ANKRAJLI BİR İSTİNAT YAPISININ HESAPLANAN VE GÖZLENEN DAVRANIŞININ KARŞILAŞTIRILMASI. Hüseyin KARATAĞ YÜKSEK LİSANS TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ

Transkript

1 ANKRAJLI BİR İSTİNAT YAPISININ HESAPLANAN VE GÖZLENEN DAVRANIŞININ KARŞILAŞTIRILMASI Hüseyin KARATAĞ YÜKSEK LİSANS TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ ARALIK 2012 ANKARA

2 Hüseyin KARATAĞ tarafından hazırlanan ANKRAJLI BİR İSTİNAT YAPISININ HESAPLANAN VE GÖZLENEN DAVRANIŞININ KARŞILAŞTIRILMASI adlı bu tezin Yüksek Lisans tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Doç. Dr. Sami Oğuzhan AKBAŞ Tez Danışmanı, İnşaat Müh. Anabilim Dalı Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalında Yüksek Lisans tezi olarak kabul edilmiştir. Yrd.Doç.Dr. Ayhan GÜRBÜZ İnşaat Müh. Anabilim Dalı, Atılım Ü. Doç.Dr. Sami Oğuzhan AKBAŞ İnşaat Müh. Anabilim Dalı, G.Ü. Doç.Dr. Özgür ANIL İnşaat Müh. Anabilim Dalı, G.Ü. Tarih:./../2012 Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Yüksek Lisans derecesini onamıştır. Prof. Dr. Şeref SAĞIROĞLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü

3 TEZ BİLDİRİMİ Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Hüseyin KARATAĞ

4 iv ANKRAJLI BİR İSTİNAT YAPISININ HESAPLANAN VE GÖZLENEN DAVRANIŞININ KARŞILAŞTIRILMASI (Yüksek Lisans Tezi) Hüseyin KARATAĞ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Aralık 2012 ÖZET Çevresinde etkilenecek yapılar bulunan derin kazı dayanma yapılarında stabilitenin yanında göçmeden önce oluşan deformasyonların miktarı da önemli olmaktadır. Stabilite ve deformasyonlar bir derin kazı destekleme yapısının performansı oluşturan unsurlardır. Bu çalışmada Ankara Seyranbağları semtinde yapılan huzurevi inşaatı temel kazısı için oluşturulan iksa sisteminin davranışı incelenmiştir. Öncelikle arazi ve laboratuar verilerinin yanı sıra literatürdeki çalışmalar ve lokal korelasyonlardan hareketle zeminin mühendislik parametreleri belirlenerek iksa sistemi modellenmiştir. Daha sonra sonlu elemanlar yöntemi ile duvar davranışı incelenerek deformasyon tahminleri yapılmıştır. Sonlu eleman analiz sonuçları, araziden elde edilen ölçümler ve literatürdeki amprik yöntemlerle hesaplanan deformasyonlar ile karşılaştırılarak duvarın performansı değerlendirilmiştir. Sonuç olarak; zemin modeli, zemin modeline ait deformasyon parametreleri ve zemin dayanım parametrelerinin doğru seçilmesi durumunda sonlu eleman programları ile iksa sistemlerinde meydana

5 v gelecek deformasyonların kabul edilebilir bir doğrulukla tahmin edilebileceği görülmüştür. Bilim Kodu : 911 Anahtar Kelimeler : Derin Kazılar, İksa Yöntemleri, Sonlu elemanlar, plaxis, düşey ve yatay deformasyonlar Sayfa Adedi : 136 Tez Yöneticisi : Doç. Dr. Sami Oğuzhan AKBAŞ

6 vi THE COMPARİSON OF THE CALCULATED AND OBSERVED BEHAVİOR OF AN ACHOREGED RETAINING WALL (M.Sc. Thesis) Hüseyin KARATAĞ GAZİ UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY December 2012 ABSTRACT For deep excavation retaining systems within close proximity to existing structures, serviceability issues, i.e., deformations, are as important as the overall stability. Within this context, this study evaluates the deformation behavior of an anchored retaining wall in clay, which was constructed for supporting the excavation of nursing house in Seyranbağları district of Ankara. First, the geotechnical parameters of the soil was estimated using the result of in-situ and laboratory tests as well as those obtained by empirical correlations. Experience from previous local studies was utilized in selecting the proper correlations, as they are numerous in the literature. Then, finite element analyses were performed to predict the retaining wall behavior, focusing mainly on the deformations of the wall itself and surrounding ground. These numerical results were compared with those obtained from in-sit inclinometer and settlement measurements and those estimated by empirical methodologies. Back-calculations were also performed to determine the soil parameters, use of wich would result in exact agreement with in-situ measurements. The results indicate that, with selection of appropriate constitutive model and geotechnical parameters, finite element analyses are

7 vii capable of predicting the behavior of anchored retaining wall systems with sufficient accuracy Science Code : 911 Key Words : Deep excavation, retaining method, finite elements, Plaxis, vertical and horizantal deformation Page Number : 136 Adviser : Doç. Dr. Sami Oğuzhan AKBAŞ

8 viii TEŞEKKÜR Çalışmalarım boyunca desteklerini esirgemeyen ve tecrübelerinden faydalandığım hocam Doç. Dr. Sami Oğuzhan AKBAŞ a ve manevi destekleriyle beni hiçbir zaman yalnız bırakmayan eşim Zeynep KARATAĞ a teşekkürü bir borç bilirim.

9 ix İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... ABSTRACT... TEŞEKKÜR... İÇİNDEKİLER... ÇİZELGELERİN LİSTESİ... iv vi viii ix xii ŞEKİLLERİN LİSTESİ... xiv RESİMLERİN LİSTESİ... xviii HARİTALARIN LİSTESİ... xix SİMGELER VE KISALTMALAR... xx 1. GİRİŞ PROJE'NİN TANITILMASI Proje Genel Bilgileri Genel Jeoloji Arazi Çalışmaları Laboratuvar Çalışmaları MODELLEME Zemin Parametreleri Drenajsız kayma mukavemeti dayanımı (Cu) Efektif içsel sürtünme açısı ( ) Elastisite modülü (E) Possion oranı ( )... 35

10 x Sayfa 3.2. Kazı İksa Modelinin Geometrisi İksa kesiti Zemin Malzeme Modeli Sonlu Eleman Modeli PLAXİS ANALİZLERİ VE DEFORMASYON TAHMİNLERİ I-I Kesiti II-II Kesiti ÖLÇÜMLER Arazi Verileri İklinometre ölçümleri Nivelman PERFORMANS Yatay Deformasyonlar İNK İNK Düşey Deformasyonlar NİV NİV-2 ve NİV Literatürdeki Çalışmalar İle Karşılaştırma HASSASİYET ANALİZİ SONUÇ VE ÖNERİLER KAYNAKLAR

11 xi Sayfa EKLER EK-1 Sondaj Logları Ek-2 Parametrik Analizler Ek-3 Kazık Başlangıç Kotu Düşürülmeden Yapılan Deformasyon Tahminleri Ek-4 Konsolidasyon Deneyleri Sonuçlarından Hareketle Hesaplanan Malzeme Rijitlik Parametresi ÖZGEÇMİŞ

12 xii ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 2.1. SPT-N değerleri Çizelge 2.2. Deney Toplu sonuçları Çizelge 2.3. Çizelge Nolu numune konsolidasyon deney sonuçları (kazı çukurundan alınan numune) Nolu numune konsolidasyon deney sonuçları ( kazı çukurundan alınan numune) Çizelge 2.5. Permabilite deneyi sonuçları Çizelge 3.1. SPT-N Cu ilişkisi Çizelge 3.2. Zemin Profili Çizelge 3.3. SPT-N qu Arasındaki Lineer İlişki (Sivrikaya ve Toğrol, 2002) Çizelge 3.4. Zemin içsel sürtünme açısı Çizelge 3.5. Zemin dayanım parametreleri Çizelge 3.6. Zeminler için tipik elastisite modülü değerleri (Bowles,1996) Çizelge 3.7. Poisson oranı değer aralıkları(bowles,1996) Çizelge 3.8. Düşey ve yatay efektif gerilmelerdeki değişim Çizelge 3.9. Deformasyon şekli (X=48,50,52,59.5, 67 de) Çizelge İlk yükleme sırasında gerilmeye bağlı malzeme rijitlik modülü değerleri (Von Soos, 2002) Çizelge Pekleşen zemin mdeli (HS) karekteristikleri Çizelge ref E 50 ve ref E ur değerleri Çizelge Palxis modeli zemin parametreleri... 50

13 xiii Çizelge Sayfa Çizelge Fore kazık parametreleri.. 51 Çizelge Öngermeli tendon malzemeleri için tipik boyutlar ve karakteristik dayanımları (BS 4486) Çizelge Ankraj serbest bölgesi parametreleri Çizelge Ankraj kökü parametreleri Çizelge 4.1. I-I Kesiti ankraj kuvvetleri(kn) Çizelge 4.2. II-II Kesiti ankraj kuvvetleri(kn) Çizelge 5.1. Nivo okumaları.. 84 Çizelge 5.2. Düşey deformasyonlar 85 Çizelge 6.1. II-II Kesiti düşey deformasyon karşılaştırmaları.. 92 Çizelge 6.2. I-I Kesiti düşey deformasyon karşılaştırmaları Çizelge 6.3. İksa Sisteminin beklenen ve ölçülen performansı Çizelge 7.1. Çizelge 7.2. Eu/cu=450, '=250 ve C'=5/25/15 için deformasyon tahminleri Eu/cu=500, '=300 ve C'=1/1/1 için deformasyon Tahminleri Çizelge 7.3. Eu/cu=300, =250 için II-II kesiti yatay deformasyonu Çizelge 7.4. Çizelge 7.5. Çizelge 7.6 Eu/cu=300, bütün kil tabakalarında c =1 kpa için II-II kesiti yatay deformasyonu =300, bütün kil tabakalarında c =1 kpa için II-II kesiti yatay deformasyonları 108 =250 ve kil-1, kil-2, kil-3 için kohezyon değeri sırasıyla 5,15,25 kpa durumunda II-II kesiti yatay deformasyonları. 109

14 xiv ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. İksa vaziyet planı... 9 Şekil 2.2. Halihazır harita ve yapımı planlanan bina. 9 Şekil 2.3. Sondaj lokasyonları Şekil 2.4. Şekil 2.5. Şekil 2.6. Şekil Nolu Numune Konsolidasyon grafiği (kazı çukurundan alınan numune) Nolu Numune Konsolidasyon grafiği (kazı çukurundan alınan numune) Nolu numunenin yeni yöntemle ön konsolidasyon basıncı (kazı çukurundan alınan numune). 18 2Nolu numunenin yeni yöntemle ön konsolidasyon basıncı (kazı çukurundan alınan numune). 18 Şekil 2.8. Ön konsolidasyon basıncı(sk-1, H=2,0m) Şekil 2.9. Ön konsolidasyon basıncı(sk-4, H=2,5m) Şekil Permabilite deneyi Şekil 3.1. SPT-N Değerlerin derinlikle değişimi Şekil 3.2 Plastisite indisi ile f1 arasındaki ilişki (Stroud,1974) Şekil 3.3. SPT-N q u Arasındaki ilişki (Sivrikaya vetoğrol, 2002) Şekil 3.4. Şekil 3.5. Şekil 3.6. Stroud(1974) tarafından önerilen C u değerlerinin Ankara Kili için doğruluğunun değerlendirilmesi Yaman,2007). 28 Sin( ') ile plastisite indeksi arasındaki ilişki, Kenney(1959) ve Olson (1974) PI ile rezidüel içsel sürtünme açısı ( r) arasındaki ilişki, Kenney(1967)

15 xv Şekil Sayfa Şekil 3.7. Şekil 3.8. Kayma direnci ile plastisite indeksi arasındaki ilişki, Carter&Bentley (1991) Tam yumuşamış içsel sürtünme açısı ile likit limit, kil fraksiyonu ve normal efektif basınç arasındaki ilişki (T., D. Stark ve arkadaşları (2005) Şekil 3.9. f 2 ile plastisite indeksi ( I p ) ilişkisi Stroud(1974).. 33 Şekil E u ile C u arasındaki ilişki (Duncan ve Buchignani 1976) 34 Şekil Taban kabarmasına karşı güvenlik sayısı (Terzaghi). 36 Şekil Şekil Şekil Katı ve çok katı kil zeminlerdeki geriye bağlı duvarlarda basınç dağılımı (Navfac dm7_02 P.106) Kohezyonlu zeminlerde yer alan farklı kök boyundaki ankrajlar için yüzey sürtünmesi değerleri (Ostermayer, 1974) Ankraj verimlilik katsayısının (feff) ankraj boyuna göre değişimi (Barley 1995) Şekil İksa kesiti Şekil Şekil Ankraj boylarının ampirik yaklaşımla belirlenmesi (BS8081, 1989) Standart drenajlı üç eksenli basınç deneyinde Hiperbolik gerilme-şekil değiştirme ilişkisi (Plaxis Manual 2002) Şekil Efektif gerilme İzleri Şekil Plaxis modeli Şekil Sonlu elemanlar ağından oluşan model Şekil I-I İksa kesiti (kuzeydoğu-güneybatı). 57 Şekil II-II İksa kesiti (kuzeybatı-güneydoğu) Şekil 4.1. I-I Kesiti eğilme momenti (knm) Şekil 4.2. I-I Kesiti kesme kuvveti (kn)... 61

16 xvi Şekil Sayfa Şekil 4.3. I-I Kesiti son kazı aşaması sonucu oluşan deformasyonlar 62 Şekil 4.4. I-I Kesiti iksa perdesinde oluşan yanal deplasmanlar 63 Şekil 4.5. Şekil 4.6. I-I Kesitinde iksa gerisindeki zemin yüzeyinde oluşan düşey deformasyonlar I-I Kesitinde iksa gerisindeki zeminin kazı orta noktası seviyesinde oluşan düşey deformasyonlar Şekil 4.7. I-I Kesiti kazı tanındaki kabarmalar Şekil 4.8. Kazıdan hemen önceki düşey efektif gerilme dağılımı Şekil 4.9. Kazıdan tamamlandıktan sonraki düşey efektif gerilme Dağılımı Şekil Kazıdan hemen önceki yatay efektif gerilme dağılımı Şekil Kazıdan tamamlandıktan sonraki yatay efektif gerilme Dağılımı Şekil II-II Kesiti eğilme momenti (knm) Şekil II-II Kesiti kesme kuvveti (knm) Şekil II-II Kesiti son kazı aşaması sonucu oluşan defermasyonlar Şekil II-II Kesiti iksa perdesinde oluşan yanal deplasmanlar 71 Şekil Şekil II-II Kesitinde iksa gerisindeki zemin yüzeyinde oluşan düşey deformasyonlar II-II Kesitinde iksa gerisindeki zeminin kazı orta noktası seviyesinde oluşan düşey deformasyonlar Şekil II-II Kesiti kazı tanındaki kabarmalar Şekil 5.1. İnklinometre aleti Şekil 5.2. Sensörün düşeyden sapması Şekil 5.3. Gözlemsel aletler vaziyet planı

