taş Kolon Tasarımı Bu deneylerde, n faktörünün artan düşey gerilmeler ile bir miktar arttığı gözlemlenmiştir (Şek. 3.15) Gerilme dağılım katsayısı, n 3.0 Oturma Toplam düşey yük (kn) Şekil Saha yükleme deney ölçümleri sonuçlarından hesaplanan gerilme dağılım katsayısı değerleri (Pham ve White, 2007) Çekinmez (2014) gerilme ölçümlerinin de yapıldığı büyük ölçekli laboratuvar deneyleri sonuçlarından gerilme dağılım katsayısının n = değerleri arasında değiştiğini, n faktörünün kilin drenajsız kayma dayanımına (c u ) bağlı olduğunu, n faktörünün artan c u değerleri ile azaldığına dikkat çekmiştir. Aynı çalışmada birim hücre modelinde belirlenen n faktörünün kolon grupları için geçerli olduğu vurgulanmıştır (Şek. 3.16). Şekil 3.16 da; H: sıkışabilir tabaka kalınlığıdır. Bu çalışmada, birim hücre yükleme deneylerinde birim hücre etrafında da sınırlı miktarda sürşarj yükü (q = 20 kn/m 2 ) uygulanmıştır. Barksdale ve Bachus (1983) farklı saha uygulamaları ve laboratuvar deneylerinde belirlenmiş olan gerilme dağılım katsayısı değerlerini Tablo 3.3 te özetlemiştir. Ölçülen katsayı değerleri 2.5 ila 5.0 arasındadır. 76

92 Grup deneylerinden ölçülen - n Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar 12 c u = 20 kn/m L/H = 0.4 L/H = 0.7 L/H = Birim hücre deneylerinden ölçülen - n Şekil Farklı L/H oranları için birim hücre ve grup deneylerinde ölçülen n değerlerinin karşılaştırması (Çekinmez, 2014) Gerilme dağılım katsayısı ile ilgili yapılan araştırmalar, n faktörünün kilin drenajsız kayma mukavemeti, uygulanan yükün mertebesi, kil ve kolonun rijitlik oranı, yükleme sonrası gerçekleşen konsolidasyonun yüzdesi ve yüzeyden derinlik gibi çok sayıda faktöre bağlı olduğunu göstermektedir. Literatürde gerilmelerin de ölçüldüğü sınırlı sayıda büyük ölçekli saha deney sonuçları rapor edilmektedir. Belirsizliklerin açığa kavuşturulması için bu tür çalışmalara gereksinim vardır. Ancak araştırmalarda rapor edilen gerilme dağılım katsayısı değerleri ağırlıklı olarak Mitchell (1981) tarafından da önerilmiş olan n = 2 6 aralığındadır. Yazarlar tasarımda bu aralık içerisinde, tercihen n = 3 4 mertebesinde bir değer alınmasını tavsiye etmektedirler. 77

93 Tablo 3.3. Farklı çalışmalarda gözlemlenen n değerleri (Barksdale ve Bachus, 1983) Deney Tipi Tasarım Lokasyon n değerleri n değerinin zamana L (m) bağlı değişimi Zemin 78 Dolgu Yükleme deneyi; 45 adet taş kolon Test Dolgusu 14 adet taş kolon s=1.7m, D=0.9m, a r =0.25 s =1.74m, D=1.2m, a r =0.43 s =2.1m, D=1.125m, a r =0.26 Dolgular a r = Model Deneyi a r = D =2.9cm Rouen,Fransa Vautrain (1977) Hampton,Virjinya Goughnour ve Bayuk (1979) Jourdan Yol Terminali, New Orleans Sıkıştırılmış Kum Kazıkları Aboshi vd.(1979) Birim Hücre; Kum kolon 2.8 (ortalama) Yaklaşık olarak sabit (ilk ölçüm) 2.6 (son ölçüm) (ilk ölçüm) (son ölçüm) (ortalama) Azalır 6.15 Artar 19.5 Artar Sabit veya az oranla artar Değişken Yumuşak kil c u =19-29 kn/m 2 Çok yumuşak ve yumuşak kumlu silt ve kil c u = kn/m 2 Çok yumuşak organik, silt ve kil; gevşek killi kum; yumuşak kumlu kil Çok yumuşak ve yumuşak kil Değişken Yumuşak kil; n, a r ye bağlı olarak artar. 78

94 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Taş Kolon Yenilme Mekanizmaları ve Taşıma Gücü Taş kolonlar çoğunlukla sağlam zemine kadar uzanan elemanlar olarak teşkil edilmektedir. Zayıf zemin içerisinde yüzer konumda bırakılan uygulamalar da olmakla birlikte, pratikte yaygın değildir. Taş kolonların yenilme mekanizmaları yumuşak kohezyonlu birimin derinliğine ve kalınlığına, kolon boyuna, kolonun yüzer konumda veya sağlam zemine uzanmasına bağlı olarak değişmektedir. Bunlara ek olarak, yüklemenin sadece kolon alanı üzerine, kolon alanından daha büyük bir temel üzerine veya çok geniş bir alan üzerine yayılı üniform sürşarj şeklinde uygulanması durumlarında yenilme mekanizmaları farklıdır. Yükün kolon alanından daha geniş bir alanda uygulanması durumunda yumuşak kohezyonlu zemin ile çevrili kolonun etrafında düşey ve yanal gerilmelerde artış olmakta, dolayısıyla kolonun radyal genişlemesine karşı kolonu çevreleyen zeminin direnci artmaktadır. Kolon alanından daha geniş bir yükleme alanı altında kolonda oluşan yanal genişlemeler, sadece kolon alanı yüklemesindekine kıyasla daha az olduğundan taş kolon ve zeminin taşıma gücü daha fazladır. Bu davranış Şek. 3.17(a) ve (b) de gösterilmektedir. Model deneyleri sonuçlarına göre kolon alanının 4 katı kadar büyüklükte bir alan üzerinde yükleme yapıldığında taşıma gücü kolon alanı ile sınırlı yükleme durumuna oranla 1.7 kat artabilmektedir (Barksdale ve Bachus, 1983). Şekil 3.17(c) de görüldüğü gibi kolonlar üzerinde geniş alanlarda sürşarj uygulandığında yanal genişlemeler önemli ölçüde azalmaktadır. Literatürde farklı yükleme şekilleri altındaki taş kolonların taşıma gücünün belirlenmesine yönelik değişik teorik yaklaşımlar yer almaktadır. Bu yaklaşımların ayrıntıları ileriki bölümlerde verilmektedir. 79

95 Taş Kolon Tasarımı P Rijit temel P a b (a) Gerilme dağılımı c < a < b Dolgu (b) c (c) Şekil Yükleme şeklinin kolon davranışına etkisi (a) rijit temel altındaki yükleme (b) plaka yükleme deneyi (tekil taş kolon yüklemesi) ve (c) dolgu altındaki yükleme (Barksdale ve Bachus, 1983) Tekil Taş Kolon Kohezyonlu yumuşak bir zemin ile çevrili tekil kolonun, etrafında sürşarj yükü olmaksızın, yüklenmesi durumunda gerçekleşebilecek olası yenilme mekanizmaları Şek de gösterilmektedir. Sağlam zemine kadar inen uzun kolonların (L 4 6 D) yüzeyden 2 ila 3 çap derinlikler bölgesinde (2 3D) göbeklenme şeklinde oluşan yenilme davranışı (bulging) Şek. 3.18(a) da gösterilmektedir. Sadece kolon alanı üzerinde yüklenmiş sağlam zemine kadar inen kısa kolonlar da ise Şek 3.18(b) de gösterilen genel taşıma gücü yenilmesine uğramaktadırlar. Yine sadece kolon 80

96 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar bölgesinde yüklenmiş yüzer konumdaki kısa tekil kolonun zımbalanma şeklinde yenilmesi de Şek. 3.18(c) de gösterilmektedir. D 2-3D Uç tipi kısa taş kolonlarda genel taşıma gücü yenilmesi (b) Sürtünme direnci Uç direnci Yüzer kısa taş kolonlarda zımbalanma yenilmesi (c) Yüzer veya uç tipi uzun taş kolonlarda göbeklenerek yenilme davranışı (a) Şekil Tekil kolonlarda olası yenilme mekanizmaları (Barksdale ve Bachus, 1983) Göbeklenme Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Şekil 3.18 de tekil kolonlar için tariflenen yenilme mekanizmaları içerisinde en yaygın olarak gözlemlenen tipin göbeklenme olduğu bilinmektedir (Barksdale ve Bachus, 1983). Bu bölümde göbeklenme tipi yenilmelere karşı taşıma gücü kapasitesi için önerilen kavite genleşme teorisine dayanan yöntemler ile taşıma gücü faktörü yaklaşımları verilmiştir. Kavite Genleşme Teorisi Yaklaşımları Bu yaklaşımda taş kolon sonsuz uzunlukta, etrafını çevreleyen zemine doğru genişleyen bir silindir olarak modellenmekte ve radyal genişleme kolon etrafındaki zeminin nihai pasif direncine ulaşılıncaya kadar devam etmektedir. Burada yanal genişleme yüzeyden sadece 2 3D (D: taş kolon çapı) derinliklerde oluşmakta, genişlemenin derinlik boyunca sabit bir çap 81

97 Göbeklenme normalize derinliği (z b /D) Taş Kolon Tasarımı büyümesinden ziyade, kolon göbeklenme şeklinde bir deformasyon yapmaktadır (Barksdale ve Bachus, 1983). Farklı araştırmacılar tarafından gözlemlenmiş göbeklenme derinliği (z b ) aralığının taş kolon çapına olan oranı Şek da verilmiştir. Oluşan deformasyonun şekli gerçekteki kavite genişleme modeli ile tam olarak uyuşmamakla birlikte, bu yaklaşımın deneysel bulgularla uyumlu sonuçlar verdiği ifade edilmektedir (Hughes ve Withers, 1974; Datye ve Nagaraju, 1977) Taş Kolon Hughes ve Withers (1974) 2.0 Bae vd. (2002) Murugesen ve Rajagopal Kirsch ve (2006) Kirsch (2010) Çekinmez (2014) Şekil Farklı araştırmacılar tarafından gözlemlenmiş z b D aralıkları (Çekinmez, 2014) Kavite genleşme teorisinden türetilen yöntemlerde kolonun yenilme esnasında etrafındaki yanal çevre basıncı (σ 3 ) nihai pasif direnci olarak kabul edilir ve kolonun nihai taşıma gücü (q ult ) Bağıntı 3.12 den hesaplanır. Bağıntı 3.12 de σ 1 σ 3 = K 0 prensibine dayanmaktadır. Barksdale ve Bachus (1983) bu yöntemin doğruluğunu sonlu elemanlar analizleri ile de desteklemiştir. ve, q ult = σ 3 K p (3.12a) 82