17 xvii Şekil Sayfa Şekil 5.4. İNK-1 Okumaları Şekil 5.5. İNK-3 Okumaları Şekil 5.6. Üçüncü boyutun duvar hareketine etkisi (Bono et al Şekil 6.1. İNK-1 okumaları ile Plaxis tahminleri (3. Kazı aşaması). 88 Şekil 6.2. İNK-1 okumaları ile Plaxis tahminleri (5. kazı aşaması). 89 Şekil 6.3. İNK-3 okumaları ile Plaxis tahminleri (3. Kazı aşaması). 90 Şekil 6.4. İNK-3 Okumaları ile Plaxis tahminleri (5. Kazı aşaması). 91 Şekil 6.5. Kazı aynası gerisinde gözlenen oturmalar (Peck, 1969). 95 Şekil 6.6. Taban kabarmasına karşı güvenlik katsayısı ile duvarın yatay hareketi arasındaki ilişki (Mana ve Clough, 1981). 96 Şekil 6.7. Kazı çukuru gerisindeki zeminlerde oluşan düşey deformasyonların tahmini (Clough ve O Rourke 1990).. 97 Şekil 6.8. Dayanma yapısında oluşan yatay deformasyonların tahmini (Clough ve O Rourke, 1990) Şekil 6.9. Sistem rijitliği & duvar yatay hareketi (Long,2001).. 99 Şekil Su<75 kn/m 2 için Sistem rijitliği & duvar yatay hareketi (Moormann, 2004) Şekil Su 75 kn/m 2 için Sistem rijitliği & duvar yatay hareketi (Moormann, 2004) Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (EI)w ilişkisi Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (H un ) ilişkisi Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (L) ilişkisi Şekil Düşey deformasyonlar ile zemin rijitliği (Es) ilişkisi. 103 Şekil 7.1. Fiziksel sistemden matematik modele geçiş

18 xviii Resim RESİMLERİN LİSTESİ Sayfa Resim 2.1. Sondaj çalışmaları Resim 2.2. Permabiliteye deney numunesi hazırlığı.. 20 Resim 3.1. İlk kazı aşaması Resim 3.2. İlk sıra ankraj deliği açılıyor Resim 3.3. Ankraj halatları. 55 Resim 3.4. Ankraj halatının yerleştirilmesi ve enjeksiyon. 55 Resim 3.5. Ankraj öngerme işlemi yapılıyor Resim 3.6. Son kazı aşamaları (4. ve 5. Aşama) Resim 4.1. Kazık başlangıç kotu Resim 5.1. İnklinomtre okuması Resim 5.2. İnklinomtre okuması (Sensörün boruya yerleştirilmesi) Resim 5.3. İnklinomtre okuması Resim 5.4. Nivo ile düşey deformasyonların okunması 85 Resim 5.5. Nivelman için kullanılan mira. 85

19 xix HARİTALARIN LİSTESİ Harita Sayfa Harita 2.1. İnceleme alanı yer bulduru haritası.. 8 Harita 2.2. Çalışma alanı ve civarının jeolojik haritası. 10

20 xx SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile beraber aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama c u, s u Drenajsız kayma mukavemeti C Zemin kohezyonu δ hm δ vm E E oed E 50 E ur EA EI f eff f G Normalize edilmiş yatay deformasyon Normalize edilmiş düşey deformasyon Zemin elastisite modülü Ödeometrik modül Zemin sekant modülü Boşaltma-geri yükleme modülü Eksenel Rijitlik Eğilme Rijitliği Verimlilik katsayısı Enjeksiyon serbest basınç mukavemeti Efektif zemin içsel sürtünme açısı r cv n h avg LL m m v Rezidüel içsel sürtünme açısı Kritik durum içsel sürtünme açısı Doğal birim hacim ağırlık Düşey destekleme sistemi ortalama aralığı Likit limit Gerilmeye bağlı rijitlik parametresi Hacimsel sıkışma katsayısı p' Gerilme noktası koordinatı, ( ' v + ' h )/2 PL Plastik limit PI Plastisite indeksi q' Gerilme noktası koordinatı, ( ' v - ' h )/2

21 xxi Simgeler Açıklama ult max, Poisson oranı w n Ankraj kökü-zemin arası nihai sürtünme basıncı Maksimum kayma mukavemeti Doğal su muhtevası Kısaltmalar BS FS NAVFAC TS EN Açıklama British Standards Güvenlik katsayısı Naval Facilities Engineering Command Türk standardı olarak onanmış Avrupa normu

22 1 1. GİRİŞ Yapıların dikey yayılımı sonucu oluşan büyük yapı yüklerinin daha derinde yer alan zemin tabakalarına aktarılması zorunluluğu, yoğun yapılaşma ve arsa maliyetlerinin artışı gibi ekonomik nedenler yapılaşmada alternatif alan arayışlarını beraberinde getirmiştir. Fiziksel zorunluluklar ve gelişen teknolojik koşulların sağladığı imkanlar yer altı yapılaşmalarını kolaylaştırmıştır. Bu imkan ve zorunluluklar, gün ışığına ihtiyacın az olduğu ya da duyulmadığı yüksek binaların müştemilat ve teknik hacimleri (otoparklar, teshin merkezleri, sığınaklar, yüzme havuzları, sauna, hamamlar v.b), metro inşaatları ve istasyonları, tüneller alt geçitler gibi bir çok yapının yer altına inşasını sağlamıştır ki bunlar da destekli derin kazıları zorunlu hale getirmiştir. Derin kazılarda dayanma yapısında oluşan yatay hareketler nedeniyle kazı aynasının gerisindeki zeminde oluşan oturmalar çevredeki alt ve üst yapılar için kritik olabilmekte ve civar yapılarda büyük hasarlar oluşturarak yapının kullanılamaz duruma gelmesine sebep olabilmektedir. Son zamanlarda şehir merkezlerimizde yapılan kazılarda yeterli önlem alınmadığı için oluşan göçükler veya kazıdan kaynaklı deformasyonların fazla olması nedeniyle çevredeki yapılarda oluşan hasarlar yazılı ve görsel basında haber konusu olabilmektedir. Kazılardan kaynaklı hasarların engellenebilmesi için kazı aynası dayanma yapısı ve çevresindeki zeminde oluşan hareket ve deformasyonların miktarı ile şeklinin iyi bir şekilde tahmin edilmesi gerekir. Zemin yüzeyinde oluşacak deformasyonlar çevredeki alt ve üst yapılar için izin verilebilir limitler içinde olmalıdır.

23 2 Bütün mühendislik uygulamalarında olduğu gibi zemin yapılarında da gerçekleştirilen tasarım güvenli, ekonomik ve konforlu olmalıdır. Mühendislik bu üç faktör arasında bir optimizasyon sanatıdır. S.S. Gue ve Y.C Tan (1998) bir derin kazının tasarımının beş aşmalı bir disiplinden oluştuğunu belirtmişlerdir. Bunlar sırasıyla şöyledir. 1. Arazi araştırmalarının planlanması ve laboratuar testleri, 2. Bitişik yapıların özellikleri, tolerans limitleri ve değerlendirilmesi, 3. Dayanma yapısı tipinin belirlenmesi, 4. Destekleme yapısının belirlenmesi, 5. Dayanma yapısının dizaynı. Tabiki mühendislik yapıları her ne kadar bir optimizasyon sanatı ise de güvenlik her zaman birinci öncelik olmalıdır. Duvar tipi, arazi ve laboratuar deney sonuçları, yer altı suyu ile kazı etki alanı içindeki yapıların durumuna göre belirlenir. Örneğin, yer altı suyunun olması durumunda yer altı suyunun düşürülüp düşürülemeyeceğine bitişik yapılaşmaların durumu göz önünde bulundurularak karar verilir. Çünkü yer altı suyunun yapılacak kazı nedeniyle düşürülmesi sonucunda efektif gerilmelerdeki artış zemindeki oturmaları önemli ölçüde arttıracaktır. İnşaat süresi, izin verilebilir deformasyon limitleri, dayanma yapısının maliyeti, duvar inşaatı için gerekli teknik ekipmanın temin edilebilmesi imkanları ve diğer teknik gereklilikler duvar tipi ve destekleme yapısı seçiminde önemli kriterlerdir. Yeterli kazı alanının mevcudiyeti duvar tipinin seçiminde önemli bir diğer faktördür. Gelişen teknolojik koşullar ile birlikte iksa sisteminde kullanılan duvar tipi ve destekleme yöntemleri de farklılaşmış ve çeşitlenmiştir. Diyafram duvar, ayrık veya teğet delme kazıklar, enjeksiyon

24 3 duvarı, dondurulmuş duvar, dik yüzeyde sürekli plaklar, palplanş perdeler ve berlin duvarı en sık kullanılan duvar tipleridir. Çevresinde etkilenecek yapı bulunmayan derin kazı dayanma yapılarında göçme parametreleri ve analizi ön plana çıkarken, çevresinde etkilenecek yapıların bulunması durumunda dayanma yapılarında göçmeden önce oluşan deformasyonların miktarı da önemli olmaktadır. Stabilite ve deformasyonlar bir derin kazı destekleme yapısının performansı oluşturan unsurlardır. Dayanma yapılarının performansını etkileyen birçok unsur vardır. D.J. Bentler(1998), literatür kayıtlarına geçmiş kazı vakaları üzerinde yapmış olduğu araştırmalar sonucu performansı etkileyen faktörleri aşağıdaki gibi özetlemiştir. 1. Zemin tipi ve mekanik özellikleri 2. Yapım metodu 3. Yapımda izlenen yol 4. Gerilme geçmişi 5. Yer altı suyu koşulları 6. Destekleme sistemi 7. İnşaat kalitesi 8. Sıcaklık 9. Kazının geometrisi Diğer mühendislik konularında olduğu gibi derin kazıların sonlu elemanlar ile modellenmesi ve davranışlarının analiz edilmesi son zamanlarda çok kullanılan bir yöntem olmuştur. Sonlu elemanlar yöntemi ile birlikte tamamlayıcı bir unsur olarak zemin deformasyonlarının izlenmesi ve ölçülmesi, derin kazılarda zemin davranışının analiz edilmesi ve anlaşılmasına büyük katkı sağlamıştır. Bu sayede parametrik çalışmaların ve hassasiyet analizlerinin yapılması kolaylaşmıştır.

25 4 Derin kazılarda arazi ölçümleri ve dayanma yapılarının izlenmesi kazı güvenliği ve ekonomi açısından çok önemlidir. Doğal süreçler sonucu oluşan bir malzeme olan zeminin mekanik ve fiziksel özellikleri laboratuar ve arazi deneyleri ile ne kadar iyi araştırılsa da her zaman için geoteknik mühendislerine sürpriz yapacak potansiyeldedir. Geoteknik mühendisleri derin kazıların sebep olduğu zemin tepkilerini incelerken, gerek zeminin doğal yapısından gerekse de sonlu elemanlar analizi yönteminden kaynaklı birçok kabul ve varsayım yapmak zorunda kalırlar. Kazı sırasında ve sonrasında zeminde oluşan hareket ve deformasyonların izlenmesi bu kabul ve varsayımları kritize etme ve güncelleme imkanı sağlar ki bu da söz konusu kabul ve varsayımlardaki hatalar nedeniyle oluşacak maddi ve manevi hasarların engellenmesini sağlamış olur. Derin kazılarda dayanma yapısında zeminde oluşan deformasyonları tahmin etmek için sayısal yöntemler sık kullanılan bir metottur. Diğer metotlar ise çeşitli araştırmacılar tarafından ortaya konulan ampirik yaklaşımlar veya benzer koşullar ve yöntemler ile yapılmış olan literatür kayıtlarındaki kazılardan hareketle bir tahminde bulunmaktır. Kazılar nedeniyle zeminde oluşan deformasyonlar ile ilgili ilk ciddi çalışmalardan biri Peck (1969) tarafından yapılmıştır. Peck, gözlemleri sonucu kazı nedeniyle zeminde oluşan deformasyonların miktarı ve etki derinliğinin zemin sınıfı ve işçilik kalitesine bağlı olduğunu ortaya koymuştur. Mana ve Clough (1981), 11 adet kazı üzerinde yaptıkları gözlemler sonucunda kazı derinliğinin yüzdesi olarak maksimum yatay deformasyon miktarını taban kabarmasına karşı güvenlik faktörünün bir fonksiyonu olarak tanımlamışlardır. Mana ve Clough(1981), düşey deformasyonların yatay deformasyonlara oranının (S vmax /S hmax ) 1,0 ile 0,5 arasında olduğunu belrtmişlerdir.

26 5 Clough ve O Rourke (1990), iksa duvarı yanal deformasyonu için yarı ampirik bir yöntem önermişlerdir. Buna göre duvarın yanal deformasyon miktarı taban kabarmasına karşı güvenlik faktörüne ilave olarak sistem rijitliğinin de bir fonksiyonudur. Sistem rijitliği ise duvar eğilme rijitliği ve yatay destekleme aralığına bağlı bir fonksiyondur. Katı ve çok katı killer ile kumlarda yatay ve düşey deformasyon miktarları kazı yüksekliğinin yaklaşık %0,2 i civarındadır. Ancak yeterince sık desteklenmeyen düşük rjitliğe sahip destekleme sistemlerinde deformasyon miktarları %0,7H a kadar da çıkmaktadır. Long (2001), 296 kazı datası üzerinde yapmış olduğu analizde kumlar ve katı killerde kazı yüksekliğine göre normalize edilmiş yatay ve düşey deformasyonların duvar rijitliği ve destekleme sisteminden bağımsız olduğunu göstermiştir. Söz konusu zeminler için normalize edilmiş yatay ve düşey deformasyonlar; δ hm /H=0,05-0,25% ve δ vm /H=0-0,2% olarak gerçekleşmektedir. Moormann (2004) ise 530 adet kazı datası üzerinde yapmış olduğu kapsamlı istatistiksel analizde, yumuşak killerde (c u <75kPa) maksimum duvar deformasyonlarının (δhm) kazı derinliğinin %0.5 ile %1.0 i arasında ve ortalama deformasyon miktarının da %0.87H olduğunu tespit etmiştir. Sistem rijitliği ve zeminin kayma dayanımı arttıkça deformasyon miktarı da azalmaktadır. Çevredeki zeminde oluşan maksimum düşey deformasyonlar ise kazı derinliğinin(h) %1.0 i ile %10 u arasında değişmketedir. Ortalama düşey deformasyon %1.10 dur. Maksimum yüzeysel oturmaların duvara uzaklığı 0.005H tan daha kısa bir mesafededir. Düşey deformasyonların yatay deformasyonlara oranı ise 0,5 ile 1 arasında değişmektedir. Bu çalışmada, Ankara Seyranbağlarında yapılan bir huzurevi inşaatı temel derin kazısına ait iksa sisteminin davranışı incelenmiştir. İkinci bölümde arazi ve laboratuar test sonuçları değerlendirilmiş, üçüncü bölümde arazi ve laboratuar verilerinin yanı sıra literatürdeki çalışmalar ve lokal korelasyonlardan hareketle zeminin mühendislik parametreleri belirlenerek

27 6 iksa sistemi sonlu elemanlar yöntemi ile modellenmiştir. Dördüncü bölümde sonlu elemanlar programı kullanılarak elde edilen deformasyon tahminleri sunulmuştur. Beşinci bölümde araziden elde edilen ölçümler değerlendirilmiştir. Altıncı bölümde arazi okumalarından elde edilen veriler, sonlu eleman analiz sonuçları ve literatürdeki ampirik yöntemlerle hesaplanan deformasyonlar ile karşılaştırılarak duvarın performansı değerlendirilmiştir. Yedinci bölümde ise hassasiyet analizi yapılmıştır.

28 7 2. PROJENİN TANITILMASI 2.1. Proje Genel Bilgileri Bu çalışmada, Sosyal Hizmetler ve Çocuk Esirgeme Kurumu Seyranbağları Yaşlı Bakım ve Rehabilitasyon Merkezi inşaatı derin temel çukuru kazı aynası destekleme sistemi(iksa) konu alınmıştır. Derin kazıda fore kazıklı, çok sıra ankraj destekli iksa sistemi uygulanmıştır. Proje Ankara İli Çankaya İlçesi Seyranbağları mevkii 5704 Ada 21 Parselde yer almaktadır. Proje alanı yer bulduru haritasında gösterilmiştir (Harita 2.1). Yapılacak bina planda 3 bloktan oluşmaktadır. Orta blok; 3 Bodrum + Zemin + 4 normal kattan oluşmakta, orta bloğun iki yanında ise 2 Bodrum + Zemin + 4 normal kattan oluşan 2 blok yer almaktadır. Toplam yapı yüksekliği 33,15 metredir. Bina yaklaşık olarak m² kapalı alana sahip olup temel alanı m 2 dir. Planda binanın bir kısmı eski Seyranbağları Yetiştirme Yurdu ile çakıştığı için mevcut 2 katlı yetiştirme yurdu yıkılarak inşa edilecektir. Kazı alanı siyah kotları 954,30 ile 945,59 arasında değişmektedir. Arazi kuzeybatı-güneydoğu doğrultusunda eğimli olduğu için temel kazı derinliği her cephede farklılık arz etmektedir. Bu nedenle kazı aynası destekleme sistemi, kazı çukurunun sadece kuzeydoğu-güneybatı doğrultusu ile kuzeybatı-güneydoğu yönlerinde öngörülmüştür. Bu cephelerde kazı alt kotu (940,70) ile üst kotu (954,30) arasındaki yükseklik 13,60 metredir. Kuzeydoğu-güneybatı doğrultusundaki kazı aynasının üst kotunun yaklaşık 4 metre gerisinde 5 katlı mevcut huzurevi binası bulunmaktadır. Şekil 2.1 de iksa sistemi vaziyet planı, Şekil 2.2 de ise halihazır harita üzerine aplike edilmiş bina ve iksa sistemi görülmektedir.

29 Harita 2.1. İnceleme alanı yer bulduru haritası 8

30 9 Şekil 2.1. İksa vaziyet planı Şekil 2.2. Halihazır harita ve yapımı planlanan bina

31 Genel Jeoloji Yapılan sondajlar, incelemeler, arazi ve laboratuar çalışmaları neticesinde inceleme alanı ve yakın civarının jeolojisini, kahverenkli, az çakıllı, kumlu, siltli kil biriminin oluşturduğu gözlenmiştir. Bu birimin üzerinde kalınlığı yaklaşık 0,50 metre civarında olan dolgu malzeme mevcuttur. Dolgu zemini az çakıllı, kumlu, siltli kil birimi takip etmektedir. Daha alt tabakalarda ise grovaklardan oluşan kaya birimi mevcuttur. Harita 2.2 de proje alanı ve civarının jeolojik haritası görülmektedir. Harita 2.2. Çalışma alanı ve civarının jeolojik haritası

32 Arazi Çalışmaları Yapıların projelendirileceği sahanın yerel jeolojisinin aydınlatılması, zeminin temel tasarımına esas mühendislik özelliklerinin tespit edilebilmesi ve yer altı suyunun durumunun belirlenmesi amacıyla 2009 yılında bir adet zemin etüt raporu hazırlanmıştır. Bu rapor kapsamında inceleme alanında ayrıntılı gözlemsel çalışmalar ile sondaj çalışmaları yapılmıştır (Resim 2.1). Resim 2.1. Sondaj çalışmaları İnceleme alanında (mevcut çocuk yurdunun bahçesinde) sondaj lokasyonları planından da (Şekil 2.3) görüleceği üzere ilk etapta üç adet sondaj kuyusu açılmıştır. Binanın strüktürünün ve vaziyet planının oluşmasından sonra derin temel kazısı gereksinimi ortaya çıkmış, mevcut huzurevi binasının da kazı aynasına çok yakın olması nedeniyle iksa destekli kazı yapılması zorunlu

33 12 olmuştur. İksa sistemi üst kotunun 954,00 dan başlaması ve açılmış olan sondaj kuyularının (SK-1,2,3 ) üst kotunun da 948,00 olduğu göz önüne alındığında eldeki verilerin iksa sistemiyle güvene alınacak zemini örnekleyemeyeceği düşünülmüştür. Bu amaçla 2011 yılında sondaj lokasyon planında (Şekil 2.3) görülen SK-4 sondaj kuyusu da açılmıştır. Şekil 2.3. Sondaj lokasyonları SK-1 Kuyusunda; 948 kotundan itibaren 7,00 metre derinliğe, SK-2 Kuyusunda 948 kotundan itibaren 13,00 metre derinliğe, SK-3 Kuyusunda 945 kotundan itibaren 11,00 metre derinliğe ve SK-4 Kuyusunda ise 953,00 kotundan itibaren 16,00 metre derinliğe inilmiştir.

34 13 Kuyuların açılması sırasında her 1,50 metrede bir SPT deneyi yapılmıştır. Elde edilen SPT değerleri Çizelge 2.1 de görülmektedir. Çizelge 2.1. SPT-N değerleri Sondaj Derinlik (m) Darbe Sayısı(N) Zemin Cinsi Kuyusu 1,50 19 SK-1 SK-2 SK-3 SK-4 3, , , , , , , , , , , , ,00 R 1, ,00 9 4, , , ,00-10,50, 10,50-12,00, 12, , 13,50-15,00 R 1 CH CH CL CL CH CL, >15,00 ise Grovak 1 R: Refü (N>50)

35 14 Zeminin sınıfları ve mühendislik özelliklerinin belirlenmesi amacıyla örselenmiş ve örselenmemiş numuneler alınmıştır. Açılan sondaj kuyularında yer altı suyuna ise rastlanılmamıştır. Temel kazısı 3. aşamasında (-8,50 de), permabilite ve ödometre deneyi yapmak üzere, standart proktor molduna atölyede alt ve üst başlık yapılarak arazide makine aracılığıyla zemine itilmek suretiyle 3 adet numune alınmıştır Laboratuvar Çalışmaları Araziden alınan örselenmiş ve örselenmemiş numuneler üzerinde zeminin kıvam limitleri (LL, PL, PI), doğal su muhtevası (w n ), doğal birim hacim ağırlık ( n ), dayanım parametreleri ( c, ), oturma karakteristikleri ile diğer mühendislik özelliklerini belirlemek üzere çeşitli laboratuar deneyleri (üç eksenli basınç deneyi (UU), ödometre deneyi, elek analizi, permabilite deneyi) yapılmıştır. Deney sonuçları Çizelge 2.2 de özet olarak verilmiştir. Bu çalışma kapsamında SK-1 ve SK-4 sondaj kuyularından alınan numuneler ile kazı çukuru 9. metresinden alınan iki adet numune üzerinde konsolidasyon deneyi yapılmıştır. Kazı çukurundan alınan numuneler üzerinde yapılan konsolidasyon deney sonuçları Çizelge 2.3 ile Çizelge 2.4 te, bu deneylere ait grafikler ise Grafik 2.4 ve 2.5 te görülmektedir. Numune alımı sırasındaki örselenmeler nedeniyle konsolidasyon grafiğinde ön konsolidasyon basıncının tam olarak ortaya çıkmamıştır. Bu nedenle ön konsolidasyon basıncı, Casagrande yöntemi yerine Yeni yöntem [Şenol, 2004] ile bulunmuştur. Konsolidasyon deneyleri sonucu ön konsolidasyon basıncı yaklaşık 1,85 kgf/cm2 olarak belirlenmiştir (Şekil 2.6, Şekil 2.7, Şekil 2.8, Şekil 2.9).

36 Çizelge 2.2. Deney Toplu sonuçları 15

37 16 Çizelge Nolu numune konsolidasyon deney sonuçları (kazı çukurundan alınan numune) Şekil Nolu Numune Konsolidasyon grafiği (kazı çukurundan alınan numune)

38 17 Çizelge Nolu numune konsolidasyon deney sonuçları (kazı çukurundan alınan numune) Şekil Nolu Numune Konsolidasyon grafiği (kazı çukurundan alınan numune)

39 18 Şekil Nolu numunenin yeni yöntemle ön konsolidasyon basıncı (kazı çukurundan alınan numune) Şekil Nolu numunenin yeni yöntemle ön konsolidasyon basıncı (kazı çukurundan alınan numune)

40 19 Şekil 2.8. Ön konsolidasyon basıncı(sk-1, H=2,0m) Şekil 2.9. Ön konsolidasyon basıncı(sk-4, H=2,5m) Üçüncü kazı aşamasında, proktor moldu ile alınan numuneler (Resim 2.2) üzerinde düşen seviyeli permabilite deneyi yapılmıştır (Şekil 2.10). Permabilite deneyi ile ilgili detay ve sonuçlar Çizelge 2.5 te özetlenmiştir.

41 20 Resim 2.2. Permabiliteye deney numunesi hazırlığı Şekil Permabilite deneyi

42 21 Çizelge 2.5. Permabilite deneyi sonuçları NUMUNE h 1 (cm) h 2 (cm) t (sn) K=(a*L/ (A* t))*ln(h1/h2) K ort (cm/sn) Numune *10 4 1,51268*10-7 Numune *10 4 9,54466* Numune ,11442*10-5 K ort (m/day) 6,4*10-3

43 22 3. MODELLEME 3.1. Zemin Parametreleri İksa duvarı ve zemin, sonlu elemanlar yöntemi (Plaxis programı kullanılarak) ile analiz edilmiştir. Plaxis programında zemin 6 ve 15 düğümlü üçgen sonlu elemanlar ağı şeklinde modellenebilmektedir. Modelde daha hassas sonuçlar elde etmek için 15 düğümlü üçgen elemanlar seçilmiştir. Program, Doğrusal Elastik, Mohr-Coulomb, Pekleşen Zemin, Yumuşak Zemin Modeli, Yumuşak Zemin Sünme Modeli gibi bir çok malzeme modelleme imkanı sunmaktadır. İksa stabilite analizlerinde zeminin elastoplastik davranışını modelleyebilen pekleşen zemin modeli kullanılmıştır. Bu modelde zeminin gerekli mukavemet parametreleri içsel sürtünme açısı (, kohezyonu (c), elastisite modülü (E oed, E 50, E ur ), ve Poisson oranı ( ) dir. Daha önce yapılan çalışmalarda, sert-katı killer içinde yapılacak derin kazıların Plaxis programı ile tasarımında, deplasmanların daha gerçekçi olarak tahmini için zeminin boşaltma durumundaki rijitliğini de hesaba katan, pekleşen zemin modelinin kullanılması önerilmektedir. Pekleşen zemin modeli gibi ileri kırılma modelleri kullanılsa bile sonlu elemanlar yöntemi ile yapılan derin kazı tasarımlarında deplasmanların gerçekçi olarak tahmini ancak gerçekçi elastisite modülü değerlerinin kullanımıyla mümkündür [Çalışan,2009]. Araziden numune alımında yeterli özenin gösterilmemesi sonucu numunede oluşan örselenmeler ve ülkemizdeki zemin araştırmalarında yapılan özensizlikler göz önünde bulundurulduğunda sadece laboratuar verileri ile zemin dayanım parametrelerinin belirlenmesinin doğru olmayacağı açıktır. Laboratuar deneylerinin, ancak arazi deneyleri, literatürdeki korelasyonlar ve

44 23 benzer zemin çalışmalarında yapılan lokal korelasyonlar ile uyumlu olması durumunda kullanılması daha doğru olacaktır. Ankara kili gibi sert aşırı konsolide killerde yapılan kazılarda uzun dönem stabilitesi daha kritik olduğu için yapılacak zemin deneylerinde belirlenecek dayanım parametrelerinin uzun vadeli dayanım parametreleri olması yüklenici firmadan özellikle yazılı olarak istenmesine rağmen yapılan üç eksenli basınç deneylerinin UU olması yukarıdaki paragraflarda konu olan düşüncelerin haklılığını ortaya koymaktadır. Bu nedenle zemin dayanım parametreleri, SPT ye dayalı korelasyonlar, Ankara kilinde daha önce yapılan çalışmalarında kullanılan parametreler ve lokal korelasyonlar dikkate alınarak belirlenmeye çalışılmıştır. İnşaat alanında bina temel tasarımı için üç adet (7m, 11m ve 13m), iksa projesi için 16 metre derinliğinde 1 adet olmak üzere toplam 4 adet zemin sondajı yapılmıştır. Sondaj kuyularından alınan örselenmiş ve örselenmemiş numuneler üzerinde yapılan laboratuvar deneylerinden (UU deneyleri, elek analizleri ve Atterberg limitleri, birim hacim ağırlık) zemin parametreleri ortalama olarak aşağıdaki gibi oluşmuştur: doğal :17,90 kn/m 3 doygun :19,10 kn/m 3 Kohezyon(c u ) :70 kpa, Kum oranı : %15-20, Zemin Sınıfı : CH-CL Çizelge 3.1 de verilen SPT-N C u ilişkisi ve iksa tasarımı için yapılan sondaj kuyusunda ölçülen SPT değerlerinin derinlik ile değişimi (Şeki 3.1) göz önüne alınarak zemin profili Kil- 1, Kil-2, Kil-3 olmak üzere 3 farklı formasyon olarak modellenmiştir (Çizelge 3.2 ).

45 24 Çizelge 3.1. SPT-N C u ilişkisi Cu(kPa) Zeminin SPT-N Kıvamı Tschebotarioff Parcher ve Terzaghi ve (1973) Means (1968) Peck (1967) 2-4 Yumuşak Orta katı Katı Çok katı >30 sert >225 >200 >200 Şekil 3.1. SPT-N Değerlerin derinlikle değişimi

46 25 Çizelge 3.2. Zemin Profili Kil-1 H 4,0m SPT-N ort =10, SPT-N 60 =8 LL=50 PL=22 PI=28 doygun =19,1 kn/m 3 Kil-2 4,0<H 9,0m SPT-N ort =25, SPT-N 60 =19 LL=47 PL=25 PI=22 doygun =19,1 kn/m 3 Kil-3 H>9,0m SPT-N ort >45 SPT-N 60 =34 LL=42 PL=20 PI=22 doygun = 19,1 kn/m Drenajsız kayma mukavemeti dayanımı (C u ) Zemin mekaniğinde, zemin parametreleri laboratuar ve arazi deneyleri olmak üzere başlıca iki ana yöntemle bulunmaktadır. Laboratuvar deneylerinin başlıca sakıncaları; arazi gerilme durumunun yeterince modellenememesi, numunede gerilme boşalması ile numune alınırken, taşınırken ve saklanırken oluşan örselenmelerdir. Bu sakıncalardan dolayı zemin mühendislik parametreleri belirlenirken laboratuar deneylerinin yanı sıra arazi deneylerinin de kullanılması gerekir. Arazi deneylerinden en popüler olanlarının başında SPT ve CPT gelmektedir. Her ne kadar yumuşak ve orta sertlikte killer için

47 26 CPT daha iyi sonuçlar vermekte ise de SPT gerek ülkemizde gerekse de dünyada en yaygın olarak kullanılan arazi deneyidir. Terzaghi ve Peck (1967) in önerileri doğrultusunda Drenajsız kayma mukavemeti (c u ) değerini yaklaşık olarak 6xN arazi (kpa) almak mümkündür. Stroud(1974), hassas olmayan sert killer üzerinde yaptığı UU deneyi sonuçlarından hareketle 3.1 Eşitliğini önermiştir. C u = f1n (3.1) Burada f 1 zemin plastisite indisine(pi) bağlı bir katsayı olup 4,5 7 kpa arasında değişmektedir (Şekil 3.2). f 1 değeri orta plastisiteli killer için yaklaşık 4,5 5 kpa değerini almaktadır. Şekil 3.2. Plastisite indisi ile f1 arasındaki ilişki (Stroud,1974)

48 27 Sivrikaya Ve Toğrol (2002) tarafından Türkiye genelinde 185 arazi verisi (113 adet CH ve 72 adet CL sınıfı zemin) üzerinde yapılan çalışmalar Şekil 3.3 ve Çizelge 3.3 de özetlenmiştir. Çizelge 3.3. SPT-N q u Arasındaki Lineer İlişki (Sivrikaya ve Toğrol, 2002) Zemin Sınıfı CH CL Killer n=113 n=72 n=185 qu=9,70narazi r=0,83 qu=6,70narazi r=0,76 qu=8,65narazi r=0,82 qu=13,63n60 r=0,80 qu=9,85n60 r=0,73 qu=12,38n60 r=0,77 Şekil 3.3. SPT-N q u Arasındaki ilişki (Sivrikaya vetoğrol, 2002) Aynı araştırmacılar tarafından 2007 yılında killi zeminlerden (CH-CL) alınan numuneler üzerinde yapılan serbest basınç (SB), üç eksenli hızlı kesme (KD), ve arazi veyn (AV) deneylerinden elde edilen C u değerleri ile araziden elde edilen SPT-N değerleri arasında lineer regrasyon analizi yapılmıştır. Lineer regrasyon analizi sonucu elde edilen c u =kn arazi ilişkisinde a katsayısı 4,3-5,1 arasında değerler almıştır. Bu durumda arazi SPT-N değerleri için k değeri ortalama 4,70 değerini almaktadır.