98 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar K pc = (1 + sin φ c ) (1 sin φ c ) (3.12b) Burada; K pc : taş kolonun pasif gerilme katsayısı ve φ c : taş kolon malzemesinin efektif kayma direnci açısıdır. Hughes ve Withers (1974) yaptıkları model deneyi düzenekleri Şek de gösterilen deneylerde, kaolin tipi zemin ile çevrili tek bir taş kolonu sadece kolon alanı üzerinde yükleyerek, zemindeki ve kolondaki deformasyonları radyografi tekniği ile gözlemlemişlerdir. Ayrıca deney süresince, göbeklenmenin oluşması beklenen derinlik aralığında deney hücresinin duvarına koydukları yük hücresi ile de radyal gerilmeleri ölçmüşlerdir. Yük hücresi Kılavuz Yükleme plakası Kolonun yenilme şekli Saçmalar Taş kolon Radyograf sınırları Görüntüleme plakası 225 mm 160 mm Şekil Tek taş kolon yükleme deney düzeneği (Hughes ve Withers, 1974) Araştırmacılar, deney sonunda gözlemlenen kolonun göbeklenme şeklindeki deformasyonunu silindirik bir kavitenin simetri ekseni etrafında üniform radyal birim deformasyon oluşturduğunu, dolayısıyla gerilme deformasyon paterninin 83

99 Taş Kolon Tasarımı presiyometre deney koşulları ile aynı olduğu kabulü ile yaptıkları derivasyonda kolonun etrafındaki nihai yanal çevre basıncının (σ 3 ) Bağıntı 3.13 (a) dan ve nihai taşıma gücünün (q ult ) Bağıntı 3.13(b) den hesaplanabileceğini önermişlerdir. ve E u σ 3 = σ r0 + c u [1 + ln 2c u (1 + ν su ) ] E u (3.13a) q ult = {σ r0 + c u [1 + ln 2c u (1 + ν su ) ]} [1 + sin φ c 1 sin φ ] (3.13b) c Burada; σ r0 : toplam gerilme cinsinden zemin sürşarj yükü altındaki yanal gerilme, c u : kohezyonlu zeminin drenajsız kayma dayanımı, E u : zeminin drenajsız koşuldaki deformasyon modülü ve ν su : zeminin drenajsız koşuldaki Poisson oranıdır. Hughes ve Withers (1974) çok sayıda drenajsız yükleme koşullarında yapılmış presiyometre deney sonuçlarını incelemişler ve Bağıntı 3.13 ün yaklaşık olarak Bağıntı 3.14 ile de temsil edilebileceğini belirtmişlerdir. ve, σ 3 = σ r0 + 4c u (3.14a) q ult = (σ r0 + 4c u ) ( 1 + sin φ c 1 sin φ ) c (3.14b) Greenwood (1970) yine göbeklenme şeklinde oluşan yenilme mekanizması için taş kolon nihai taşıma gücünün (q ult ) Bağıntı 3.15 ten tahmin edilebileceğini belirtmiştir. ve σ 3 = γ s z b K ps + 2c u K ps (3.15a) q ult = (γ s z b K ps + 2c u K ps ) ( 1 + sin φ c 1 sin φ ) c (3.15b) 84

100 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Burada; γ s : kohezyonlu zeminin birim hacim ağırlığı, K ps : kohezyonlu zeminin pasif gerilme katsayısı ve z b : göbeklenmenin oluştuğu ortalama derinliktir. Madhav vd. (1979) ise göbeklenme şeklinde oluşan yenilme mekanizması için taş kolon nihai taşıma gücünün (q ult ) Bağıntı 3.16 dan tahmin edilebileceğini belirtmiştir. q ult = [(σ r0 + 4c u + K 0 q s ) (w B) 2 ( 1 + sin φ c 1 sin φ )] + q s [1 (w B )2 ] (3.16) c Burada; K 0 : sükunetteki yanal toprak basıncı katsayısı; q s : kohezyonlu zeminin taşıma gücü değerinin üçte ikisi ((2 3)c u N c ), N c : Terzaghi taşıma gücü faktörü, B: yükleme alanın genişliği ve w: taş kolonların oluşturduğu eşdeğer duvar kalınlığıdır. Greenwood (1970) ve Madhav vd. (1979) tarafından önerilen bu yöntemler taş kolonun etrafında oluşan yanal çevre basıncının çok uzun bir istinat duvarı arkasındaki yanal toprak basıncı hesabı ile temsil edilebileceği varsayımı üzerine geliştirilmiştir. Barksdale ve Bachus (1983) bu yaklaşımın taş kolon çevresindeki üç boyutlu gerilme koşullarından çok düzlemsel gerilme koşullarını yansıttığını belirtmiş ve bu yöntemlerin gerçekçi olmadığını iddia etmiştir. Vesic (1972) ise hem kohezyon hem de sürtünme açısı değerlerini dikkate alarak genel bir kavite genleşme yaklaşımı önermiştir. Bu yaklaşımda kolonu çevreleyen kohezyonlu zeminin nihai yanal gerilme direnci (σ 3 ) ve taş kolonun nihai taşıma gücü (q ult ) sırasıyla Bağıntı 3.17(a) ve (b) den hesaplanabilmektedir. ve, σ 3 = c F c + pf q (3.17a) q ult = σ 3 ( 1 + sin φ c 1 sin φ c ) (3.17b) 85

101 Taş Kolon Tasarımı Burada; F c ve F q : kavite genleşme teorisi faktörleri, c : kolon çevresindeki zeminin efektif kohezyonu ve p: eşdeğer yenilme derinliğindeki ortalama asal gerilmedir (p = (σ 1 + σ 2 + σ 3 ) 3). Kavite genleşme teorisi faktörleri, F c ve F q, Şek. 3.2 de verilmekte olup, bu faktörler kohezyonlu zeminin efektif kayma direnci açısı (φ s ) ile Bağıntı 3.18 de tanımlanan rijitlik indisi (I r ) değerlerine bağlıdır. E s I r = 2(1 + ν s )(c + p tan φ (3.18) s ) Burada; E s : kolonu çevreleyen kohezyonlu zeminin efektif deformasyon modülü ve ν s : kohezyonlu zeminin efektif Poisson oranıdır E s I r = 2(1 + ν s )(c + p tan φ s ) NOT: φ s = 0 için F c = 1 + ln I r F c F q φ s ( ) φ s ( ) Şekil Kavite genleşme faktörleri (Vesic, 1972) 86

102 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Taşıma Gücü Faktörü Yaklaşımları Hughes ve Withers (1974) çok sayıda yaptıkları model deney sonuçlarını yorumlayarak kil zeminler içerisinde teşkil edilen tekil taş kolonların nihai taşıma gücünün (q ult ) Bağıntı 3.19 dan hesaplanabileceğini ifade etmişlerdir. q ult = c u N c (3.19) Burada; N c : taşıma gücü faktörü olarak tanımlanmış olup model deney sonuçlarına göre araştırmacılar bu faktörün N c = 25.2 olarak alınmasını önermişlerdir. Yine model deneyi sonuçlarına göre Thornburn (1975) taşıma gücü faktörünün tekil kolonlarda N c = 25.0 olduğunu ifade etmektedir. Drenajsız kayma dayanımı c u olan kil zeminler içerisinde sürtünme açıları φ c olan granüler malzemeden teşkil edilen tekil kolonların taşıma gücünün drenajsız kayma dayanımına oranının, diğer bir deyişle taş kolon taşıma gücü faktörünün (N c = q ult c u ), değişik yöntemlerle yorumlanması Şek de gösterilmiştir. Bu yaklaşımlarda; kolonların kohezyon ve etrafındaki kilin de sürtünme açısı kayma dirençlerinin olmadığı, kolon nihai taşıma gücüne ulaşıldığında hem kolonun hem de kil dayanımının tamamen mobilize olduğu ve yenilme tipinin göbeklenme şeklinde oluştuğu, kolonun maksimum yanal desteğinin kilin pasif direncine eşdeğer olduğu kabulleri yapılmıştır. Şekil 3.22 incelendiğinde tekil kolon taşıma gücü faktörü, N c, değerinin sabit olmadığı ve kolon malzemesinin sürtünme açısına (φ c ) bağlı olduğu ortaya çıkmaktadır. Diğer taraftan taşıma gücü faktörü N c = 25 değerinin olası bir üst limit olabileceği dikkat çekmektedir. Ambily ve Gandhi (2007) taş kolonlar üzerinde model deneyleri yapmışlar ve sonlu elemanlar modelini deneysel bulgularla kalibre ederek bir parametrik çalışma gerçekleştirmişlerdir. Çalışmanın tekil kolon taşıma gücü ile ilgili bulguları Şek te gösterilmektedir. Araştırmacılar tekil kolonların taşıma 87

103 Taş Kolon Tasarımı gücünü kolonun taşıyabileceği limit gerilme olarak tanımlamışlar ve limit gerilmenin drenajsız kayma dayanımına oranının (N c = q ult c u ) alan yerdeğiştirme oranının bir değişik tanımlaması olan kolon aralığının kolon çapına oranına (s D) önemli ölçüde bağlı olduğunu vurgulamışlardır. Taşıma gücü dolayısıyla tekil kolon kapasitesi (q ult ), kolon malzemesi sürtünme açısı (φ c ) ve kolon aralığının çapına oranı (s D) arasındaki ilişki de Şek te gösterilmektedir. 30 q ult 25 φ c c u Vesic (1972) N c = q ult c u Hughes ve Withers (1974) Hughes vd. (1975) Greenwood (1970) 10 5 Yumuşak Bangkok Kilinde yapılmış plaka yükleme deneyleri 0 φ c ( ) Şekil Değişik araştırmacılar tarafından önerilen N c - φ c ilişkisi (Ambily ve Gandhi, 2007) Gerek deneysel gerekse numerik analizler sonuçlarına göre tekil kolon taşıma gücünü temsil eden N c taşıma gücü faktörünün sabit bir değer olmadığı ve aşağıdaki parametrelere bağlı olarak değiştiğini vurgulamışlardır. i. kolon malzemesi sürtünme açısı (φ c ) ii. alan yerdeğiştirme oranını temsil eden kolon aralık/çap oranı (s D) 88 Bell (1915) Taş Kolon No G1 G2 G3 G4 G5 G6 G7 G8 G9 G10 G11 G12 G13