49 28 Ankara Metrosu 3. Aşaması (Batıkent-Sincan Metro Hattı) için yapılan arazi ve laboratuar deneylerinde elde edilen C u değerleri ile Stroud (1974) tarafından önerilen C u değerlerinin yaklaşık olarak uyumlu olduğu Şekil 3.4 te görülmektedir (Yaman, 2007). Şekil 3.4. Stroud(1974) tarafından önerilen C u değerlerinin Ankara Kili için doğruluğunun değerlendirilmesi (Yaman,2007) Bu çalışmada drenajsız kayma mukavemeti için için Eş. 3.1 kullanılacak ve f 1 değeri için Stroud(1974) tarafından Şekil 3.2 de verilen ilişkiden yararlanılacaktır. Bu durumda PI=22-28 aralığı için f1 5 kpa olmaktadır (Şekil 3.2). Çizelge 3.2 de tabakalandırılmış olan kil zeminlerin drenajsız kayma mukavemeti değerleri için Eşitlik 3.2 yi kullanılacaktır. C u = 5N (3.2)

50 29 Zeminlerin drenajsız kayma mukavemeti(c u ) değerleri: Kil-1 için C u =5x10=50 kpa, Kil-2 için C u =5x25=125 kpa, Kil-3 için C u =5x45=225 kpa olarak hesaplanır Efektif içsel sürtünme açısı ( ') Literatürde kohezyonlu zeminlerin uzun vadeli dayanım parametrelerinden efektif içsel sürtünme açısı ( d, r veya cv ) ve kilin diğer mühendislik özellikleri arasındaki korelasyonlar ile ilgili çok sayıda çalışma yapılmıştır. Çalışmaların çoğu killi zeminlerin içsel sürtünme açısı ile Atterberg Limitleri(Özellikle Plastisite İndisi) arasındaki ilişki üzerine yoğunlaşmıştır. Şekil 3.5 te Kenney (1959) ve Olson (1974) tarafından Plastisite indisi ve kil mineralinin bir fonksiyonu olarak killerin içsel sürtünme açısı ile ilgili çalışma görülmektedir. Şekil 3.6 ve Şekil 3.7 de ise yine -PI ilişkisi ile ilgili Kenney (1967) ve Carter&Bentley (1991) in çalışmaları görülmektedir. Şekil 3.5. Sin( ') ile plastisite indeksi arasındaki ilişki, Kenney (1959) Olson (1974) ve

51 30 Şekil 3.6. PI ile rezidüel içsel sürtünme açısı ( r ) arasındaki ilişki, Kenney(1967). Şekil 3.7. Kayma direnci ile plastisite indeksi arasındaki ilişki, Carter&Bentley (1991) Stark ve arkadaşları ( 2005) tarafından yapılan araştırmada tam yumuşamış zemin içsel sürtünme açısının efektif normal gerilme, kil fraksiyonu ve likit

52 31 limite bağlı değişimi Şekil 3.8 de görülmektedir. Efektif normal gerilme artarken içsel sürtünme açısı düşmektedir. Aynı zamanda kil fraksiyonu azaldıkça dayanımın arttığı görülmektedir. Şekil 3.8. Tam yumuşamış içsel sürtünme açısı ile likit limit, kil fraksiyonu ve normal efektif basınç arasındaki ilişki (Timothy D. Stark, Hangseok Choi and Sean McCone(2005) Şekil 3.7 de Carter&Bentley tarafından yapılan çalışmaların daha önce Kenney(1967) tarafından yapılan çalışmalar ile uyumlu olduğu görülmektedir (Şekil 3.6). Zeminlerin içsel sürtünme açıları plastisite indeksinden hareketle, Kenny(1967) ve Carter&Bentley(1991) tarafından ortaya konulan çalışmalar doğrultusunda belirlenmiştir. Çizelge 2.2 deki deney sonuçlarında verilmiş olan zemin plastisite indeksi(pi) değerlerinin ortalaması 25 olmaktadır. Buna göre kil zemin efektif içsel sürtünme açısı( Şekil 3.6 da ki verilerden hareketle Çizelge 3.4 deki gibi hesaplanmıştır.

53 32 Çizelge 3.4. Zemin içsel sürtünme açısı (Bkz. Şekil 3.6) PI ort max max =30 0 ) min min =21 0 ) ort 0 ort ) 25 0,577 0,384 0, Ancak mevsim koşulları ve inşaat süresi de düşünülerek kil zeminlerin bir miktar kohezyona sahip olacağı düşünülmektedir. Bu nedenle zemin profiline ait uzun dönem dayanım parametreleri çizelge 3.5 deki gibi tahmin edilmiştir. Kohezyon değerleri, Alt Bölüm de belirlenmiş olan drenajsız kayma mukavemeti değerlerinin yaklaşık %10 u olarak alınmıştır. Çizelge 3.5. Zemin dayanım parametreleri Kil-1 Kil-2 Kil-3 C =5 kpa, =25 0 C =15 kpa, =25 0 C =25 kpa, = Elastisite modülü (E) Killerin elastisite modülü ile drenajsız kayma mukavemeti (C u ) ve arazi deneyleri arasında çok sayıda korelasyon geliştirilmiştir. Stroud(1974) zemin hacimsel sıkışma katsayısı (m v ) ile SPT-N arasındaki ilişki için plastisite indisine ( p ) bağlı olarak 3.3 Eşitliğini önermiştir. 1 = f N m v (3.3) 2 Burada m v nin birimi 1/MPa dır. f 2 katsayısı p ye bağlı olarak Şekil 3.9 da verilmiştir.

54 33 Şekil 3.9. f 2 ile plastisite indisi ( p ) ilişkisi Stroud(1974). Sivrikaya ve Toğrol (2009), plasitisite indeksine (PI) bağlı olarak Stroud(1974) tarafından önerilen hacimsel sıkışma katsayısı (m v ) ile ilgili 3.3 Eşitliğinin kullanılmasının uygun olmayacağını, ancak ön tasarım amaçlı kullanılabileceğini belirtmişlerdir. Duncan ve Buchignani (1976), drenajsız elastisite modülü (E u ) ile drenajsız kayma mukavemeti (C u ) arasında Şekil 3.10 daki ilişkiyi önermiştir. Gerek Duncan ve Buchignani (1976) tarafından önerilen drenajsız elastisite modülü (E u ) ile drenajsız kayma mukavemeti (C u ) arasındaki ilişki ve gerekse de Bowles(1996) tarafından önerilen zemin elastisite modüllerine (Çizelge 3.6) bakıldığında her zemin sınıfına ait zemin elastisite modüllerinin çok büyük aralıklarda değişim gösterdiği görülmektedir. Çünkü zemin elastisite modülleri; zemin izotropisi, doygunluk derecesi, boşluk oranı zemin fraksiyonu (kil-kum yüzdesi), zeminin mineral yapısı gibi birçok değişkene bağlıdır. Bu nedenle zemin elastisite modülleri belirlenirken lokal

55 34 korelasyonlar ve aynı zeminde daha önce yapılan çalışmalarda elde edilen değerlerin kullanılması daha uygun olacaktır. Şekil 3.10 E u ile C u arasındaki ilişki (Duncan ve Buchignani 1976) Çizelge 3.6. Zeminler için tipik elastisite modülü değerleri (Bowles,1996) Zemin Sınıfı Es, MPa Kil Çok yumuşak 2-15 Yumuşak 5-25 Orta katı Sert Çok sert Buzul tili Gevşek Sıkı Çok sıkı Lös Kum Siltli kum 5-20 Gevşek Sıkı Kum-Çakıl Gevşek Sıkı Şist

56 35 Ankara Kilinde daha önce yapılan kazılarda E u /c u = alınabileceği görülmekle beraber emniyetli tarafta kalınmak suretiyle E u /C u oranının 300, E /E u oranı için ise 0,7 kullanılabileceği belirtilmiştir (Çalışan, 2009). Bu durumda zeminin drenajlı elastisite modülleri: Kil-1 :E =0,7*300*50 = kpa, Kil-2 :E =0,7*300*125 = kpa, Kil-3 :E =0,7*300*225 =47 250kPa olarak bulunur Poisson oranı ( ) Bölüm 2 de de anlatıldığı üzere zeminde yer altı su seviyesine rastlanılmamış ve yapılan laboratuar çalışmalarında zemin doygunluk derecesi ortalama %64 tür (Bkz. Çizelge 2.2). Poisson oranı 0,20 alınmıştır (Çizelge 3.7). Çizelge 3.7 Poisson oranı değer aralıkları Bowles, 1996) Zemin Sınıfı / Malzeme µ Doygun kil 0,4-0,5 Doygun olmayan kil 0,1-0,3 Kumlu kil 0,2-0,3 Silt 0,3-0,35 Kum, çakıllı kum 0,3-0,4 Kaya 0,1-0,4 Şist 0,1-0,3 Buz 0,36 Beton 0,15 Çelik 0,33

57 Kazı İksa Modelinin Geometrisi İksa kesiti İksa kesitini modellemek öncelikle elle hesap yapılmak suretiyle ankraj aralığı, halat sayısı ve taban güvenliğine karşı güvenlik katsayısı hesaplanmıştır. Kazı çukuru genişliği(b) 30 metre, zemin doğal birim hacim ağırlığı( n ) 17,90kN/m 3, kazı derinliği ise 13,60 metredir. Ayrıca iksa gerisinde mevcut binadan dolayı da 80 kpa lık bir sürsarj yükü etkitilmiştir. Bu durumda Terzaghi tarafından önerilen ve Şekil 3.11 de detaylandırılan taban kabarmasına karşı güvenlik sayısı FS, Eş. 3.6 dan hesaplanmıştır. Bu eşitlikte N c, taşıma gücü faktörü olup minimum 5,70 değeri alınabilir. Şekil Taban kabarmasına karşı güvenlik sayısı (Terzaghi, 1943) 1 NcCu FS = H 2 C u - 2 B (3.6)

58 37 Fiktif kazı yüksekliği: H=h+q/ 13, ,9 =18,10 m Güvenlik faktörü: 1 5.7x225 FS = =5,60 18, , Navfac(1982), çok katı ve sert killerde yapılan kazılarda, çok sıra ankraj destekli dayanma yapılarında yanal toprak basıncı için için Şekil 3.12 deki dağılımı önermiştir. Burada yanal toprak basınç değeri stabilite katsayısına bağlı olarak(n 0 ) 0,15 h ya da 0,30 h alınmaktadır. H N 0 = C (3.7) Şekil 3.12 de verilen yanal toprak basınç diyagramlarından yararlanılarak yapılan yaklaşık hesapta yatay düzlemde 2,00 metre, düşey düzlemde 2,50 metre olmak üzere, yatayla 15 lik açı yapan ve düşeyde beş sıra düzenlenen ankrajlar için her bir ankrajın yükü; H=18,10 m, C=225 kpa, n =17,9 kn/m 3, Düşeyde ankraj adeti: 5 Yatay düzlemde ankraj aralığı: 2,00 m. H 17,9x18,10 1,44<4 h =0,15 H (Bkz. Şekil 3.12) C 225 N 0 = N 0 = = h =0.15 H =0.15x17,9x18,10=48,60 kpa 48.60x18,10 F = 2x 370 kpa bulunur. 5xcos15 ankraj

59 38 Şekil Katı ve çok katı kil zeminlerdeki geriye bağlı duvarlarda basınç dağılımı (Navfac dm7_02 P.106) Ankraj kök boyu hesabı Ankraj kökünün taşıyabileceği nihai yük aşağıdaki eşitlikle hesaplanabilir. = ult A (3.8) Burada T= Ankraj nihai taşıma kapasitesi, ult = Ankraj kökü zemin arası nihai sürtünme basıncı, A= Kök sürtünme yüzeyidir. Ankraj kök çapı=d ve ankraj kök boyu= L= olmak üzere : A= dl (3.9) Bu durumda nihai taşıma kapasitesi; = ult dl (3.10) Ancak Ostermayer (1974) tarafından yapılan çalışmalarda ankraj kökü ile zemin arasında oluşan sürtünme kuvvetinin ankraj kökünün belli bir uzunluğu üzerinde mobilize olduğu, bu uzunluktan daha uzun bir kök boyunun ankraj

60 39 taşıma kapasitesini arttırmadığı görülmüştür. Killi zeminlerdeki zemin ankrajlarının kök taşıma kapasitesi ile ilgili Ostermayer(1974) tarafından yapılan çalışmalar şekil 3.13 te özetlenmiştir. Bu çalışmada optimum kök boyunun 8,0 metre olduğu belirlenmiştir. Şekil Kohezyonlu zeminlerde yer alan farklı kök boyundaki ankrajlar için yüzey sürtünmesi değerleri (Ostermayer, 1974)

61 40 Barley(1995) ve Barley and Windsor( 2000) ankraj nihai taşıma kapasitesi için aşağıdaki eşitliği önermişlerdir. = f eff ult dl (3.11) Burada f eff verimlilik katsayısı olup sekiz farklı sahada, farklı zemin türlerindeki (kil, kumlu kil, siltli kil, taşlaşmış kil ve buzul tili) zemin ankrajlarının göçme yüküne kadar yüklenmesi sonucu elde edilen verilerde aşağıdaki korelasyon bulunmuştur. f eff =1.6L -0,57 (3.12) Şekil Ankraj verimlilik katsayısının (f eff ) ankraj boyuna göre değişimi (Barley 1995) Zemin özellikleri ve Ostermayer tarafından önerilen nihai yüzey sürtünme değerleri doğrultusunda, d=15 cm çapında, 8,00 metre kök boyuna sahip ankraj için ult =150 kpa alınmıştır. Her bir ankraj için nihai kök taşıma kapasitesi: ult = π*d*l=150*3,14*0,15*8=565 kpa bulunmuştur. Yatayla 15 0 yapan ankrajın kapasitesi ise;

62 41 F ankraj =565*cos15 0 =545 kpa olur. İlk Sıra ankraj dışındaki ankraj köklerinin kil-3 tabakasında olduğu göz önüne alındığında ult = (2/3)*c u yaklaşımı ile de =150 kpa olmaktadır ki buda Ostermayer tarafından ortaya konulan veriler ile uyum sağlamaktadır. Buna göre kök taşıma kapasitesi için güvenlik katsayısı: Fs=545/370=1,47 Bu veriler doğrultusunda iksa kesiti Şekil 3.15 deki gibi tasarlanmıştır. Ankraj serbest bölgesinin boyu, ankraj kök bölgesinin BS8081 tarafından tanımlanan potansiyel göçme zonunun (Şekil 3.16) dışında yer alacak şekilde yerleştirilmesi ile bulunmuştur. Fore kazık çapları ise tipik olarak 65 cm öngörülmüştür. Şekil İksa kesiti

63 42 Şekil Ankraj boylarının ampirik yaklaşımla belirlenmesi (BS8081, 1989) 3.3. Zemin Malzeme Modeli Geoteknik mühendisliği problemlerinin sonlu elemanlar yöntemi kullanılarak doğru bir şekilde analiz edilebilmesi için zeminin lineer olmayan, zamana bağlı davranışının dikkate alınması gerekir. Bu amaçla zeminlerde gerilme ile şekil değiştirme ilişkisini ortaya koyan bir çok zemin modeli geliştirilmiştir. Zemin mekaniğinde uygun zemin modelinin seçilmesi zemin yapılarının analizinde son derece önemlidir. Zemin mekaniğinde en yaygın kullanılan zemin modeli Mohr-Cloumb modelidir ki bu modelde maksimum kayma gerilmesi ( max ); kohezyon (c ), içsel sürtünme açısı ( ) ve normal gerilmenin( ) bir fonksiyonudur. max =c + tan (3.13) Plaxis programında Mohr-Cloumb modeli (MC), Pekleşen Zemin modeli (Hardening Soil Model-HS), Yumuşak Zemin Modeli (Soft Soil Creep Model-

64 43 SSC), Doğrusal Elastik Model gibi birden fazla malzeme davranış modeli tanımlama imkanı vardır. Zemin özellikleri ve inşa edilecek yapı tipine bağlı olarak malzeme modelinin seçilmesi en iyi sonucu verecektir. Drenajlı şartlarda bazı stabilite analizi problemlerinde MC modeli yeterince iyi sonuçlar vermektedir. Ancak göçme öncesi zeminin Hooke yasasına uygun olarak doğrusal elastik bir davranış sergilediği varsayımı nedeniyle göçmeden önceki davranış özelliklerinin modellenmesinde yeterince başarılı değildir. Özellikle de çok farklı ve değişik gerilme izlerinin oluştuğu koşullarda gerçekçi sonuçlar vermeyecektir. Pekleşen zemin modeli, farklı tiplerdeki ( kil, kum silt ) yumuşak ve sert zeminlerin davranışını modellemek için geliştirilmiş bir zemin modelidir (Schanz, 1998). HS model, drenajlı üç eksenli basınç deneyinde gözlenen eksenel deformasyon deviatorik gerilme ilişkisinin yaklaşık hiperbol şeklinde olması esasına dayanır (Şekil 3.17). Bu ilişki ilk olarak Kondner (1963) tarafından formüle edilmiştir. Daha sonra Duncan ve Chang (1970) tarafından geliştirilerek hiperbolik zemin modeli olarak adlandırılmıştır. Pekleşen Zemin modeli ise aralarında bazı farklılıklar olmakla beraber zamanla Hiperbolik modelin yerini almıştır. Şekil Standart drenajlı üç eksenli basınç deneyinde hiperbolik gerilmeşekil değiştirme ilişkisi (Plaxis Manual 2002)

65 44 MC modelinde olduğu gibi HS modelinde de zemin elasto-plastik olarak modellenir. Ancak HS modelinde MC modelinden farklı olarak zeminin geri boşaltma parametreleri de hesaba katılır. Derin kazılarda kazı aynası gerisinde zeminin her noktasında farklı yük durumları ve gerilme izleri oluşmaktadır. Bazı noktalarda efektif gerilmeler azalırken diğer bazı noktalarda da gerilmeler artmaktadır. Bu nedenle derin kazıların gerilme seviyesine bağlı rijitlik modülü ön gören Pekleşen Zemin Modeli (HS) ile modellenmesi MC modeline göre daha gerçekçi olacaktır. Bu nedenle yapılan nümerik analizde zemin malzeme modeli olarak HS kullanılmıştır. Oluşturulan nümerik modelin (Bkz. alt bölüm 3.4) Plaxis programı ile yapılan analizinde; yatay düzlemde kazı aynasının 0(X=48) ve 2(X=50) metre kadar gerisinde, komşu binanın her iki ucunda ve orta noktasında(x=52, 59.5, 67) olmak üzere toplam 5 noktada, kazı orta kotu(düşey düzlemde) seviyesinde, üç farklı kazı aşamasında oluşan düşey ve yatay efektif gerilmeler Çizelge 3.8 de yer almaktadır. Çizelge 3.8. Düşey ve yatay efektif gerilmelerdeki değişim Çizelge 3.8 deki veriler doğrultusunda oluşan efektif gerilme izleri Şekil 3.18 de görülmektedir. Efektif gerilme izlerinden de anlaşılacağı gibi kazı

66 45 nedeniyle iksa sisteminin gerisindeki zeminde oluşan gerilme izleri ve bu gerilme izlerine bağlı olarak oluşan deformasyonlar her noktada farklılık göstermektedir ki buda derin kazı deformasyon analizlerinde MC malzeme modeli yerine HS malzeme modelinin seçilmesinin daha doğru olacağını göstermektedir. İksa sisteminin hemen gerisinde kazı orta kotu seviyesinde (modeldeki X=48,Y=32 noktası) p azalırken, q artmaktadır. Bu noktada iksa sisteminin ileri doğru hareketi nedeniyle zeminde yanal rahatlama oluşmakta ( h azalıyor) ve yanal uzama şeklinde deformasyon oluşmaktadır. Bu noktalardaki zeminlerde oluşan deformasyon çeşitleri Çizelge 3.9 da yer almaktadır. Şekil Efektif gerilme İzleri

67 46 Çizelge 3.9. Deformasyon şekli (X=48,50,52,59.5, 67 de) Nokta P Q Deformasyon X=48,Y=32 Yanal uzama X=50,Y=32 Eksenel uzama& Yanal uzama X=52,Y=32 Yanal uzama X=59.5,Y=32 Eksenel sıkışma X=67,Y=32 Yanal uzama& Eksenel sıkışma Pekleşen zemin modelinde E 50 Eşitlik 3.14 de verilen, birincil yükleme sırasındaki gerilmeye bağlı rijitlik modülüdür. ' ref c * cos - σ3sin E 50 =E50 ( ) ref c * cos +σ sin m (3.14) Plaxiste ödometrik deformasyon modülü (E oed ) için ise aynı şekilde gerime seviyesine bağlı olarak Eşitlik 3.15 önerilmektedir. E oed = E ref oed σ ( ) σ ' 1 ' ref m (3.15) Şekil 3.17 deki boşaltma-geri yükleme modülü (E ur ) için 3.16 Eşitliği önerilmektedir. Plaxis te boşaltma-geri yükleme modülü ile malzeme sekant modülü arasında ise 3.17 Eşitliğindeki bağıntı kullanılmaktadır. E c cos - σ sin ( ) c cos +σ sin ' ref * 3 ur = Eur ref * m (3.16) ref ref E 3E (3.17) ur 50 Eş. 3.14, Eş ve Eş daki gerilmeye bağlı rijitlik parametresi (m) sıkı kumlar için 0,5 ve yumuşak killi zeminler için 1,0 olmak üzere 0,5-1,0 aralığında değerler almaktadır. Farklı zemin türleri için önerilen rijitlik parametresi (m) değerleri Çizelge 3.10 da görülmektedir.

68 47 Çizelge İlk yükleme sırasında gerilmeye bağlı malzeme rijitlik modülü değerleri (Von Soos, 2002) İlk yükleme durumundaki normal konsolide zeminler sat Porosity,n % ref E oed (MPa) (kn/m 3 ) Çok sıkı kuvars kumu ,60 Çok gevşek kuvars kumu ,60 Silt (w L =0,2 için) ,75 Kil (w L =0,6 için) ,00 Pekleşen zemin malzeme modeli karakteristik parametreleri çizelge 3.11 de yer almaktadır. m Çizelge Pekleşen zemin mdeli (HS) karekteristikleri Göçme Parametreleri (Mohr-Coulomb da olduğu gibi); c' : Efektif kohezyon ' : Efektif içsel sürtünme açısı : Dilatans açısı Rijitlik Parametreleri; ref E 50 : ref E oed : ref E ur : m : Referans basınç değerindeki üç eksenli yükleme rijitlik modülü (Bkz. Şekil 3.17) Referans basınç değerindeki ödometre yükleme rijitlik modülü ref ref E E (Schanz, 1998) oed 50 Referans basınç değerindeki üç eksenli deney boşaltma-yükleme rijitlik modülü ref ref Eur 3E 50 (Plaxis-material models maual) Gerilmeye bağlı rijitlik parametresi. m=0,5-1,0 (Von Soos,1980) İleri düzey malzeme parametreleri; P ref : Referans basınç değeri (100 kn/m 2 ) K 0 NC : Normal konsolide durum için sükunetteki toprak basıncı katsayısı R f : Göçme oranı (q f / q a ; Bkz. Şekil 3.17 ) ur : Yükleme boşaltma için poisson oranı C increment : Derinlikle kohezyon artışıdır.

69 Sonlu Eleman Modeli Kazı yapılacak zemin, arazi verileri, literatür taramaları ve daha önce yapılan lokal çalışmalar doğrultusunda üç farklı zemin tabakası halinde 30 metre yüksekliğinde ve 72 metre genişliğinde modellenmiştir(şekil 3.19). İksa perdesi için yatay düzlemde merkezden merkeze 100cm aralıklı 65 cm çapında fore kazıklar kullanılmıştır. Ankrajlar noktadan noktaya bağlı sadece eksenel rijitliği olan elemanlar olarak, ankraj kök bölgesi de sadece eksenel rijitliği olan geotekstil malzeme olarak modellenmiştir. Fore kazıklar ise hem eğilme, hemde eksenel rijitliği olan kiriş elemanlar olarak modellenmiştir. 30X72 metre boyutlarındaki modelin sınır şartları ise tabanda tam sabitlik, kenarlarda ise düşeyde kayar mesnet şeklinde oluşturulmuştur. Mevcut binanın yükü ise kazık arkasındaki zemin yüzüne sürşarj yükü olarak etkitilmiştir. Şekil Plaxis modeli

70 49 Zemin parametreleri Pekleşen zemin modeline ait deformasyon modülleri, her zemin tabakasının orta noktasındaki yatay efektif gerilmenin hesaplanmasından sonra Eş. 3.14, ve Eş den hesaplanmıştır(çizelge 3.12). Düşey efektif gerilmeler hesaplanırken mevcut binadan kaynaklanan 80 kpa sürşarj yükünün etkisi de ilave edilmiştir. Model oluşturulurken kullanılan zemin parametreleri Çizelge 3.13 te özetlenmiştir. Mohr-Coulomb (MC) modelinde de kullanılan göçme parametreleri (c', ' ) ile zemin deformasyon modülü değerleri arazi deneyleri, literatürdeki korelasyonlar ve lokal deneyimlerden hareketle Altbölüm 3.1 de tahmin edilmiştir. ref ref Çizelge E 50, E 50 ve Eur değerleri Eu/Cu: 300 E'/Cu: 210 Zemin Parametre Kil-1 Kil-2 Kil-3 Hort(m) 2 6,5 11,3 n (kn/m3) 17,9 17,9 17,9 q(kn/m) (kPa) K0 0,577 0,577 0, E C ' Cos 0,906 0,906 0,906 Sin 0,423 0,423 0,423 m 0,58 0,58 0,58 ref E ref E ur Konsolidasyon deneylerinde elde edilen deformasyon modülü ve gerilme değerlerinin Eş te kullanılması sonucu yapılan deneme yanılmada gerilmeye bağlı zemin rijitlik parametresinin(m) 0,55-0,60 aralığında

71 50 alınabileceği görülmüştür (Ek 4). Bu nedenle Plaxis modelinde m değeri ortalama olarak 0,58 alınmıştır. Çizelge Palxis modeli zemin parametreleri Parametre Sembol Kil-1 Kil-2 Kil-3 Birim Malzeme modeli Model HS HS HS - Davranış - Drenajlı Drenajlı Drenajlı - Efektif içsel sürtünme açısı (Çizelge 3.5) Efektif kohezyon (Çizelge 3.5) ' [ ] C [kn/m²] Dilatans açısı [ ] Doygun olmayan birim hacim ağırlık Doygun birim hacim ağırlık n 17,9 17,9 17,9 [kn/m³] d 19,1 19,1 19,1 [kn/m³] Yatay permabilite k x 6,4*10-3 6,4*10-3 6,4*10-3 m/gün Düşey permabilite k y 6,4*10-3 6,4*10-3 6,4*10-3 m/gün Sekant elastisite E [kn/m²] 50 modülü (Çizelge 3.9) Referans gerilmede elastisite modülü (Çizelge 3.12) Odeometrik modül ref E E ref oed 50 (Schanz, 1998) Boşaltma-Yükleme ref Modülü E 3E ref ur 50 (Plaxis V.8 Manuel) Malzeme rijitlik parametresi ref E [kn/m²] 50 ref E [kn/m²] oed ref E [kn/m²] ur m 0,58 0,58 0,58 -

72 51 Çizelge 3.13.(Devam) Palxis modeli zemin parametreleri Poisson oranı (Çizelge 3.7) Referans Basınç P ref [kn/m²] Göçme oranı R f 0,90 0,90 0,90 - Fore kazık parametreleri İksa perdesi; yatayda merkezden merkeze 100 cm mesafede, 65 cm çapında C25 betonundan oluşturulmuştur. E= MPa (TS 500) 2 2 A = D / 4 = x0,65 / 4 = 0,332 m = D / 64 x0,65 / 64 8,76x10-3 m 4 EA=0,332x =9,95x10 6 kn/m E = x8,76x10-3 = 2,63x10 5 knm² w=2,4x9,81x( D 2 / 4 )x1=7,80 kn d = 12 E EA =0,563 Çizelge Fore kazık parametreleri Parametre Sembol Değeri Birimi Davranış tipi Elastik - - Eksenel Rijitlik EA 9,950E+06 kn/m Eğilme Rijitliği E 2,63E+05 knm² / m Eşdeğer Kalınlık d 0,563 m Ağırlık w 7,80 kn/m / m Poisson Oranı 0,15 - Ankraj serbest bölgesi (tendon) parametreleri Öngermeli ankrajlarda, 0.6 (15.2 mm) çapında yüksek mukavemetli 7 telli halatlar kullanılmıştır. Bu ankrajların karakteristik değerleri Çizelge 3.15 te verilmiştir.