104 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar iii. kolon çevresine etkiyen sürşarj yükü (q) Araştırmacılar çalışmalarının sonuçlarını Şek te önerilen diğer teorik yaklaşımlarla kıyaslamışlar ve bulgularının Hughes ve Withers (1974) tarafından önerilen yöntem ile uyumlu olduğunu, ancak kolon sürtünme açısı (φ c ) dışında yukarıda sıralanan diğer faktörlerin de kolon taşıma gücünün belirlenmesinde dikkate alınmasının gereğini vurgulamışlardır. N c = q ult c u Model deneyi Sonlu elemanlar modeli analizi φ c =45 φ c =43 φ c =40 16 φ c =35 12 s D Şekil N c φ c s D arasındaki ilişki (Ambily ve Gandhi, 2007) 30 q ult c u Hughes ve Withers (1974) s/d = 2.0 s/d = 3.0 s/d = 1.5 s/d = 4.0 Hughes vd. (1976) Önceki çalışmalar Greenwood (1970) Ambily ve Gandhi 5 (2007) φ c ( ) Şekil Ambily ve Gandhi (2007) bulgularının diğer yöntemlerle karşılaştırması 89

105 Taş Kolon Tasarımı Zımbalanma Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Bölüm in başında da ifade edildiği gibi, tekil taş kolonların yenilme mekanizmaları uzun kolonlarda göbeklenme, kısa kolonlarda ise zımbalanma veya genel yenilme şeklinde oluşmaktadır. Zımbalanma yenilmesine karşı nihai taşıma gücünü, kolonun çevresindeki zeminle sürtünmesinden kaynaklanan direnç ile uç direncin toplamı olarak hesaplamak mümkündür. Madhav vd. (2005) zımbalanma şeklindeki yenilme oluşumunda taş kolon taşıma gücünün kolon boy/çap oranı ile doğru orantılı olarak arttığı; göbeklenme tipi bir yenilme mekanizmasında ise taşıma gücünün kolon boy/çap oranına bağlı olmaksızın, Şek te gösterildiği gibi, kilin G c u (kayma modülü/drenajsız kayma dayanımı) oranı ile doğru orantılı olarak arttığını ifade etmiştir. 50 Zımbalanma Tipi Yenilme q ult c u Göbeklenme Tipi Yenilme G c u = L D 30 φ c = 35 o için Şekil Tekil kolon taşıma gücünün kilin G c u ve kolonun L D oranları ile değişimi (Madhav vd., 2005) 90

106 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Araştırmacılar zımbalanma veya göbeklenme tipi yenilmelerin birbirinden tamamen bağımsız olarak gelişmediği, bir mekanizmanın hakim olduğu durumda diğer mekanizmanın da kısmen mobilize olabileceği yönünde yorum yapmışlardır. Tekil kolon boyunun kritik boydan (L cr ) daha uzun olması durumunda kolonun göbeklenme tipi yenilmeye uğrayacağını, daha kısa boylarda ise zımbalanma tipi yenilmelerin oluşacağını ve L cr değerinin taş kolon çapına (D), kilin G c u oranına ve kolon sürtünme açısına (φ c ) bağlı olarak Şek dan elde edilebileceği vurgulamışlardır. (L D ) cr G c u = φ c ( ) Şekil (L D) cr G c u φ c arasındaki ilişki (Madhav vd.2005) Genel Taşıma Gücü Tipi Yenilmeler için Taşıma Gücü Hesaplama Yöntemleri Barksdale ve Bachus (1983) genel taşıma gücü yenilmesinin örtü yükünün minimum olduğu zemin yüzeyinde oluşacağını belirtmiştir. Genel taşıma gücü yenilmesine karşı oluşabilecek nihai direnç, sürtünmesiz bir zemin içerisinde açılmış düzlemsel deformasyon koşullarının geçerli olduğu çakıl ile dolu bir hendeğin taşıma gücü kapasitesi olarak Madhav ve Vitkar (1978) tarafından Bağıntı 3.20 de verilmiştir. 91

107 Taş Kolon Tasarımı q ult = 1 2 γ sbn γ + cn c + D f γ s N q (3.20) Burada; N γ, N c ve N q değerleri taşıma gücü faktörleri olup Şek den alınmaktadır. Taş Kolon c φ c, γ c N c N c γ c Sürşarj B q ult D L D f Zemin c u, φ u, γ s γ s = 1.0 ve φ u = 0 durumu için: c c u = D B c c u = D B N γ N q D B D B Şekil N γ, N c ve N q değerleri (Madhav ve Vitkar, 1978) 92

108 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Taş Kolon Grupları Genel olarak taş kolon gruplarının taşıma güçlerinin belirlenmesinde kolon malzemesinin kohezyonunun, etrafındaki kil zeminde sürtünme açısının ihmal edilebilir seviyelerde olduğu varsayılmaktadır. Ayrıca taşıma gücü değerine ulaşıldığında hem kolonun hem de çevresindeki kil zeminin yenilme aşamasına geldiği, diğer bir deyişle tüm kayma dayanımlarının mobilize olduğu kabulü yapılmaktadır. Bu yaklaşımlarda grupların rijit bir temel ile yüklendiği varsayılmaktadır. Sowers (1979) kolon gruplarının nihai taşıma gücünün belirlenmesine yönelik önerilerinde, Şek 3.28 de gösterildiği gibi doğrusal bir kayma yüzeyi tanımlamış, asal gerilmelerin kolon grubunun nihai taşıma gücü (q ult ) ve kilin nihai pasif direnç gerilmesi σ 3p olması durumunda kayma yüzeyinin oluşturduğu kamanın denge şartının sağlanması için Bağıntı 3.21 deki eşitliğin oluşması gerektiğini belirtmiştir: ve ve q ult = σ 3p tan 2 θ + 2c komp tan θ (3.21a) σ 3p = γ sb tan θ 2 + 2c u (3.21b) ve θ = 45 + φ komp 2 (3.21c) ve φ komp = tan 1 (μ c a r tan φ c ) (3.21d) c comp = (1 a r )c u (3.21e) 93

109 B tan θ Taş Kolon Tasarımı Kavite genleşme yaklaşımı σ 3p σ 3p σ 3p σ 3p Plan B B B q ult q ult θ σ 3p θ σ 3p Yenilme yüzeyi (a) (b) Şekil Katı sert killer üzerinde (a) kare ve (b) sonsuz uzunluktaki şerit temeller altındaki taş kolon gruplarının taşıma gücü analizi (Barksdale ve Bachus, 1983) Burada; θ: yenilme yüzeyinin temel ile yaptığı açı, c komp : kompozit malzemenin kohezyonu, φ komp : kompozit malzemenin kayma direnci açısı, c u : kohezyonlu zeminin drenajsız kayma dayanımı, φ c : kumun kayma direnci açısı, γ s : kohezyonlu zeminin toplam birim hacim ağırlığı, μ c : taş kolona etkiyen gerilmenin temele etkiyen uniform sürşarj yüküne oranı, a r : alan yerdeğiştirme oranı ve B: temelin genişliğidir. Bu yaklaşımda kolonlarda lokal göbeklenme türü bir yenilme mekanizmasının oluşmadığı varsayılmaktadır. Dolayısıyla önerilen yaklaşım drenajsız kayma dayanımı kn/m 2 olan göreceli olarak katı killer için geçerli olmaktadır (Bergado vd., 1994). 94

110 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Barksdale ve Bachus (1983) çok yumuşak ve yumuşak kohezyonlu zeminlerde grup içerisindeki tekil kolonun taşıma gücü değerinin kolonun taşıyabileceği nihai gerilme cinsinden Bağıntı 3.22 ile bulunabileceğini ifade etmiştir. q ult = c u N c (3.22) Burada; N c : iyileştirilmiş kompozit zeminin taşıma gücü faktörüdür. Kavite genişleme teorisine göre N c değeri kolon etrafındaki kil zeminin sıkışabilirliğine bağlıdır. Rijitlik değeri göreceli olarak yüksek olan, organik olmayan yumuşak katı kil ve siltlerde, N c = 22; turba, organik kil, plastisite indisi 30 dan büyük yumuşak plastik killerde N c = 18; yumuşak Bangkok kili için N c = değerleri önerilmiştir (Bergado ve Lam, 1987). Mitchell (1981) vibroyerdeğiştirme yöntemi ile oluşturulan taş kolonlar için N c = 25 değerini önermektedir. Datye (1982) vibro-yerdeğiştirme yöntemi için N c = 25 30, kılıflı darbeli taş kolonlarda N c = 45 50, kılıf kullanılmayan darbeli imalatlarda N c = 40 değerlerinin kullanılmasını önermektedir Taş Kolonlarda Oturma Tahmin Yöntemleri Giriş Taş kolonların oturma hesapları için kullanılan mevcut yöntemler ya (i) önemli basitleştirici kabuller yapan yaklaşık yöntemler veya (ii) malzeme ve sınır koşullarını modelleyen, temel elastisite ve/veya plastisite teorilerine dayanan ileri yöntemler (sonlu elemanlar yöntemi gibi) olarak sınıflandırılabilir. Bu bölümde önce pratikte daha çok kullanılan yaklaşık yöntemler sunulmuştur. Daha sonra literatürden seçilen bazı teorik, elastik ve elasto-plastik ileri yöntemlere değinilmiş ve bu yöntemlerle ilgili tasarım abakları verilmiştir. Oturmaların tahmini için geliştirilen bu yöntemlerin tamamı sabit çap ve boyda taş kolonlar ile iyileştirilmiş sonsuz genişlikte bir alanın yüklendiği kabulüne dayanmaktadır. Bu geometri ve yükleme koşulu için teorik olarak birim hücre prensibi geçerli olup, bu yaklaşım Aboshi v.d. (1979), Barksdale ve Takefumi (1990), Priebe (1990 ve 1993), Goughnour ve Bayuk (1979) tarafından 95