73 52 Çizelge 3.15.Öngermeli tendon malzemeleri için tipik boyutlar ve karakteristik Çelik cinsi Alaşımsız çelik dayanımları (BS 4486) Çap Spesifik Dayanım Alan (mm) (kn) (mm 2 ) Tel 7 60, telli örgü tel 12, , , Alt bölüm de yatayda 2 metre ara ile düzenlenmek üzere düşey düzlemde 5 sıra ankraj için her bir ankrajın taşıması gerekli yük 370 kn olarak hesaplanmıştır. Çizelge 3.15 te seçilen ankrajın maksimum taşıma kapasitesi 232 kn dur. BS 8081 de geçici ankrajlarda tendon için güvenlik sayısı (FS) 1,60 ön görülmüştür. Her bir ankraj için gerekli halat sayısı; Halat sayısı= 370 / cos / 1,60 3 olur. BS 4486 ve BS 5895 te ön germeli tendonlar için elastisite modülü 200 kn/mm 2 öngörülmüştür. Her biri 3 halattan oluşan ankrajların eksenel deformasyon rijitliği ise; EA=3x139*200=83400 kn dur. Çizelge Ankraj serbest bölgesi parametreleri Parametre Sembol Değeri Birimi Davranış tipi Elastik - - Eksenel Rijitlik EA kn Yatayda ankraj mesafeleri L s 2,00 m

74 53 Ankraj kök bölgesi(geotekstil) parametreleri Melegary ve Garassino (1997), killi zeminler içinde yapılan çimento-su karışımı enjeksiyonların serbest basınç mukavemetinin 1,5-2,5 MPa civarında olduğunu belirtmişlerdir. Enjeksiyon elastisite modülü ise aşağıdaki eşitlik ile bulunabilir (Seed ve İdris, 1971). Eşitlikteki f G, grout serbest basınç mukavemetidir. E = 4730 fg MPa (3.18) Modelde ankraj kök çapları (d) 15 cm olarak öngörüldüğünden su-çimento karışımından oluşan ankraj kök bölgesinin elastisite modülü; E = = kpa. Kök bölgesinin eksenel deformasyon rijitliği ise; x 2 EA = (0,15) / 4 =1,18x10 5 kn/m hesaplanır. Çizelge Ankraj kökü parametreleri Parametre Sembol Değeri Birimi Davranış tipi Elastik - - Eksenel Rijitlik EA 1,18E+05 kn /m Kullanılan sonlu eleman programının avantajlarından biri de zemin yapılarının aşamalı olarak inşa edilmesine imkan vermesi ve her aşama için bir süre tanımlama imkanı vermesidir. Ankrajlı iksa sistemi 12 farklı inşa aşaması halinde tasarlanarak analiz edilmiş ve iksa imalatı da tasarım aşamalarına göre ikmal edilmiştir. 1. Aşama :Mevcut bina sürşarj yükü etkitilmiştir. Ayrıca bu aşamada bina yükünden dolayı oluşan deformasyonlar sıfırlanmak suretiyle

75 54 kazıdan kaynaklı oluşacak deformasyonların fazla hesaplanmasının önüne geçilmiştir. 2. Aşama :Kazıklar çakılmıştır. 3. Aşama :1. Sıra Ankrajların 1 m. altına kadar kazı yapılmıştır. 4. Aşama :1. Sıra ankrajlar yerleştirilmiş ve öngerme kuvvetleri verilmiştir. 5. Aşama :2. Sıra ankrajların 1 m. altına kadar kazı yapılmıştır. 6. Aşama :2. Sıra ankrajlar yerleştirilmiş ve öngerme kuvvetleri verilmiştir. 7. Aşama :3. Sıra ankrajların 1 m. altına kadar kazı yapılmıştır. 8. Aşama :3. Sıra ankrajlar yerleştirilmiş ve öngerme kuvvetleri verilmiştir. 9. Aşama :4. Sıra ankrajların 1 m. altına kadar kazı yapılmıştır. 10. Aşama :4. Sıra ankrajlar yerleştirilmiş ve öngerme kuvvetleri verilmiştir. 11. Aşama :5. Sıra ankrajların 0.60 m. altına kadar kazı yapılmıştır. 12. Aşama :5. Sıra ankrajlar yerleştirilmiş ve öngerme kuvvetleri verilmiştir. Aşağıda iksa inşaat aşamalarına ait fotoğraflar görülmektedir. Resim 3.1. İlk kazı aşaması

76 55 Resim 3.2. İlk sıra ankraj deliği açılıyor Resim 3.3. Ankraj halatları Resim 3.4. Ankraj halatının yerleştirilmesi ve enjeksiyon Resim 3.5. Ankraj öngerme işlemi yapılıyor

77 56 Resim 3.6. Son kazı aşamaları (4. ve 5. Aşama) Model, her biri 15 noktadan oluşan toplam 1163 adet iki boyutlu üçgen elemanlardan müteşekkil sonlu elemanlar ağından oluşmaktadır (Şekil 3.20). Şekil Sonlu elemanlar ağından oluşan model Ankraj kök bölgesi ile kazık uç ve çevresinde daha hassas sonuçlar elde etmek amacıyla buradaki sonlu elemanlar daha küçük boyutlu ve daha sık oluşturulmuştur.

78 57 Mevcut bina sadece kuzeydoğu-güneybatı doğrultusundaki iksa perdesinin gerisinde yer almaktadır. Bu nedenle sürşaj yüklü (I-I Kesiti) ve sürşarj yüksüz (II-II Kesiti) olmak üzere iki adet iksa kesit analizi yapılmıştır (Şekil 3.21 ve Şekil 3.22). Şekil I-I İksa kesiti (kuzeydoğu-güneybatı) Şekil II-II İksa kesiti (kuzeybatı-güneydoğu)

79 58 4. PLAXİS ANALİZLERİ VE DEFORMASYON TAHMİNLERİ İnceleme konusu arsada arazi eğimli bir yapıya sahip olduğu için, sadece temel kalıp planının iki tarafında iksa yapılması öngörülmüştür. Kuzeydoğugüneybatı doğrultusunda yer alan, yatay düzlemde 4 metre gerisinde beş katlı eski huzurevi binasının yer aldığı iksa kesiti(i-i) ve kuzeybatı-güneydoğu doğrultusunda yer alan iksa kesiti(ii-ii) olmak üzere iki farklı kesit nümerik olarak modellenmiştir I-I kesiti Bu kesitte iksadan dört metre geride yer alan beş katlı bina yükünden dolayı zemin 80 kpa lık bir sürşarj yükü ile yüklenmiştir. Bina çok eski bir yapı olduğu için şürşarj yükünden kaynaklı düşey deformasyonlar (oturmalar) numerik analiz aşamasında sıfırlanmıştır. Böylece iksa gerisindeki zeminde sadece kazıdan kaynaklı düşey deformasyonlar tahmin edilmeye çalışılmıştır. Bu kesitte iksa duvarı merkezden merkeze 1,00 metre ara ile 65 cm çapında 16,50 metre yüksekliğinde fore kazıklardan oluşturulmuştur. Ayrıca yatayda 2,00 metre ve düşeyde de 2,50 metre ara ile 0,6 inçlik 3 halatlı ve yatayla 15 açı yapan öngermeli zemin ankrajları ile desteklenmiştir. Her bir ankraja Alt Bölüm de hesaplanmış olan 370 kn luk öngerme kuvveti uygulanmıştır. İksa duvarının gerisindeki mevcut binadan dolayı dayanma yapısında stabilite probleminden ziyade deformasyonlar ağırlık kazanmıştır. İksa ile mevcut bina arası ilk olarak 2,00 metre olacak şekilde planlanmış ancak iksa duvarı gerisindeki düşey deformasyonların mertebesinin binadaki oturmalar açısından kritik sınırlara yakın olması nedeniyle dayanma yapısı; 1) 2,00 metre kadar daha ötelenerek yatayda mevcut binaya 4,00 metre mesafede planlanmış, 2) Zemin yüzeyi 1,00 metre kadar kazıldıktan sonra kazık imalatına geçilmek suretiyle hem kazık ucunun zemin içinde kalan kısmı

80 59 uzatılmış, hem de kazı alt kotu ile en alt sıradaki ankraj arasındaki mesafe kısaltılmıştır (Fotoğraf 4.1). Böylece kazıkta oluşacak yatay deformasyonlar ve iksa gerisindeki zeminde oluşacak düşey deformasyonlar yaklaşık olarak %25-30 civarında azaltılmıştır(bkz. Ek 3). II-II kesiti deformasyonlarındaki göreli azalma, I-I kesitinden daha fazla gerçekleşmiştir. Deformasyonlardaki bu azalma 6. Bölümde değinilen Yoo(2008) un çalışmalarına paralellik arz etmektedir. Resim 4.1. Kazık başlangıç kotu I-I kesiti için Plaxis ile yapılan sonlu elemanlar analizi sonucunda en düşük ankraj kuvveti 5. sıradaki 185 kn luk kuvvet olmuştur (Çizelge 4.1). En yüksek ankraj kuvveti 3. sıra ankrajlar için hesaplanmış olan 215 kn dur. El ile yapılan hesaplamalarda bu değer 185 kn olarak tahmin edilmişti. Çizelge 4.1 I-I Kesiti ankraj kuvvetleri(kn)

81 60 Çizelge 4.1(Devam) I-I Kesiti ankraj kuvvetleri(kn) Kazık perdesinde oluşan maksimum eğilme momenti 232 knm, maksimum kesme kuvveti ise 154 kn olmuştur. Şekil 4.1. I-I Kesiti eğilme momenti (knm)

82 61 Şekil 4.2. I-I Kesiti kesme kuvveti (kn) I-I Kesitinde son kazı aşamasından sonra maksimum deplasman 49 mm olurken, kazık yanal deplasmanı 30 mm ve iksa gerisindeki zemin yüzeyinde maksimum düşey deformasyon 20 mm oluşmuştur. Kazı tabanındaki maksimum kabarma miktarı ise 31 mm dir.

83 62

84 Şekil 4.4. I-I Kesiti iksa perdesinde oluşan yanal deplasmanlar 63

85 64 Şekil 4.5. I-I Kesitinde iksa gerisindeki zemin yüzeyinde oluşan düşey deformasyonlar (U ymax =19,45 mm) Şekil 4.6. I-I Kesitinde iksa gerisindeki zeminin kazı orta noktası seviyesinde oluşan düşey deformasyonlar (U ymax =17,55 mm) Şekil 4.7. I-I Kesiti kazı tanındaki kabarmalar (U ymax = 30,82 mm)

86 65 Kesitte kazıdan önce ve kazıdan sonra oluşan yatay ve düşey efektif gerilme dağılımları ise aşağıdaki şekillerde görülmektedir. Şekil 4.8. Kazıdan hemen önceki düşey efektif gerilme dağılımı Şekil 4.9. Kazıdan tamamlandıktan sonraki düşey efektif gerilme dağılımı

87 66 Şekil Kazıdan hemen önceki yatay efektif gerilme dağılımı Şekil Kazıdan tamamlandıktan sonraki yatay efektif gerilme dağılımı

88 II-II kesiti Bu kesitteki iksa sistemi de I-I kesitindeki gibi dizayn edilmiş ve aynı zemin parametreleri kullanılmıştır. Ancak bu kesitte iksa duvarı gerisinde bina olmadığı için zemin yüzeyindeki sürşarj yükü kaldırılarak analiz yapılmıştır. Bu kesit için Plaxis ile yapılan sonlu elemanlar analizi sonucunda en düşük ankraj kuvveti 1. sıradaki 177 kn luk kuvvet olmuştur. En yüksek ankraj kuvveti 3. sıra ankrajlar için hesaplanmış olan 193 kn dur (Çizelge 4.2). Çizelge 4.2. II-II Kesiti ankraj kuvvetleri(kn) Kazık kesitinde oluşan maksimum eğilme momenti 143 knm ve maksimum kesme kuvveti ise 140 kn olmuştur. Bu değerler I-I kesitinde sırasıyla 232 knm ve 154 kn hesaplanmıştır.

89 Şekil II-II Kesiti eğilme momenti (knm) 68

90 69 Şekil II-II Kesiti kesme kuvveti (knm) Bu kesitte kazı sonucu oluşan toplam deplasmanlar 26 mm olurken, kazık yanal deplasmanı 11 mm ve iksa gerisindeki zemin yüzeyinde oluşan maksimum düşey deformasyon ise 7mm oluşmuştur. Kazı tanındaki maksimum kabarma 26 mm dir.

91 70

92 Şekil II-II Kesiti iksa perdesinde oluşan yanal deplasmanlar 71

93 72 Şekil II-II Kesitinde iksa gerisindeki zemin yüzeyinde oluşan düşey deformasyonlar (U ymax =6,60 mm) Şekil II-II Kesitinde iksa gerisindeki zeminin kazı orta noktası seviyesinde oluşan düşey deformasyonlar (U ymax =4,33 mm) Şekil II-II Kesiti kazı tanındaki kabarmalar (U ymax = 26,11mm)

94 73 5. ÖLÇÜMLER Numerik analizde zemin tabakaları kendi içinde homojen ve izotrop olarak kabul edilmiştir. Ancak doğal bir malzeme olan zemin doğal süreçler sonucu oluştuğu ve farklı gerilme geçmişlerine sahip olduğu için ne homojen ne de izotroptur. Zemin özelliklerini her doğrultuda gerçeğe yakın modelleyebilmek için önemli ölçüde arazi ve laboratuar çalışması yapmak gerekir ki bu da çoğu zaman ekonomik olmayacaktır. Bu nedenle geoteknik mühendislerinin en büyük handikapı homojen ve izotrop bir malzeme olmayan zemini sınırlı sayıda veri ile modellemeye çalışmaktır. Bu dezavantajı gidermek için de her zaman büyük güvenlik sayıları ile çalışmak gerekir. Derin kazılarda, yukarıda değinilen dezavantajları minimize ederek projelerde güncellemelere gitmek için bir takım gözlemsel ve ölçümsel aletler kullanılagelinmiştir. Kazı çukuru çevresinde kazıdan etkilenecek yapıların(bina, kanalizasyon ve su yapıları, yol v.s.) bulunması halinde ise gözlem ve ölçüm aletleri daha da önem kazanmaktadır. Bir zemin yapısında aletsel ölçüm ve gözlemler; boşluk suyu basıncı, gerilmelerin ölçümü, yük ve yatay/düşey deformasyonların ölçülmesini kapsar. Derin kazı ve dayanma yapılarının gözlemlenmesi, çevresindeki yapıların hasar görmesini engellemek amaçlı olduğu gibi yapının stabilitesinin gözlemlenmesi ve proje kriterlerinin inşaatın her aşamasında tahkiki açısından da önemlidir. Aletsel gözlemler projelendirme safhasında kullanılabileceği gibi yapım safhasında ve inşaattan sonrada kullanılabilir.