111 Taş Kolon Tasarımı kullanılmıştır. İleriki bölümlerde, basitleştirilmiş yöntemler arasında yer alan: (i) Denge metodu, (ii) Priebe metodu, (iii) Greenwood metodu ve (iv) granüler duvar yöntemi tartışılmıştır Denge Metodu Aboshi v.d. (1979), Barksdale ve Goughnour (1984), Barksdale ve Takefumi (1990) tarafından tarif edilen Denge Metodu yöntemi özellikle Japon pratiğinde sıkıştırılmış kum kazıklarının oturma hesaplarında kullanılmaktadır. Bu basit yaklaşımı uygulamak için öncelikle geçmiş deneyimlerden ve sahadaki gerilme ölçümlerinin sonuçlarından faydalanılarak gerilme dağılım katsayısı, n, değerinin tahmin edilmesi gerekmektedir (Bölüm 3.6.3). Yöntemin geliştirilmesinde şu kabuller kullanılmıştır: i. birim hücre idealizasyonu geçerlidir, ii. birim hücreye uygulanan toplam düşey yük taş kolon ve zemin tarafından taşınan yükün toplamına eşittir, iii. taş kolon ve zeminin düşey deplasmanları eşittir, iv. taş kolon boyunca dış yüklemeden kaynaklı düşey gerilme sabittir; veya gerilmelerin derinlikle değişken olması durumunda, sıkışabilir tabaka aralıklara bölünmekte ve her aralıktaki ortalama gerilme artışına göre tabakaların oturmaları ayrı ayrı hesaplanmaktadır. Diğer metotlarda olduğu gibi bu metotta da taş kolonlar ile iyileştirilmiş bölgenin altında oluşacak oturmalar ayrıca hesaplanmalıdır. Düzgün yayılı yüke maruz sonsuz genişlikteki taş kolon gruplarında, her taş kolon Şekil 3.10 da gösterildiği gibi bir birim hücre olarak modellenmektedir. Klasik tek boyutlu konsolidasyon teorisinden sıkışabilir kil katmanının konsolidasyon oturması aşağıdaki Bağıntı 3.23 ten hesaplanmaktadır. S t = C c log 1 + e 10 ( σ v0 + σ ) H t (3.23) 0 σ v0 96

112 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Burada; S t : H t kalınlığındaki taş kolon ile iyileştirilmiş zeminde oluşan birincil konsolidasyon oturması, H t : taş kolon ile iyileştirilmiş zemin tabakasının kalınlığı, σ v0 : H t kalınlığındaki kil tabakasındaki ortalama ilk efektif düşey gerilme, σ: uygulanan sürşarj yükünün kil biriminde yarattığı düşey gerilme artışı, C c : ödometre deneyinden elde edilen sıkışma endeksi ve e 0 : kil biriminin ilk boşluk oranıdır. Bağıntı 3.23 kullanılarak, normal konsolide killer için taş kolonlar ile iyileştirilmiş zemindeki oturmaların iyileştirilmemiş zemindeki oturmalara oranı, S t S, Bağıntı 3.24 teki gibi ifade edilebilir. log σ v0 + μ c σ 10 σ β = S t S = v0 log σ v0 + σ 10 σ v0 (3.24) Burada; β: oturma iyileşme oranı olarak tanımlanmaktadır. Bu denklem iyileşmenin derecesinin (i) gerilme dağılım katsayısına, (ii) kil birimindeki ilk efektif gerilme değerine ve (iii) uygulanan sürşarj gerilmesinin boyutuna bağlı olduğunu göstermektedir. Bağıntı 3.25 e göre tüm diğer faktörler sabitken, daha uzun kolonlarda ve daha düşük gerilme değerlerinde oturmalarda daha fazla azalma elde edilebilir. Yüksek örtü yükü değerleri, σ v0, (uzun taş kolon boyu) ve uygulanan düşük gerilme değerleri, σ, için, oturma iyileşme oranı hızla Bağıntı 3.25 teki değere yaklaşmaktadır. β = S t S = 1 [1 + (n 1)a r ] = η s (3.25) Bağıntı 3.25 grafiksel olarak Şek da gösterilmektedir. 97

113 Oturma iyileşme oranı, β 1 β Taş Kolon Tasarımı a r Alan yerdeğiştirme oranı, a r Şekil Oturma iyileşme oranının alan yerdeğiştirme oranı ve gerilme dağılım katsayısına bağlı olarak değişimi (Barksdale ve Bachus, 1983) Priebe Metodu Priebe (Baumann ve Bauer, 1974; Priebe, 1988, 1993 ve 1995; Mosoley ve Priebe, 1993) tarafından taş kolonlar ile iyileştirilmiş zeminlerde oturmalardaki azalmanın tahmini için önerilen metot da birim hücre modelini kullanmaktadır. Ayrıca, aşağıdaki ideal koşulların geçerli olduğu varsayılmıştır. i. Kolon ucu rijit bir tabakaya dayanmaktadır. ii. Kolon malzemesi sıkışmaz özelliktedir. iii. Kolon ve zeminin birim ağırlıkları ihmal edilmiştir. Bu kabullere göre kolonun uç taşıma gücü yetersizliği nedeniyle yenilmesi mümkün olmamakta ve oturmalar tüm kolon boyunca sabit olan göbeklenme deplasmanı yaratmaktadır. Kolon-zemin ilişkisinin analizinde kolonun başlangıçta makaslama gerilmeleri altında yenildiği ve çevresindeki kilin buna elastik bir reaksiyon verdiği kabulü yapılmıştır. Ayrıca, kolon imalatı sırasında gerçekleşen örselenmeler sonucu 98

114 Oturma iyileşme oranı, β 1 β Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar zeminin direncinin sıvı konuma yaklaştığı; diğer bir deyişle zemin yanal itki basıncı katsayısı değerinin K s = 1 olduğu duruma kadar deplase olduğu kabul edilmektedir. Nihai oturmalar için çoğu zaman yeterli olan Poisson oranı ν s =1/3 kabulü ile yapılan değerlendirme sonucu, oturma iyileşme oranı, β, Bağıntı 3.26 ile ifade edilmektedir. β = 1 + A c A { 5 (A c A) 1} (3.26) 4K ac [1 (A c A)] Burada; A c : tek taş kolonun alanı, A: birim hücre alanı, K ac = tan 2 (45 (φ c 2)) olup kolon malzemesinin aktif gerilme katsayısı ve φ c : kolon malzemesinin içsel sürtünme açısıdır. Barksdale ve Bachus (1983) tarafından hazırlanan, iyileşme oranı β ile alan oranı a r ve kolon malzemesinin kayma direnci açısı φ c arasındaki ilişkiyi gösteren grafikler Şek da gösterilmektedir. Aynı şekilde, n = 3, 5 ve 10 gerilme dağılım katsayısı için hazırlanmış ve Bağıntı 3.25 te verilen denge metodu sonuçları da gösterilmiştir Priebe Metodu φ c = 45.0 φ c = 42.5 φ c = 40.0 φ c = 37.5 φ c = 35.5 Arazi Verisi Greenwood (çok sayıdaki taş kolon grubu) Jordan Road (22 adet taş kolondan oluşan grup) Denge Metodu n = a r Alan yerdeğiştirme oranı, a r Şekil Oturma iyileşme oranı: Priebe ve Denge metodları (Barksdale ve Bachus, 1983) 99

115 ) Taş Kolon Tasarımı Gerilme dağılım katsayısının (n) 5 ile 10 aralığında değerler aldığı durumda, Priebe Metodu eğrileri genellikle Denge Metodu eğrileri arasında yer almaktadır. Gerilme dağılım katsayısının 3 ile 5 aralığında olduğu durumda ise Priebe metodu ile hesaplanan oturma iyileşme oranları Denge metodu ile hesaplanan değerlerden önemli derecede yüksektir. İki değişik sahadan elde edilen saha ölçümleri de Şek da gösterilmekte olup, saha ölçümleri n = 3 5 aralığı Denge Metodu eğrileri ile uyumlu gözükmektedir. Barksdale ve Bachus (1983) yukarıdaki gözlemlere dayanarak Priebe Metodu nun taş kolonların oturmaları azaltıcı etkisini bir miktar abarttığının altını çizmektedir. Daha sonra Priebe (1995) kolon malzemesinin sıkışabilirliğini de göz önüne alarak, odometrik modül oranına bağlı olarak (M c M s ) Şek den alınacak ilave alan oranı Δ(A A c ) değerinin teorik olan yerdeğiştirme oranına eklenmesini önermiştir. Alan yerdeğiştirme oranındaki artış, Δ(A A c φ c = 45.0 φ c = 42.5 φ c = 40.0 φ c = 37.5 φ c = 35.0 ν s = 1/ Odometrik modül oranı, M c M s Şekil Kolon sıkışabilirliğinin alan yerdeğiştirme oranına etkisi (Priebe, 1995) Priebe (1995) ayrıca dış yüklere kolonların ve zeminin ağırlıklarının da eklenmesi gerektiğini belirtmektedir. Bu ilave yükler dikkate alınarak, Şek de gösterilen derinlik faktörü, f d, tanımlanmıştır (Bağıntı 3.27). 100

116 Etki faktörü, y Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar f d = 1 [1 y (γ s Δd σ)] (3.27) Burada; f d : derinlik faktörü, y: etki faktörü (Şek. 3.32), γ s : zeminin birim hacim ağırlığı (kn/m 3 ), Δd: her değişik zemin tabakasının kalınlığı (m) ve σ: yüzeydeki düşey gerilmedir (kn/m 2 ) φ c = 45.0 φ c = 42.5 φ c = 40.0 f d = 1 [1 y (γ s Δd σ)] φ c = 37.5 ν s = 1/3 φ c = a 0.3 r Şekil Derinlik faktörünün belirlenmesi (Priebe, 1995) Bu durumda, Şek de verilen kolon sıkışabilirlik düzeltilmesi gerçekleştirilen, oturma iyileşme oranı, β, değerinin ayrıca derinlik faktörü, f d, değeri ile de çarpılması gerekmektedir. Kolon malzemesinin sıkışabilir olmasından dolayı, derinlik faktörünün ulaşabileceği maksimum bir değer vardır ve bu değer Priebe (1995) tarafından verilen ve Şek te gösterilen diyagramda tanımlanmıştır. Yukarıdaki tüm düzeltme faktörleri uygulanmış oturma iyileşme oranı, β, değerinin Bağıntı 3.28 de verilen maksimum değerden yüksek olmaması gerekmektedir. β maks = 1 + A c A M c M s 1 (3.28) Şimdiye kadar oturmaların iyileştirilmesi konusunda Priebe Metodu nun geniş alanlarda veya büyük boyutlu radye temellerde uygulanan taş kolonların hesap yöntemi verilmiştir. Daha küçük boyutlu tekil veya şerit temeller için ise Priebe 101

117 Etki faktörü, y Taş Kolon Tasarımı (1995) tarafından önerilen tasarım abakları kullanılmaktadır. Şekil 3.34 teki abaklarda tekil veya şerit temel oturmaları, uygulama derinliği/kolon çapı oranının (L/D) değerine bağlı bir oturma oranı S/S olarak verilmektedir. Burada; S aynı zemin profili, zemin özellikleri ve yükleme durumu için geniş alanlar için hesaplanan oturma miktarıdır φ c = 35.0 φ c = 37.5 φ c = 40.0 φ c = 42.5 f d < (y M c M s ) φ c = 45.0 ve f d >1 ν s = 1/ a r Şekil Etki faktörünün alan yerdeğiştirme oranı ilişkisi (Priebe, 1995) Tasarım abağına tekil temeller için (Şek. 3.34(a)) (L/D) oranından girilip temel altındaki kolon sayısına karşıt gelen eğri kestirilir ve (S/S ) oranı okunur. Hesaplanmış S değeri ile bu oran çarpılarak tekil temel oturması bulunur. Benzer şekilde şerit temeller için Şek. 3.34(b) den (L/D) oranı ve mevcut kolon sıra sayısı eğrisinden girilerek geniş alan oturmasını şerit temel oturmasına çevirecek faktör bulunur. 102

118 Taş kolon sıra sayısı Taş kolon sayısı Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar 1 Oturma oranı, S S Kolon boyu / çap oranı (L D) 1 (a) Oturma oranı, S S Kolon boyu / çap oranı (L D) (b) Şekil Küçük boyutlu temellerde oturma faktörü (a) tekil temeller ve (b) şerit temeller (Priebe, 1995) Greenwood Metodu Greenwood (1970) arazi gözlem ve deneyimlerinden yararlanarak, iyileştirilmiş kilin drenajsız kayma dayanımı ve taş kolon aralığına bağlı olarak Şek te gösterilen oturma iyileştirme oranlarını önermiştir. Bu abakta iyileşme oranları 103

119 Oturma iyileşme oranı, β Taş Kolon Tasarımı kil zeminin drenajsız kayma mukavemeti 20 kn/m 2 40 kn/m 2 aralığı ve kolon aralığının 2 m ila 3.5 m arasında olduğu durum için verilmiştir. Kolon çapı ile ilgili herhangi bir kriter yoktur. Kompozit zeminin ani oturmaları ve sabit hacimde drenajsız kayma deformasyonlarının oluşturduğu ani oturmalar dikkate alınmamıştır. Tasarım abağı kolonların sağlam zemine uzandığı koşul için verilmektedir c u = 40 kn/m 2 c u = 20 kn/m Şekil Greenwood metoduna göre oturma iyileşme oranları (Greenwood, 1970) Granüler Duvar Yöntemi Taş kolon aralığı, s (m) Van Impe ve De Beer (1983) taş kolonlarla iyileştirilmiş yumuşak killerde oturmaların tahminine yönelik basit bir metot önermişlerdir. Bu metotta kolonların limit denge durumuna ulaştığında, kolon deformasyonlarının sabit hacimde ilerlediği kabulü yapılmaktadır. Yöntemin uygulamasında aşağıdaki parametrelere ihtiyaç duyulmaktadır: i. planda kolon yerleşimi ve kolon çapları (s, D) ii. kolon malzemesinin kayma direnci açısı (φ c ) iii. yumuşak kilin ödometre modülü ve Poisson oranı (M s, ν s ) 104

120 β = S t S Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Taş kolonlarla iyileştirilmiş yumuşak kilin oturmalarındaki iyileşmeyi belirlemek amacıyla Bağıntı 3.29 daki parametreler tanımlanmıştır. β = S t S (3.29) Burada; S t : kolon ve kilden oluşan kompozit zemindeki oturma ve S: iyileşme yapılmadığı taktirde yumuşak kilde oluşacak oturma miktarıdır. Oturma iyileştirme oranı, β, alan yerdeğiştirme oranının ve kolon malzemesinin kayma direnci açısının fonksiyonu olarak Şek dan belirlenecektir. Bu yaklaşımda iyileştirilmiş kompozit zeminin oturması, S t, Bağıntı 3.30 ile ifade edilmiştir. S t = βh(1 ν 2 s ) [1 ν s 2 ] σ (3.30) 1 ν s M s Burada; β = f(a, b, σ M s, φ c ) (Şek. 3.36), ν s : yumuşak kilin Poisson s oranı, φ c : taş kolon malzemesinin kayma direnci açısı, M s : yumuşak kilin ödometre modülü, σ: kompozit zemin üzerindeki uniform yayılı sürşarj yükü, H: sıkışabilir tabaka kalınlığı ve a ve b: planda merkezden merkeze kolonlar arası mesafelerdir. (%) φ c ν s =1/ σ M s =0.05 σ M s = α r = (πd 2 ) (4ab) Şekil Granüler duvar yöntemine göre oturma iyileşme oranları (Van Impe ve De Beer, 1983) 105

121 Taş Kolon Tasarımı Sonlu Elemanlar Yöntemi ile Geliştirilmiş Tasarım Abakları Barksdale ve Bachus (1983) sonlu elemanlar yöntemi ile birim hücre davranışını incelemiş ve primer konsolidasyon oturma tahminine yönelik analiz sonuçlarını Şek de gösterilen tasarım abakları olarak sunmuştur. Bu çalışmada lineer olmayan zemin davranış modeli kullanılmış, yükler küçük artışlarla tatbik edilmiştir ve birim hücre modeli kullanılmıştır. Analizler deformasyon modül oranının (E c E s ) 10 ila 40 arasında değiştiği ve alan yerdeğiştirme oranının a r = 0.10, 0.15 ve 0.25 değerleri için yapılmıştır. Kolon boy/çap oranı (L/D) = 5 20 arasında değişmektedir. Şekil 3.37 de belli bir alan yerdeğiştirme oranı değeri için verilen abağa (E c E s ) ve (L/D) değerlerinden girilip oturma tesir faktörü (I s ) okunmakta ve oturma miktarı S t, Bağıntı 3.31 den hesaplanmaktadır. S t = I s σa E s L 106 (3.31) Burada; A: toplam birim hücre alanı, ve σ: birim hücre üzerinde etkiyen üniform sürşarj gerilmesi olarak tanımlanmaktadır. Araştırmacılar bu tasarım abaklarının modül oranlarının (E c E s ) 10, ve gerilme dağılım katsayısının n = 3 4 mertebesinde olduğu, göreceli olarak az sıkışabilir zeminlerde uygun sonuçlar verdiğini ancak daha sıkışabilir zeminlerde, (E c E s ) 10, teorik yaklaşımın oldukça yüksek gerilme dağılım katsayısı vermesi ve kolonun yüksek mertebede yanal deformasyon yapması nedenleri ile konsolidasyon oturmalarının gerçeğinden daha düşük tahmin edildiği hususunu vurgulamaktadırlar. Kuruoğlu vd. (2013) taş kolonlar ile iyileştirilmiş zemine oturan kare ve dikdörtgen temellerde oturmaların tahmini için, sonuçları Özkeskin (2004) tarafından gerçekleştirilen saha yükleme deney sonuçları ile kalibre edilmiş üç boyutlu bir model olan kompozit zemin modeli ni geliştirmişlerdir. Kompozit zemin modelinde yükleme bölgesinin altındaki taş kolonlu alan kompozit bir zemin bloğu olarak modellenmektedir (Şek. 3.38). Bu yöntemde kompozit

122 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar zemin bloğu için saha deneylerinde izlendiği şekliyle doğrusal elastik malzeme modeli kullanılmakta ve kompozit bloğun elastisite modülü, taş kolonlar, taş kolonlar çevresinde imalat aşamasında gelişmesi beklenen iyileşmiş bölgeler ve tabii zeminin elastisite modüllerinin ağırlıklı ortalaması alınarak hesaplanmaktadır. ~0.90 m L D e D σ Granüler dağıtma tabakası Taş kolon *: L D = 5 için I s değerleri Oturma tesir faktörü, I s a r = 0.10 ν s = 0.35 ν c = L D= Deformasyon modül oranı, E c E s Oturma tesir faktörü*, I s Oturma tesir faktörü, I s a r = 0.15 ν s = 0.35 ν c = 0.30 L D = Oturma tesir faktörü, I s Şekil a r = 0.10, 0.15, 0.25 değerleri için lineer elastik analiz tesir faktörleri (Barksdale ve Bachus, 1983) L D = 20 a r = 0.25 ν s = 0.35 ν c = 0.30 L D=5 L D= L D=5 L D= Deformasyon modül oranı, E c E s Deformasyon modül oranı, E c E s Oturma tesir faktörü*, I s Taş kolon çevresinde, merkezi taş kolonun merkezi ve yarıçapları r = 1.5r ve r = 2r (burada; r: taş kolon yarıçapıdır) olacak şekilde iki adet dairesel iyileşmiş bölge tarif edilmekte ve taş kolon çevresindeki ilk iyileşmiş bölgenin elastisite modülü değeri taş kolon elastisite modülü değerinin 2/3 ü, taş kolon çevresindeki ikinci iyileşmiş bölgenin elastisite modülü değeri ise taş kolon elastisite modülü değerinin 1/3 ü olarak kabul edilmektedir (Şek. 3.39). Bu 107

123 Taş Kolon Tasarımı model kullanılarak değişik temel boyutları, gerilme mertebeleri, zemin mukavemeti, taş kolon modül değeri, alan oranı ve boyları için parametrik çalışmalar gerçekleştirilmiş olup, parametrik çalışmalar sonucu belirlenen oturma iyileşme oranı, β, değerleri tasarım abakları halinde Kuruoğlu (2008) de sunulmuştur. Örnek bir tasarım abağı Şek ta gösterilmektedir. Bu model kullanılarak gerçekleştirilen yüzey oturma hesapları, temel gerilmesinin tabii zeminin nihai taşıma kapasitesine oranının (q q ult ) 0.5 ten daha düşük olduğu durumlarda ve ucu sağlam zemine oturan taş kolon gruplarında daha sağlıklı sonuçlar vermektedir. B L f σ L Zemin γ s, c, φ c, ν s, E s Taş kolon γ c, ν c, E c, a r Rijit taban B L f σ L Zemin (Mohr- Coulomb model) γ s, c, φ c, ν s, E s Kompozit Zemin Bloğu (Doğrusal elastik model) γ komp, ν s, E komp Rijit taban Şekil Kompozit zemin modelinin şematik gösterimi (Kuruoğlu vd., 2013) 108