95 74 Yapım safhasında inşaatın ve çevredeki yapıların güvenliğinin yanı sıra inşaat maliyetini azaltmak ve yapım esnasında gerekli güncelleme/revizyonları yapmak içinde aletsel gözlemler kullanılır. Gözlem ve ölçümlerden elde edilen veriler, geoteknik mühendisine sınırlı sayıda deney ve gözlem sonucu oluşturduğu zemin modelinin ve zemin yapısını kontrol ve irdeleme imkanı sağlar. Böylece proje kabulleri inşaat ilerledikçe değiştirilebilir ve elde edilen veriler ışığında proje güncellenebilir. Aletsel gözlemler yapının özelliği ve söz konusu yapı için spesifik öncelikler göz önünde bulundurularak proje safhasında detaylandırılmalıdır. Böylece yapıma başlamadan önce hangi aletlerin kullanılacağı ve nerede konumlandırılacağı belirlenmelidir. Zemin yapılarında kullanılan başlıca aletler: -Piyezometre, -Ekstensometre, -İnklinometre -Basınç Hücresidir Piyezometre Dolgu, şev ve barajlarda akım ağının çıkartılması şev stabilitesi sızma miktarı ve baraj temel analizinde suyun kaldırma kuvvetinin tespiti açısından son derece önemlidir. Piyezometreler, yeralatı suyu akımını gözlemlemek, arazi permabilite deneylerinde gerekli donelerin (piyezometrik kotlar) elde edilmesi, boşluk suyu basıncının ölçülmesi ve gözlenmesi amacıyla kullanılırlar. Piyezometrelerin kullanım alanları aşağıda özetlenmiştir: o Kazı veya dolguların güvenlik faktörü için boşluk suyu basınçları izlenmesi, o Şev stabilitesi için boşluk suyu basınçları izlenmesi,

96 75 o Kazılarda yer altı suyunun izlenmesi, o Düşey dren ve kum drenler ile zeminin iyileştirimelerinin izlenmesi, o Toprak dolgu barajlar ve bentlerin performansının belirlenmesi için boşluk suyu basıncının izlenmesi, o Katı atık depolama, dolgu barajların altındaki boşluk suyu basınçlarının izlenmesi v.b. işlerinde kullanılırlar [41]. Ekstensometre Ekstensometreler yatay veya düşeyde iki nokta arasında değişen mesafelerin ölçülmesi amacıyla kullanılırlar. Zemin yapılarında stabilite ve servis edilebilirlik açısından plastik deformasyonlara belli bir seviyeye kadar izin verilir. Yapı temellerinde yüksek mertebedeki oturmalar/farklı oturmalar yapı taşıyıcı elemanlarında ilave kesit tesirleri oluşturarak hasar oluşmasına neden olabilir. Şevlerde şev stabilitesinin izlenmesi, derin kazılarda ise destekleme sisteminin stabilitesinin yanı sıra kazıdan dolayı çevrede oluşacak oturmaların çevre yapılarına zarar vermemesi için yüzeysel oturmaların izlenmesi son derece önemlidir. Ekstensometreler yer altı yapıları, baraj ve dolgular, derin kazılar nedeniyle oluşan deformasyonlar ile yapı temellerinin oturmasının izlenmesi için sık kullanılan enstürmanlardır. Ekstensometreler şu alanlarda kullanılır: o Temel, kazı ve dolgularda oturmaların izlenmesi, o Tünel ve madenlerde yüzeysel çökmelerin izlenmesi, o Kaya ve toprak şevler, duvar ve dayanma yapıları ile köprü ayaklarındaki hareketlerin izlenmesi, o Toprak bentler ve sürşaj yükleri altındaki zeminlerin oturmaların izlenmesi, o Kazık ve kazık altındaki zeminlerin sıkışmalarının izlenmesi, o Bent ve dolgulardaki genleşmelerin izlenmesi, o Yer altı yapılarındaki (tünel, ocak, galeri v.b.) deformasyonların izlenmesi için kullanılırlar [41].

97 76 İnklinometre İnklinometreler bir borunun eksenine dik doğrultudaki deformasyonları ölçmeye yarayan aletlerdir. İnklonometreler; algılayıcı (prob), kayıt cihazı ve banlar arasındaki bağlantıyı sağlayan kablodan oluşur (Şekil 5.1). İnklinometre borusunun içinden geçirilen eğim okuyucu sensör yardımıyla borudaki eğimler ölçülür ve eğimlerden hareketle borunun eksenine dik deformasyonlar hesaplanır (Şekil 5.2). Bu aletler hem düşey hem yatay deformasyonları belirlemek için kullanılırlar. İnklinometreler zemin mekaniğinde: o Şev ve heyelanlardaki hareket zonlarının tespiti, hareketin hızının ve alınan tedbirlerin etkisinin izlenmesi, o Diyafram duvar ve palplanj ve diğer dayanma yapılarındaki deplasmanlarının dizayn limitleri içinde kalıp kalmadığının kontrol edilmesi. Bitişik binaların zemin oturmalardan etkilenip etkilenmediğinin belirlenmesi, o Su tutma sırasında ve sonrasında baraj gövdesi, payanda ve şev hareketlerinin izlenmesi, o Tünel açılması nedeniyle çevrede oluşan deformasyonların izlenmesi, o Dolgu, temel ve diğer yapılardaki oturma profillerinin çıkartılması, gibi amaçlarla kullanılırlar [41]. Şekil 5.1. İnklinometre aleti [11]

98 77 Şekil 5.2. Sensörün düşeyden sapması[11] Basınç Hücresi Zemin içerisindeki ve özellikle zeminle yapı arayüzlerinde oluşan gerilmelerin belirlenmesinde kullanılırlar. Derin kazılarda ankraj kuvvetlerinin dizayn kriterlerine uygunluğunun kontrolü için ankraj kafasına yerleştirilirler. Zemin mekaniği açısından başlıca kullanım alanlarını şöyle sıralayabiliriz. o Bir dolgunun veya kil çekirdekli barajdaki toplam gerilmelerin dağılımı, büyüklük ve yönünün belirlenmesinde, o Atık malzemelerin dizayn yoğunluğunda olup olmadığının belirlenmesi, o Temel üzerindeki örtü basıncının tahmini, o Temel ve ampatmanlardaki kontakt basıncın ölçülmesi, o Püskürme betondaki basınç dağılımının belirlenmesi gibi amaçlarla kullanılır [41].

99 Arazi Verileri Şantiyede iksa duvarındaki yatay deplasmanların hesaplanması için 3 adet inklinometre ve zemin yüzeyindeki oturmaların hesaplanması içinde 3 adet nivelman okuma noktası belirlenmiştir (Şekil 5.3). Şekil 5.3. Gözlemsel aletler vaziyet planı

100 79 İNK-1 kazık imalatı sırasında yerleştirilmiştir. İNK-2 ve İNK-3 ise 1. kazı aşamasından sonra yerleştirildiği için binaya yakın noktalara yerleştirilememiştir. Bu nedenle bina şürşarj yükünün kazık yatay deformasyonuna etkisi tam olarak ölçümlenememiştir İklinometre ölçümleri Başlangıç inklinometre okumaları 1. kazı aşamasından sonra okunduğu için 1. kazı aşaması ve ilk ankrajların gerilmesi nedeniyle iksa perdesinde oluşan deformasyonlar ölçülememiştir. İNK-2 ise köşeye yakın bir yere yerleştirildiği için bu inklinometre borusundan gerekli veriler elde edilememiştir. Resim 5.1 İnklinometre okuması

101 80 Resim 5.2. İnklinometre okuması (Sensörün boruya yerleştirilmesi) Resim 5.3. İnklinometre okuması Arazide yerleştirilen İNK-1 ve İNK-3 inklinometre borularından elde edilen okumalar Şekil 5.4 ve Şekil 5.5 te görülmektedir.

102 81 İNK-1 0, ,0-4,0-6,0 Derinlik(m) -8,0-10, ,0-14,0-16,0-18,0 Deformasyon(mm) Şekil 5.4. İNK-1 Okumaları

103 82 İNK-3 0, ,0-4,0-6,0 Derinlik(m) -8,0-10, ,0-14,0-16,0-18,0 Deformasyon(mm) Şekil 5.5. İNK-3 Okumaları

104 83 İNK-1 İnklinometresinde 10,50m ile 12,50m arasındaki 5mm lik sapmanın inklinometre borusuna giren yabancı bir maddenin veya boruda oluşan hasardan kaynaklı okuma hatası olduğu düşünülmektedir. İNK-1 ve İNK-3 inklinometrelerinin her ikisinde de kazı yüksekliği 13,60 metredir. İNK-1 de ölçülen maksimum deplasman 8,63 mm olduğu halde İNK-3 te 6,96 mm deplasman ölçülmüş ve maksimum deplasmanın ölçüldüğü yer İNK-1 göre 1 metre daha yukarıdadır. İNK-3 inklinometresinde okunan deplasman miktarının az olmasının nedeninin, bu inklinometrenin kazı kenarına daha yakın olmasından kaynaklı olduğu düşünülmektedir. Yani aynı yatay düzlemde kazı kenarları birer mesnet görevi gördüğü için orta noktalara göre deplasman miktarı daha az olmaktadır. Bu husus Şekil 5.6 daki çalışmada da ortaya konulmuştur. Şekil 5.6. Üçüncü boyutun duvar hareketine etkisi (Bono et al.1992) Nivelman Şekil 5.3 teki aplikasyon planından da görüldüğü üzere iksa duvarının gerisinde zemin yüzeyindeki oturmaları ölçmek üzere üç adet nivelman noktası belirlenmiştir. Bunlardan; NİV-1, İNK-1 borusunun yerleştirildiği iksanın hemen gerisine, NİV-2 ve NİV-3 ise İNK-3 borusunun yerleştirildiği

105 84 iksanın gerisine konumlandırılmıştır (Bkz. Şekil 5.3). NİV-2 ve NİV-3 ten elde edilen okumalardan hareketle binadaki oturmaların kabul edilebilir düzeyde olup olmadığı da kontrol edilmeye çalışılmıştır. Nivelman noktaları merkeze 30x30 cm sac plak monte edilmiş 100x100 cm boyutlarında beton plak ile oluşturulmuştur. Deformasyonların gözlenmesi için kazı nedeniyle yüzeysel oturmaların olmayacağı, kazı alanından yeterince uzak bir baz nokta belirlenmiştir. Deformasyonlar baz nokta ile nivelman noktaları arasındaki göreli deformasyonlardan hareketle belirlenmiştir. Çizelge 5.1 de nivo okumaları görülmektedir (okumalar cm boyutundadır). Nivo okumaları sonucu elde edilen yüzeysel oturmalar ise Çizelge 5.2 de görülmektedir. Ancak NiV-3 noktası maksimum düşey deformasyonun olduğu nokta değildir. Sonlu eleman analizi sonucu hesaplanan maksimum deformasyonun 19,45 mm olduğu düşünüldüğünde araziden elde edilecek maksimum düşey deformasyonu, sonlu eleman tahminlerinden hareketle 15*19,45/18=16 mm olarak güncelleyebiliriz. Bu durumda kazı aynası gerisinde oluşan maksimum deformasyonun kazı yüksekliğine oranı( v/h): v/h =100*16/18100=%,088 dir. Çizelge 5.1. Nivo okumaları Baz Nokta NİV-1 NİV-2 NİV-3 Tarih Kazı Aşaması Okuma 194,5 381, H ,5 87, kazı aşaması Okuma 193,3 380, H -187,4-138,7 87, kazı aşaması Okuma ,5 33,8 H ,5 87, kazı aşaması Okuma 159,3 346, ,3 H -187,3-139, kazı aşaması

106 85 Çizelge 5.2. Düşey deformasyonlar NİV- NİV-2(mm) NİV-3(mm) 1(mm) Kazı Aşaması H=13,60 H fiktif =18,00-4,0-2,0-2,0 2.kazı aşaması 0,0-10,0-3,0 3.kazı aşaması -3,0-12,0-15,0 5.kazı aşaması Resim 5.4 Nivo ile düşey deformasyonların okunması Resim 5.5 Nivelman için kullanılan mira

107 86 6. PERFORMANS 6.1. Yatay Deformasyonlar Derin kazılarda kazı nedeniyle zeminde oluşan yatay ve düşey deformasyonlar ile ilgili bugüne kadar birçok deneysel ve gözlemsel çalışma yapılmıştır. Literatürde farklı araştırmacılar tarafından geliştirilen değişik yaklaşımlar mevcuttur. Peck (1969), Mana ve Clough (1981), Clough ve O Rourke (1990), Hashash ve Whittle (1996) gibi araştırmacılar gözlemsel verilerden hareketle ampirik ya da yarı ampirik yaklaşımlar geliştirmişlerdir. Bu bölümde Plaxis programı kullanılmak suretiyle tahmin edilen veriler ile sahadan alınan okumalar ve literatürdeki belli başlı yaklaşımlar karşılaştırılacaktır. Bina sürşarj yükünün olduğu kesitte inklinometre binadan uzak noktaya yerleştirildiği için sürşarj yükünün kazık yatay deformasyonuna etkisi ölçülememiştir. Ayrıca inklinometre okumaları 2. kazı aşaması başlangıcında alındığı için karşılaştırma yapılan kazı aşaması numerik analiz verilerinden 2. kazı başlangıcındaki numerik analiz verileri minha edilmiştir İNK-1 3. Kazı aşamasında İNK-1 in yerleştirildiği II-II kesitinde inklinometre okumaları ile araziden elde edilen veriler karşılaştırıldığında (Şekil 6.1) inklinometre okumalarında 12,00 ile 14,00 metreler arasında deformasyon grafiğinde bir sapma olduğu görülmektedir ki bunun boruda oluşan bir zedelenmeden veya boruya giren yabancı bir maddeden kaynaklanmış olabileceği tahmin edilmektedir. Bu kazı aşamasında yapılan artımlı deformasyon tahmininde kazık üst kısmının kazı çukuru içine doğru 0,70 mm hareket ettiği görülmektedir.

108 87 Toplam tahminde ise zemin içine doğru 11,83 mm hareket etmiştir. Zemin içinde kalan kazık kısmının hareketi inklinometre okumaları ile çakışmaktadır. 5. Kazı aşamasında (son kazı aşaması) deformasyon şekli ile tahmin edilen deformasyon şeklinin 12,00-14,00 metreler arası hariç paralellik göstermektedir (Şekil 6.2). Ancak kazık uç kısmındaki eğimin tahmin edilenden bir miktar fazla olduğu görülecektir. İnklinometre okumasından elde edilen artımlı maksimum deformasyon miktarı kazık orta noktası civarında 8,63 mm dir. Plaxis analizi ile yapılan tahminde ise maksimum deformasyon yine kazık orta noktası civarındadır. Maksimum deformasyon miktarı ise 11,34 mm olarak tahmin edilmiştir. Ancak bu değer 2. kazı aşaması minha edildikten sonraki değerdir. Son kazı aşamasından sonra tahmin edilen toplam deformasyon miktarı 11,25 mm dir (Bkz. Şekil 4.15). Yani 2. kazı aşamasında kazık perdesi zemin içine doğru çok az miktarda (0,09) hareket etmiştir. Seçilen parametreler doğrultusunda sonlu elemanlar ile yapılan maksimum yatay deformasyon tahmini arazide elde edilen değerlerden %31 oranında daha fazladır ( 11,34/8,63 1,31). Kazık perdesinin yatay deformasyon miktarının kazı yüksekliğine oranı: h/h=8,63/13600=%0,063 tür. Yatay deformasyon tahmininin kazı yüksekliğine oranı: htahmin /H=11,25/13600=%0,083 tür İNK-3 İNK-3 İnklinometresi bina sürşarj yükünün olduğu cephede olmasına rağmen binadan uzak bir noktaya yerleştirildiği için (Bkz. Şekil 5.3) şürşarj yükünün deformasyonlarda bir etkisi görülmediği gibi inklinometrenin kazı köşe