124 Oturma iyileşme oranı, 1 β 2r Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Taş kolon 1.5r r Şekil Kompozit zemin modelinde taş kolon etrafında kabul edilen iyileşmiş bölgelerin geometrik gösterimi (Kuruoğlu vd., 2013) B L f = 2.4 m x 2.4 m, σ = 100 kn/m 2, L = 5 m, E c = 36 MN/m Alan yerdeğiştirme oranı, a r c u = 20 kn/m 2 c u = 25 kn/m 2 c u = 30 kn/m 2 c u = 40 kn/m 2 c u = 60 kn/m 2 Şekil Kompozit zemin modeli örnek tasarım abağı (Kuruoğlu vd., 2013) Yatak Katsayısı Metodu Lawton ve Fox (1994) darbeli kırmataş kolonlar üzerine oturan tekil temel veya geniş alanları kaplayan radye temellerde oturmaların tahminine yönelik Yatak Katsayısı Metodu nu önermişlerdir. Bu yöntemde bir temelin altındaki oturma üst bölgedeki (UZ) oturma ile alt bölgedeki (LZ) oturmanın toplamına eşit olmaktadır (Şek. 3.44). 109

125 Taş Kolon Tasarımı Üst bölge kolonlarla iyileştirilmiş kompozit zemin tabakası kalınlığına, kolon imalatı esnasında sıkıştırılmış, kolonların ucunda bir kolon çapı kadar zemin kalınlığının eklenmesi ile bulunan katman kalınlığıdır (Bağıntı 3.32). L UZ = L + D (3.32) Burada; L UZ : üst bölge kalınlığı, L: kolon boyu ve D: kolon çapıdır. Alt bölge ise (LZ) ise üst bölgenin altında kalan iyileştirme uygulanmayan doğal zemin katmanı kalınlığıdır. Temelin rijit olduğu kabulü ile üst bölge oturmasının (S UZ ) hesabında, yatak katsayısı değeri kullanılmak koşulu ile Bağıntı geçerli olacaktır. σ c = σr k [a r (R k 1) + 1] (3.33) σ s = σ c /R k (3.34) R k = k c k s (3.35) S UZ = σ c k c = σ s k s (3.36) Burada; σ c : kolon üzerindeki düşey gerilme, σ: kompozit zemine uygulanan averaj uniform gerilme (temel yükü), σ s : kolon çevresindeki zemine etkiyen düşey gerilme, R k : yatak katsayısı oranı olup E c E s oranına eşdeğerdir, a r : alan yerdeğiştirme oranı, k c : taş kolonun yatak katsayısı ve k s : doğal zeminin yatak katsayısıdır. Taş kolonun yatak katsayısı değeri genellikle tek kolon üzerinde yapılan plaka yükleme deneylerinden elde edilmektedir. Eğer deney yapılmamış ise daha önce benzer zemin koşulları ve taş kolon malzemesi üzerinde yapılmış deney sonuçlarından yararlanılarak bir parametre seçilmektedir. Benzer şekilde doğal zeminin yatak katsayısı plaka yükleme deney sonuçlarından elde edilmekte veya zemin etütleri verileri kullanılarak tahmin olunmaktadır. 110

126 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Araştırmacılar bu yöntemle hesaplanan oturmaların ölçülen oturmalarla uyumlu olmadığını ifade etmişler ve farklı (düşük) değerler verdiğini vurgulamışlar ve bu hesap yönteminde k c veya k s değerleri yerine kompozit zeminin yatak katsayısı k komp kullanılmasını önermişlerdir (Pham ve White, 2007). Pham ve White (2007) kompozit zemin yatak katsayısının (k komp ) büyük ölçekli yükleme deneyleri ile doğrudan elde edilmesini veya tek kolon üzerinde yapılacak plaka yükleme deney sonucu elde edilecek k c için Bağıntı 3.37 den boyut düzeltme faktörü ile hesaplanmasını önermişlerdir. Bu yaklaşımda üst bölge oturması temel yükünün (σ) kompozit zeminin yatak katsayısına bölünmesi ile elde edilmektedir. ve k komp = k c (D B) (3.37a) S UZ = σ k komp (3.37b) Burada; k comp : kompozit malzemenin yatak katsayısı, D: tekil kolon çapı, B: temel genişliği ve σ: temel yüküdür. Özkeskin (2004) taş kolonlar ile iyileştirilmiş zeminlerde yaptığı büyük ölçekli saha deneylerinde arazi ölçümleri, temellerin toplam oturmalarını, derinlik boyunca oturma profillerini, kolon ve doğal zemin üzerindeki gerilmeleri kapsamaktadır. İyileştirmeler yüzer ve uç kolonlarının davranışını da izlemek amacıyla üç değişik kolon boyu ile yapılmıştır : L = 3 m, 5 m (yüzer kolonlar) ve 8 m (uç kolonları). Ayrıca iyileştirme yapılmamış doğal zemin üzerinde yükleme deneyi ve değişik boylardaki tekil kolonlar üzerinde plaka yükleme deneyleri yapılmıştır (Şek. 3.41). Bu deney sonuçlarından aşağıdaki parametrelerin ölçümlerle doğrudan belirlenmesi mümkün olmuştur: i. Doğal zeminin deformasyon modülü ve yatak katsayısı (E s ve k s ) 111

127 Yük (kn/m 2 ) Taş Kolon Tasarımı ii. Tekil kolon deformasyon modülü ve yatak katsayıları (E c ve k c ) iii. Değişik derinliklere kadar iyileştirilmiş 3 deneyden kompozit zeminin deformasyon modülleri ve yatak katsayıları (E komp, k komp ) iv. Üç adet deneyde gerilme konsantrasyonu oranları (n) v. Yüzer kolonlu iki adet deneyde üst bölge ve alt bölgelerdeki oturmalar (S UZ ve S LZ ) Deney sonuçlarının Lawton vd. (1994) ve Pham ve White (2007) tarafından önerilen yöntemlerle (Bağıntı ) yapılan oturma tahminleri ile uyumlu olmadığı sonucuna varılmıştır (Şek. 3.42). Bunun nedeni tekil yüklenmiş bir kolonun yüklenme şekli ve yük tesir alanları ile grup içerisindeki kolonun yüklenme şekli ve yük tesir alanları arasındaki farktan kaynaklanmaktadır. Bu farklılık Şek te gösterildiği gibi grup içerisindeki yüklemede kolon ve kolona ait birim hücrenin beraberce yüklenmesi sonucu ortaya çıkmaktadır Tekil Kolon Plaka Yükleme Deneyi Grup İçinde Tek Kolon Davranışı Oturma (mm) Şekil Tekil ve grup içindeki kolonun yük-deplasman davranışı (Özkeskin, 2004) 112

128 Hesaplanan Oturmalar (mm) Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Lawton v.d. (1994) Pham v.d. (2007) Eşitlik Çizgisi Ölçülen Oturmalar (mm) Şekil Ölçülen oturmaların önerilen hesap yöntemleri ile karşılaştırılması (Özkeskin, 2004) Birim hücre aksı Birim hücre aksı İlk durumdaki zemin yüzeyi Kum tabakası 450 mm Taş kolon 480 mm Yumuşak kil c u = 30 kn/m 2 (a) (b) Şekil Tekil kolon ve grup içindeki kolonun yükleme koşulları (Ambily ve Gandhi 2007) Alt bölgedeki oturmaların tahminine yönelik Lawton ve Fox (1994) bir yaklaşım önermişlerdir. Bu yaklaşımda oturan zemin profilinin üstte rijit kompozit bir 113

129 Taş Kolon Tasarımı zemin (UZ) ve allta iyileştirilmemiş göreceli olarak sıkışabilir bir katman (LZ) olarak modellendiğinde düşey gerilmelerin derinlikle değişimi klasik Boussinesq dağılımından farklı olduğu ifade edilmektedir. Bu fark düşey gerilme artışlarının üstteki rijit katman içerisinde yoğunlaştığı ve kompozit zemin bölgesinin altındaki gerilme artışlarında Boussinessque dağılımına kıyasla bir azalma olması nedeniyle ortaya çıkmaktadır. Lawton ve Fox (1994) bu iki tabakalı zeminde gerilme dağılımının Şek te Boussinessque dağılımına yakın olan Y (Yatay):D (Düşey) = 1:2 yerine Y:D = 1:1.67 olarak modellenmesini önermişlerdir. Alt bölgede ise Y:D = 1:2 dağılımının geçerli olduğunu ifade etmişlerdir. D 1.67 k c k s 1 D ÜST ZON (UZ) 1 2 ALT ZON (LZ) Şekil Üst bölge ve alt bölge tanımları ve her iki bölgedeki düşey gerilmelerdeki artışların modellenmesi (Lawton ve Fox, 1994) Derinlik boyunca deplasmanların ölçüldüğü model deneyleri sonuçlarından Tekin (2005) üst bölgedeki gerilme dağılımlarının Y:D = 1:1.53 ile Y:D = 1:1.69 aralığında değiştiğini belirlemiş ve Lawton ve Fox (1994) önerisinin gerçekçi bir yaklaşım olduğunu belirtmiştir. 114

130 Normalize edilmiş derinlik faktörü, (z D f ) L Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Pham ve White (2007) enstrümente edilmiş darbeli kırmataş kolonlar üzerine yük hücreleri yerleştirilerek yapılan ölçümlerden düşey gerilme dağılımının Bağıntı 3.38 ile modellenebileceği önermiştir. Δσ σ = a b (z D f) L (3.38) Burada; Δσ: zemin yüzeyinden z derinlikteki düşey gerilme artışı, L: kolon boyu, D f : temel derinliği, σ: temel gerilmesidir. Bu bağıntıda a ve b korelasyon katsayıları olup Şek ten de görülebileceği üzere Tablo 3.3 teki özetlenen değerleri almaktadır. Tablo 3.3. Bağıntı 3.38 deki a ve b katsayıları (Pham ve White, 2007) a b UZ LZ Üst Zon Alt Zon Δσ σ = (z D f ) L Δσ σ = (z D f ) L Normalize edilmiş düşey gerilme artışı, Δσ σ Şekil Derinliğe bağlı düşey gerilme artışı dağılımı (Pham ve White, 2007) 115

131 Taş Kolon Tasarımı Çekinmez (2014) yaptığı büyük ölçekli model deneyler kapsamında geniş alana yayılı sürşarj yükü altındaki sonsuz yerleşim düzenindeki yüzer tip taş kolonların altında gerçekleşen üst ve alt zondaki oturmaları ölçmüştür. Yazar, üst zonda oturma iyileşme oranının %40 mertebelerinde olduğunu, alt zonda ise oturmalarda iyileşme gözlemlenmediğini rapor etmiştir. Diğer bir deyişle gerilmelerin üst zondan bağımsız olarak alt zona iletildiğini göstermiştir Taş Kolon Tasarım Yöntemi Uygulamada kolon boyları genellikle 4 ila 6 çaptan daha uzun olduğundan göbeklenme tipi yenilme mekanizması geçerli olmaktadır. Yenilme mekanizmaları uç tipi kısa kolonlarda genel taşıma gücü yenilmesi, yüzer tip kısa kolonlarda ise lokal taşıma gücü yenilmesi/zımbalanma şeklinde gelişmektedir. Ancak bu tür kolon uygulamaları yaygın değildir. Zemin profili içerisinde herhangi bir derinlikte sınırlı kalınlıkta çok yumuşak killerin mevcut olması durumunda göbeklenme tipi yenilme kilin bulunduğu derinlikte gerçekleşmekte olup mutlaka dikkate alınmalıdır. Taş kolonlarla zemin iyileştirmesi yapılan uygulamalarda genellikle iki farklı yükleme tipi söz konusu olmaktadır: i. Çok sayıda kolonla desteklenmiş geniş alanlara yayılan esnek veya rijit yüklemeler. Bu kategoride toprak dolgular veya hafif yüklü geniş radyeler yer almaktadır. ii. Sınırlı sayıda kolonla desteklenen rijit tekil temeller. Geniş alanlardaki uygulamalarda, örneğin toprak dolgularda, dolgu sınırları bölgesinde sürşarj olmaması ve yanal desteğin azalması nedeniyle yanal ötelenmeler oluşmakta ve zeminin hem stabilite hem de oturma yönünden performansı olumsuz yönde etkilenebilmektedir. Bu tür yapılarda sınır bölgesinde asimetrik bir yükleme koşulu oluştuğundan tasarımda şev stabilitesi güvenliği araştırılmalıdır. 116

132 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Geniş alanlardaki uygulamalarda tasarımda aşağıdaki adımlar takip edilmelidir: 1. Dolgu yükü, yumuşak zemin katmanının özellikleri ve kalınlığı dikkate alınarak taş kolon boy, çap ve paternine karar verilir. 2. Alan yerdeğiştirme oranı hesaplanır. 3. Tek kolon taşıma gücü göbeklenme kriterine göre q ult = c u N c bağıntısından hesaplanır. 4. Bu aşamada gerilme dağılım katsayısı değeri için bir kabul yapılır (n = 2 4) ve taş kolon üzerindeki gerilme hesaplanır: n σ c = σ [1 + (n 1)a r ] = ση c ve (q ult GS) σ c şartı aranır (GS 2.0) 5. Kolon çevresindeki kilin nihai net taşıma gücü yaklaşık 5c u alınarak kil üzerine etkiyen gerilme ile kıyaslanır: 1 σ s = σ [1 + (n 1)a r ] = ση s ve (5c u GS) σ s şartı aranır (GS 2.0) 6. Eğer zemin profilinde yüzeyde 3D derinlik altında çok yumuşak bir tabaka var ise bu tabakanın göbeklenerek yenilme koşulu kontrol edilir. Yumuşak zeminin yanal taşıma gücü Broms teorisine göre yaklaşık σ 3p = 9c u alınabilir. Buna göre, nihai taşıma gücü hesaplanır: (1 + sin φ c ) q ult = 9c u (1 sin φ c ) 7. Dolgunun oturma analizleri yapılır ve dolgu sınırında dairesel kayma yüzeylerinin güvenliği tahkik edilir. Rijit tekil temellerin taş kolonlarla desteklendiği uygulamalarda tasarım aşağıdaki adımlarla gerçekleştirilir. Bu uygulamalarda temelin stabilitesi için kilin orta sert kıvamda olması gereklidir ve tasarımda Vesic grup taşıma gücü yaklaşımı takip edilir. 117

133 Taş Kolon Tasarımı 1. Temel yükü ve temel zemini özellikleri dikkate alınarak taş kolon boy, çap ve paternine karar verilir. 2. Alan yer değiştirme oranı hesaplanır. 3. n değeri için bir kabül yapılır ve n η c = [1 + (n 1)a r ] ve 1 η s = [1 + (n 1)a r ] değerleri hesaplanır. 4. Kompozit zemin parametreleri φ komp = tan 1 (η c a r tan φ c ) 5. ve ve değerleri hesaplanır. c komp = (1 a r )c u θ = 45 + φ komp 2 σ 3 = γ sb tan θ + 2c 2 u ve nihai taşıma gücü q ult = σ 3 tan 2 θ + 2c komp tan θ değerleri hesaplanır. 6. Temele uygulanabilecek maksimum düşey gerilme σ = q ult GS olarak belirlenir (GS 2.0). 7. Kolondaki gerilme 8. kildeki gerilme hesaplanır. σ c = ση c σ s = ση s σ c 25c u 118

134 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar ve σ s 6c u nihai taşıma gücüne göre güvenlik durumu kontrol edilir. 9. Oturmalar kontrol edilir Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Taş kolonlar düşey dren işlevi ile oturmaları hızlandırıcı bir sistem olarak kullanılabilmektedir. Dolgu altlarında dayanımı arttırmak ve oturmaları sınırlamak için kullanılan taş kolonlar özellikle kademeli inşaat yöntemi uygulamalarında konsolidasyon oturmalarını önemli ölçüde hızlandırmaktadır. Bu şekilde artan konsolidasyon yüzdesi dolayısıyla, artan düşey efektif gerilmeler altında doğal zeminin drenajsız kayma dayanımında da artışlar olmaktadır. Sonuç olarak kademeli inşaat aşamalarında bekleme süreleri azalmaktadır. Klasik dolgu uygulamalarında ise oturma süresi önemli ölçüde azaldığından dolgunun veya üst yapının servise alınma süreleri de azalmaktadır. Taş kolonların düşey dren olarak çalışma prensibi kum veya yapay şerit drenler ile aynıdır. Yük altında yükselen boşluk suyu basınçları düşey yönde geçirimli yüzeylere drene olarak sönümlenmekte ve düşey konsolidasyon gerçekleşmektedir. Buna ek olarak, Şek da gösterildiği gibi boşluk suyunun yatay düzlemde radyal yönde taş kolonlara drenajı daha büyük ölçekli bir konsolidasyonun gerçekleşmesine neden olmaktadır. Sonuçta gerçekleşen üç boyutlu konsolidasyon yüzdesi, hem yatay yönde hem de düşey yöndeki drenajların yarattığı konsolidasyon yüzdelerinin bileşkesinden oluşmakta ve bu davranış Bağıntı 3.39 ile ifade edilmektedir. U vr = 1 (1 U r )(1 U v ) (3.39) U vr : Ortalama üç boyutlu konsolidasyon yüzdesi U r : Ortalama radyal konsolidasyon yüzdesi U v : Ortalama düşey konsolidasyon yüzdesi 119

135 Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Tipik bir düşey dren detayı Şek de gösterilmektedir. Burada; r w dren yarıçapı, r e = d e 2 drenin etki alanının yarıçapıdır. Drenin teşkili esnasında yapılan delgi işlemi kuyu çeperlerindeki doğal zeminde kaçınılmaz olarak yoğrulma ve sıvanmalara neden olmaktadır. Bunun sonucunda kuyu çevresindeki zeminin geçirgenlik katsayısı (permeabilite) azalmaktadır. Şekil 3.46 da r s sıvanma bölgesinin dış yarıçapıdır. Yük YASS Kum Kum dren H t Kil Düşey drenaj Radyal drenaj Düşey drenaj Kum Kum dren yarıçapı (r w ) Radyal drenaj (a) r w d e (b) Şekil Kum drenlerin (a) kesit ve (b) plan görünümü Literatürde sıvanma etkisinin hesaplanması için değişik yöntemler önerilmiştir. Burada, NAVFAC DM 7-1 de verilen kriter sunulmaktadır. Radyal drenaj 120

136 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar teorisinde davranışı etkileyen en önemli parametrelerden birisi drenin etki alanı yarıçapının kuyu yarıçapına oranıdır, n d = (r e r w ). Bu değer, sıvanma bölgesinin genişliğine ve sıvanma bölgesindeki yoğrulmadan kaynaklı zemin geçirgenlik katsayısındaki (k h k sm ) azalma oranına bağlı olup, Şek de verilen abak yardımıyla revize edilerek eşdeğer (n d ) eqv hesaplanmaktadır. d e H t Kil Sıvanma bölgesi Kum dren r s r e Gerçek n d Örnek r w Şekil Tipik bir kum dren kesiti S sm = 1.2 S sm = 1.5 S sm = 2.0 S sm = (k h k sm ) (k h k sm ) Eşdeğer (n d ) eqv = n d (sıvanmanın olmadığı drenlerde) Şekil Gerçek ve eşdeğer n d değerleri bağlantısı (NAVFAC DM 7.1) 121

137 Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Bu abakta sıvanma bölgesi yayılımı S sm = (r s /r w ) oranı ile temsil edilmekte olup, bu oran için S sm = 1.2, 1.5, ve 2.0 değerleri dikkate alınmıştır. Sıvanmanın zeminin radyal geçirgenlik katsayısına etkisi ise doğal zeminin yatay geçirgenlik katsayısı ile sıvanma bölgesindeki yatay geçirgenlik katsayısı oranı (k h k sm ) ile temsil edilmektedir. Abakta (k h k sm ) = 2, 4, 8 ve 12 değerleri yeralmaktadır. Örneğin kuyu yarıçapı r w = 0.45 m, sıvanma bölgesi yarı çapı r s = 0.54 m düşey dren etki alanı yarıçapı r e = 2.25 m, dolayısıyla r s /r w = 1.2 ve gerçek n = 2.25/0.45 = 5 olan bir uygulamada eğer geçirgenlik katsayısı oranı da (k h k sm ) = 7 olarak tespit edilmiş ise, abağa düşey eksende n d = 5 değerinden girilerek S sm = 1.2 dolu çizgi ve (k h k sm ) = 7 noktası interpolasyonla bulunup bu değere karşıt gelen sıvanma etkisi de değerlendirmeye alan = 15 değeri okunur. Diğer bir deyişle sıvanmanın etkisi ile eşdeğer kuyu yarıçapı r w = 2.25/15 = 0.15 m olarak düzeltilmiş olur. Bu aşamadan sonra tüm analizler r w = 0.15 m değeri ile devam ettirildiğinde sıvanma etkisi hesaba katılmış olur. Teorik konsolidasyon hesaplarında, yükün uygulanması ile ilgili iki değişik idealizasyon yapılmaktadır. Yükün tamamının ani olarak uygulandığı durum Şek. 3.49(a) da, yükün inşaat süresi t c, boyunca zamana karşı sabit hızla artma durumu Şek. 3.49(b) de gösterilmiştir. Birim alana gelen yük Birim alana gelen yük Zaman t c Zaman (a) (b) Şekil (a) Ani yükleme durumu ve (b) zamana karşı sabit hızla yükleme durumu 122

138 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Ani yükleme durumunda radyal drenajın oluşturduğu ortalama radyal konsolidasyon yüzdesi Bağıntı te verilmiştir (Barron, 1948) : ve ve ve ve ve m = n d 2 n 2 d S2 ln n d sm S sm U r = 1 exp 8T r m (3.40) S 2 sm 2 4n + k 2 h n d ( d k sm n 2 d S2 ) ln S sm (3.41) sm n d = d e 2r w = r e r w (3.42) S sm = r s r w (3.43) T r = C ht d e 2 (3.44) k h C h = e [ σ(1 + e 0 ) ] γ w (3.45) Burada; t: zaman, t c : sürşarj uygulamasının inşaat süresi, k h : kilin yatay yönde permeabilitesi (sıvanma bölgesi dışında), k v : kilin düşey yönde permeabilitesi (sıvanma bölgesi dışında), T r : radyal drenaj için boyutsuz zaman faktörü ve C h : radyal drenaj için konsolidasyon katsayısıdır. Bağıntı 3.41 de tanımlanan m, kullanıldığında S sm ve (k h k sm ) faktörleri denkleme girilerek sıvanma etkisi Şek de verilen abağı kullanmaya gerek duyulmaksızın hesaba katılabilmektedir. Alternatif olarak S sm ve (k h k sm ) faktörleri ile Şek deki abaktan elde edilen (n d ) eqv kullanılarak Bağıntı 3.46 dan hesaplanan m değeri ile Bağıntı 3.40 tan radyal konsolidasyon yüzdesi elde edilebilecektir. 123

139 Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi m = (n 2 d) eqv (n d ) 2 eqv 1 ln((n d) eqv ) 3(n d) 2 eqv 1 2 (3.46) 4(n d ) eqv Bağıntı 3.40 taki T r değerleri ise Şek de verilen abaktan veya Tablo 3.4 ten alınabilecektir. Ortalama radyal konsolidasyon derecesi, U r (%) 0 20 n d = d e D s d e 10 s n d = s D Kum dren Radyal konsolidasyon zaman faktörü, T r Şekil Ortalama radyal konsolidasyon derecesi ile radyal drenaj zaman faktörü ilişkisi (NAVFAC DM 7.1) 124

140 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Tablo 3.4. Ortalama radyal konsolidasyon oranının farklı radyal drenaj zaman katsayılarındaki değerleri (sıvanma bölgesi olmadığı koşulda) U r (%) Farklı n d değerleri için T r

141 Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Tablo 3.4.(devamı) Ortalama radyal konsolidasyon oranının farklı radyal drenaj zaman katsayılarındaki değerleri (sıvanma bölgesi olmadığı koşulda) U r (%) Farklı n d değerleri için T r

142 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar Tablo 3.4.(devamı) Ortalama radyal konsolidasyon oranının farklı radyal drenaj zaman katsayılarındaki değerleri (sıvanma bölgesi olmadığı koşulda) U r (%) Farklı n d değerleri için T r

143 Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi Tablo 3.4.(devamı) Ortalama radyal konsolidasyon oranının farklı radyal drenaj zaman katsayılarındaki değerleri (sıvanma bölgesi olmadığı koşulda) U r (%) Farklı n d değerleri için T r Bağıntı 3.40 ta tanımlanan konsolidasyon oranı ani yükleme durumu için verilmiştir. Yükün Şek. 3.49(b) de gösterildiği gibi sabit hızla uygulanması durumunda radyal drenaj sonucu ortaya çıkan düşey konsolidasyon oranı Bağıntı da verilmiştir. 128

144 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar T r T rc olduğu durumlar için; U r = T r 1 A [1 exp( A T r )] T rc (3.47a) T r T rc olduğu durumlar için; U r = T r 1 A [1 exp( A T r )] T rc (3.47b) ve T rc = C ht c d e 2 (3.48) ve A = 2 m (3.49) Burada; T rc : inşaat süresi içerisindeki radyal drenaj zaman faktörüdür. Ayrıca Şek de verilen n d = 5 ve 10 değerleri için U r T r teorik ilişkisini gösteren grafiksel çözümler radyal konsolidasyon yüzdesinin tespitinde kullanılabilmektedir. Ani yükleme durumu için düşey drenaj nedeniyle oluşan konsolidasyon yüzdesi U v ise Terzaghi konsolidasyon teorisine göre Bağıntı 3.50 ve 3.51 den hesaplanmaktadır. 129

145 Ortalama radyal konsolidasyon derecesi, U r (%) Ortalama radyal konsolidasyon derecesi, U r (%) Yük Taş Kolonların Düşey Dren İşlevi n d = t c t Radyal zaman katsayısı, T r = C ht (d e 2) 2 (a) n d = Daire içerisindeki rakamlar T rc değerleridir T rc = C ht c (d e 2) Radyal zaman katsayısı, T r = (b) Şekil (a) n d = 5 ve (b) n d = 10 değerleri için U r T r teorik ilişkisi (NAVFAC DM 7.1) 130 C ht (d e 2) 2

146 Ortalama düşey konsolidasyon oranı, U v (%) Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar U v = %0 - %60 için; U v > %60 için; ve, T v = π 2 4 [U v(%) 100 ] T v = log(100 U v (%)) (3.50a) (3.50b) T v = C vt H d 2 (3.51) Burada; T v : düşey drenaj için zaman katsayısı, C v : düşey drenaj için konsolidasyon katsayısı ve H d : maksimum düşey drenaj yolu uzunluğudur. Eğer yükleme belli bir zaman dilimi t c içerisinde sabit hızla yapılmış ise düşey drenajın oluşturduğu düşey konsolidasyon yüzdesi Şek de verilen abak kullanılarak belirlenebilmektedir. Burada; T vc : inşaat süresi sonundaki boyutsuz düşey drenaj zaman faktörüdür Daire içerisindeki rakamlar T vc değerleridir. σ t c t Düşey drenaj zaman faktörü, T v Şekil İnşaat aşaması ve sonrasındaki düşey konsolidasyon oranları (NAVFAC DM 7.1) 131

147 Taş Kolonlar ve Şev Duraylılığı 3.8. Taş Kolonlar ve Şev Duraylılığı Yumuşak kohezyonlu zeminler üzerindeki dolguların ve heyelanların şev duraylılığını arttırma yöntemlerinden biri de taş kolonlarla zemini güçlendirmektir. Kolonların tasarımı, gerilme dağılım katsayısı, oturma azaltım oranı ve/veya alan yerdeğiştirme oranını da dikkate alarak taş kolonlar ile iyileştirilmiş zeminin şev duraylılığı hesaplamaları sonucunda yeterli minimum güvenlik sayısını elde etmeye yönelik yapılır. Barksdale ve Bachus (1983) taş kolonlarla iyileştirilmiş zeminlerde Bishop yöntemi ve dairesel kayma yüzeylerinin geçerli olduğunu ifade etmiştir. Standart şev duraylılığı analizlerindeki gibi, taş kolonlar ile iyileştirilmiş zeminlerin şev duraylılığı analizlerinde de limit denge veya sonlu elemanlar yöntemleri kullanılmaktadır. Bu analizlerde taş kolonlar zayıf zemin içerisinde gerçek boyutlarda ve gerçek malzeme parametreleri ile farklı iki malzeme (zemin ve taş kolon) veya taş kolonlar ile zemin kompozit tek bir malzeme olarak ortalama kayma direnci parametreleri ile tanımlanmaktadır. Bu bölümde her iki yaklaşım için de literatürde önerilen yöntemler sunulmaktadır Taş Kolon ve Zeminin Bireysel Olarak Modellenmesi Bu yaklaşımda iki boyutlu düzlemde taş kolonların eşdeğer kalınlıkta şeritler olduğu, iyileştirmenin zemin parametrelerini değiştirmediği, sadece taş kolonun bulunduğu lokasyonlarda kayma dayanımının artacağı varsayılmakta olup, taş kolon ve zemin iyileştirme öncesi dayanım parametreleri ile temsil edilmektedir. Profil Yöntemi Profil Yöntemi nde taş kolonlar iki boyutlu düzlemde sonsuz uzunlukta eşdeğer kalınlıkta (w) ve eşit etkileşim hacminde elemanlar olarak tanımlanmaktadır (Şek. 3.53). Analizler eşdeğer şerit duvarlar ve zemin gerçek malzeme parametreleri kullanılarak yapılmaktadır. 132

148 Kohezyonlu Zeminlerde Vibro Yerdeğiştirme Yöntemi: Taş Kolonlar γ f s H f Fiktif şeritler γ d γ f c T L Zemin w (a) Eşdeğer taş kolon şeritleri w = A c s s Taş kolon s 0.866s 0.866s 0.866s (b) Şekil Şev duraylılığı analizlerinde taş kolon ve zeminin münferit teşkili (Barksdale ve Bachus, 1983) Gerilme Dağılım Katsayısı Yöntemi Heyelanlarda şev duraylılığını arttırmak amaçlı olarak yapılan taş kolonlarda kolon-zemin arasında gerilme paylaşımı oluşmadığından bu yöntem kullanılamamaktadır. Ancak dolgu altında yapılan taş kolonlarda gerilme 133