109 88 noktasına yakın olmasından dolayı ölçülen deformasyonlar da İNK-1 de elde edilen değerlerden daha azdır. Bölüm 5 te de değinildiği gibi bunun sebebi 3. boyutun deformasyona etkisidir (Bkz. Şekil 5.6). Bu inklinometrede ölçülen deformasyonlar ile sonlu eleman tahminleri Şekil 6.3 ve Şekil 6.4 te görülmektedir. 3. KAZI AŞAMASI YATAY DEFORMASYONLARI 39,0 38,0 37,0 36,0 35,0 34,0 33,0 32,0 31,0 Derinlik(m) 30,0 29,0 28,0 KAZI KOTU 27,0 26,0 25,0 24,0 23,0 22,0 21, Deformasyon(mm) İNK-1 (3. AŞAMA-2.AŞAMA) PLAXİS(3. AŞAMA-2. AŞAMA DEF) PLAXİS(3. AŞAMA TOPLAM DEFORMASYON) Şekil 6.1. İNK-1 okumaları ile Plaxis tahminleri (3. Kazı aşaması)

110 89 5. KAZI AŞAMASI YATAY DEFORMASYONLARI 39,0 38,0 37,0 36,0 35,0 34,0 33,0 32,0 31,0 Derinlik(m) 30,0 29,0 28,0 27,0 KAZI KOTU 26,0 25,0 24,0 23,0 22,0 21, Deformasyon(mm) İNK-1 (5. AŞAMA-2.AŞAMA) PLAXİS(5. AŞAMA-2. AŞAMA DEF) PLAXİS(5. AŞAMA TOPLAM DEFORMASYON) Şekil 6.2. İNK-1 okumaları ile Plaxis tahminleri (5. kazı aşaması)

111 90 3. KAZI AŞAMASI YATAY DEFORMASYONLARI 39,0 38,0 37,0 36,0 35,0 34,0 33,0 32,0 31,0 KAZI KOTU Derinlik(m) 30,0 29,0 28,0 27,0 26,0 25,0 24,0 23,0 22,0 21,0 Deformasyon(mm) İNK-3 (3.AŞAMA-2.AŞAMA) PLAXİS(3. AŞAMA-2. AŞAMA DEF) PLAXİS(3. AŞAMA TOPLAM DEFORMASYON) Şekil 6.3. İNK-3 okumaları ile Plaxis tahminleri (3. Kazı aşaması)

112 91 5. KAZI AŞAMASI YATAY DEFORMASYONLARI 39,0 38,0 37,0 36,0 35,0 34,0 33,0 32,0 31,0 Derinlik(m) 30,0 29,0 28,0 27,0 26,0 KAZI KOTU 25,0 24,0 23,0 22,0 21, Deformasyon(mm) İNK-3 (5.AŞAMA-2.AŞAMA) PLAXİS(5. AŞAMA-2. AŞAMA DEF) PLAXİS(5. AŞAMA TOPLAM DEFORMASYON) Şekil 6.4. İNK-3 Okumaları ile Plaxis tahminleri (5. Kazı aşaması)

113 Düşey Deformasyonlar NİV-1 II-II kesitinde iksa gerisinde tahmin edilen maksimum deformasyon iksadan 20,00 metre uzakta 6,60 mm dir (Bkz Şekil 4.16). Deformasyon miktarı 23. metreye kadar yaklaşık aynı kalmakta ve bu noktadan sonra azalmaya başlamaktadır. Tahmin edilen düşey deformasyon grafiği iksadan 4,00 metre geride lokal bir maksimum noktasına sahip olup buradaki deformasyon miktarı 5,00mm dir. Bu lokal maksimum noktasından iksa perdesine doğru deformasyonlar bir miktar azalmaktadır. Bina sürşarj yükünün olmadığı II-II iksa kesitinin 1 metre kadar gerisinde yer alan NİV-1 noktasında yapılan ölçümlerde 2. kazı aşamasında 4 mm, 3. kazı aşamasında sıfır ve 5. kazı aşamasında ise 3 mm deformasyon ölçülmüştür. Bu kesitte kazı nedeniyle zemin yüzeyinde oluşan düşey deformasyon miktarı 3 mm olmaktadır. Nümerik analiz sonucu yapılan tahmin ise 4 mm dir (Çizelge 6.1). Çizelge 6.1. II-II Kesiti düşey deformasyon karşılaştırmaları NİV-1 Kazı Aşaması Ölçüm (mm) Plaxis (mm) 1.Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması (+%33)

114 NİV-2 ve NİV-3 I-I kesitinde yer alan NİV-2 ve NİV-3 noktalarında yapılan ölçümler ve tahminler ise Çizelge 6.2 de özetlenmiştir. Bu kesitte de iksa gerisindeki zemin yüzünde hesaplanan maksimum düşey deformasyon sürşarj yükünün olduğu bölgede (4,00-18,00 metreler arası) 19,45 mm dir (Şekil 4.5). Çizelgelerden de görüleceği gibi NİV-2 ve NİV-3 için yapılan tahminler araziden elde edilen değerlerden sırası ile %25 ve %20 daha fazladır. Tahmin edilen maksimum deformasyonun kazı yüksekliğine oranı: vtahmin /H =19,45/18100=%0,11 olmaktadır. Gerçekleşen maksimum düşey deformasyon miktarının kazı yüksekliğine oranı ise %0,088 olarak hesaplanmıştır. Çizelge 6.2. I-I Kesiti düşey deformasyon karşılaştırmaları NİV-2 NİV-3 Kazı Aşaması Ölçüm Plaxis Ölçüm Plaxis (mm) (mm) (mm) (mm) 1.Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması Kazı aşaması (+%25) (+%20) Kazı sonu itibarıyla gerek düşey deformasyonlar gerekse de yatay deformasyonlar ile ilgili yapılan tahminler araziden elde edilen verilere göre %25-30 civarında fazla çıkmıştır ki bu da gerçek zemin deformasyon modülü değerlerinin tahmin edilen değerlerden bir miktar yüksek olduğu anlamına gelmektedir. Deformasyon şekilleri ise benzerlik göstermektedir.

115 Literatürdeki Çalışmalar İle Karşılaştırma Kazı nedeniyle dayanma yapıları ve zemin yüzeyinde oluşan deformasyonların şekli ve miktarının tahmin edilmesiyle ilgili literatürde ampirik ve yarı ampirik olmak üzere çeşitli metotlar geliştirilmiştir (Peck 1969, Mana ce Clough 1981, Clough ve O Rourke 1990, Hashash ve Whittle 1996, Hsieh and Ou 1998). Bu güne kadar yapılan literatür çalışmaları genel olarak dayanma yapısının maksimum deformasyon miktarı ( hm ), deformasyon oranını R( vm / hm ), zemin yüzeyinde oluşan maksimum deformasyon miktarı ( vm ) ve yüzey deformasyonun şekli üzerine yoğunlaşmıştır. Peck (1969) yöntemi Derin kazılardan kaynaklı yüzeysel oturmaların şekli ve miktarı ile ilgili ilk pratik yaklaşım Peck (1969) tarafından ortaya konulmuştur (Şekil 6.5). Peck bu yaklaşımı ortaya koyarken bir çok gözlemsel veriden faydalanmıştır. Ancak bu verilerin çoğu düşük sistem rijitliğine sahip palplanj duvar ve asker kazığı dayanma yapıları ile ilgilidir. Peck in yaklaşımında yüzeydeki düşey deformasyoların miktarı ve şekli zemin gurubu(kum, yumuşak kil, sert kil ), kazı derinliği ve sert tabakanın derinliğine bağlıdır. Şekil 6.3 te görülen zonlarının tanımı ise şöyledir; I : Kum yada sert kil, II :Sert tabaka üzerinde yer alan sınırlı derinlikli yumuşak ve çok yumuşak kil III: Yumuşak ve çok yumuşak kil-sert tabaka çok derinde Bu yönteme göre maksimum yüzeysel oturmalar dayanma yapısının hemen gerisinde oluşmakta kazı derinliğinin en fazla dört katı mesafede sıfırlanmaktadır.

116 95 Diğer yaklaşımlarla karşılaştırıldığında, Peck(1969) yaklaşımında zemin yüzeyinde büyük düşey deformasyonlar öngörülmüştür. Bunun nedenleri; 60 lardaki inşaat teknolojisinin yeterince gelişmemiş olması nedeniyle düşük rijitliğe sahip destekleme yapılarının kullanılması, içten destekleme yapılarının pek fazla kullanılmaması ve kazı derinliğinin nispeten az olduğu konsol palplanj perdelerden elde edilen verilerden kaynaklı olabilir. Araziden elde edilen SPT değerlerine göre İnceleme konusu zemin sert-katı kil grubunda yer almakta ve Peck(1969) yaklaşımına göre iksa gerisindeki zeminde beklenen maksimum düşey deformasyon miktarı %1 civarındadır. Ancak sahadan elde edilen düşey deformasyon %0,088 mertebesindedir. Şekil 6.5. Kazı aynası gerisinde gözlenen oturmalar (Peck, 1969) Mana ve Clough (1981) Mana ve Clough (1981) 11 adet kazı üzerinde yaptıkları gözlemler sonucunda kazı derinliğinin yüzdesi olarak maksimum yatay deformasyon miktarını Terzaghi(1943) tarafından tanımlanan kazı tabanı kabarmasına karşı güvenlik faktörünün bir fonksiyonu olarak tanımlamışlardır (Şekil 6.6). Düşey deformasyonların yatay deformasyonlara oranı (S vmax /S hmax ) 1,0 ile 0,5 arasında değişmekte olup aynı sonuç Sugimoto ve Sasaki(1987) tarafından yapılan çalışmada da ortaya konulmuştur.

117 96 Kazı yüksekliğinin 13,60 metre olduğu II-II kesitine yerleştirilen 1 nolu inklinometreden son kazı aşaması (5. Aşama) ile 2. Kazı aşaması arasında elde edilen maksimum yatay deformasyon miktarı 8,63 mm olmuştur. Sonlu elemanlar ile yapılan analizde bu değer 11,34 mm dir. Taban kabarmasına karşı güvenlik faktörünün(fs) 3,5 ten büyük olduğu II-II kesitinde Şekil 6.6 daki veriler doğrultusunda beklenen yatay deformasyon miktarı kazı yüksekliğinin %0,5 i ile %0,25 i arasındadır. II-II kesitinde bu değer %0,063 olarak hesaplanmıştır. Bu değer Mana ve Clough tarafından yapılan tahminin alt sınırının oldukça altındadır. Şekil 6.6. Taban kabarmasına karşı güvenlik katsayısı ile duvarın yatay hareketi arasındaki ilişki (Mana ve Clough, 1981) Clough ve O Rourke (1990) Bu yaklaşıma göre kazı çukuru civarındaki zeminde oluşan oturmaların şekil ve miktarı, zemin cinsine ve dayanma yapısının yatay deplasmanına

118 97 bağlıdır. Kazı etki alanı zemin cinsine bağlı olarak kazı derinliğinin iki ile üç katı kadardır (Şekil 6.7). Clough ve O Rourke(1990), yumuşak ve orta katı killerde duvar yanal deformasyonu için yarı ampirik bir yöntem önermişlerdir. Buna göre duvarın yanal deformasyon miktarı sistem rijitliği (EI/ w h 4 avg ) ve Terzaghi(1943) tarafından tanımlanan taban kabarmasına karşı güvenlik faktörünün bir fonksiyonudur (Şekil 6.8). Burada EI duvar eğilme rijitliği, w suyun birim hacim ağırlığı ve h avg de düşey destekleme sistemi ortalama aralığıdır. Şekil 6.7. Kazı çukuru gerisindeki zeminlerde oluşan düşey deformasyonların tahmini (Clough ve O Rourke 1990)

119 98 Şekil 6.8. Dayanma yapısında oluşan yatay deformasyonların tahmini (Clough ve O Rourke, 1990) Katı ve çok katı killer ile kumlarda yatay ve düşey deformasyon miktarları kazı yüksekliğinin yaklaşık %0,2 si civarındadır. Ancak yeterince sık desteklenmeyen düşük rjitliğe sahip destekleme sistemlerinde yatay deformasyon miktarı %0,7H a kadarda çıkmaktadır. Duvar arkasındaki zeminde görülen düşey deformasyonlar ise ortalama olarak kazı yüksekliğinin %0,15 ine tekabül etmektedir. İnceleme konusu iksada yatay ve düşey deformasyonlar sırası ile %0,063H ve %0,088H olup Clough ve O Rourke yaklaşımından beklenen deformasyonların yaklaşık %50 si civarındadır. Long veritabanı Long(2001), Clough ve O Rourke nin yaklaşımını irdelemek için 296 kazı datası üzerinde yapmış olduğu analizde kumlar ve katı killerde kazı yüksekliğine göre normalize edilmiş yatay ve düşey deformasyonların duvar rijitliği ve destekleme sisteminden bağımsız olduğunu göstermiştir. Bu zeminlerde deformasyon miktarını en çok etkileyen faktör zeminin elastisite modülü olmaktadır. Bu zeminlerde normalize edilmiş yatay ve düşey

120 99 deformasyonlar; δ hm /H=0,05-0,25% ve δ vm /H=0-0,2% olarak gerçekleşmektedir (Şekil 6.9). Buna göre, inceleme konusu iksada ölçülen deformasyonlar Long(2001) veritabanındaki deformasyon limitlerinin içinde kalmaktadır. Long(2001), Duvar rijitliğinin taban kabarmasına karşı düşük güvenlikli olduğu yumuşak killerdeki deformasyonlar için anlamlı olduğunu ortaya koymuştur. Bu zeminler için maksimum deformasyon miktarı ise δhm/h = %3,2 ye kadar olabilmektedir. Şekil 6.9. Sistem rijitliği & duvar yatay hareketi (Long,2001). Moormann veritabanı Moormann, 530 adet kazı datası üzerinde yapmış olduğu kapsamlı istatistiksel analizde, yumuşak killerde (S u <75kpa) maksimum duvar deformasyonlarının (δhm) kazı derinliğinin %0.5 ile %1.0 i arasında ve

121 100 ortalama deformasyon miktarının da %0.87H olduğunu tespit etmiştir (Şekil 6.10). Çevredeki zeminde oluşan maksimum düşey deformasyonlar ise kazı derinliğinin(h) %1.0 i ile %10 u arasında değişmketedir. Ortalama düşey deformasyon %1.10 dur. Maksimum yüzeysel oturmaların duvara uzaklığı 0.005H tan daha kısa bir mesafededir. Düşey deformasyonların yatay deformasyonlara oranı ise 0,5 ile 1 arasında değişmektedir. Şekil Su<75 kn/m 2 (Moormann, 2004) için sistem rijitliği & duvar yatay hareketi Katı killer (S 75 kpa) için duvarda beklenen ortalama yatay deformasyon miktarı kazı yüksekliğinin %0,2 si civarındadır (Şekil 6.11). Sistem rijitliği 500 olan inceleme konusu iksada kazı tabanındaki kabarmaya karşı güvenlik faktörü üçten büyük olduğu için bu yaklaşıma göre beklenen deformasyon miktarı %0,15H civarında olacaktır. Ancak duvardaki

122 101 deformasyonlar %0,063H olarak gerçekleşmiş olup beklenen değerden yaklaşık olarak %60 daha azdır. Şekil Su 75 kn/m 2 için sistem rijitliği & duvar yatay hareketi (Moormann, 2004) Yoo ve Lee Yoo ve Lee (2008), kaya tabakası üzerinde yer alan zeminlerde yapılan derin kazılar ile ilgili 60 kadar kazı şantiyesinden alınmış veriler üzerinden yapmış oldukları sonlu eleman analizlerinde deformasyonların, fleksibilite oranı (F E s L 3 /( EI) w ), konsol boyu(h un ) ve duvar en alt desteği ile kazı taban kotu arasındaki desteklenmeyen duvar yüksekliğine(l) bağlı olduğunu ortaya koymuşlardır. Burada (EI) w duvar eğilme rijitliği, L en alt destek ile kazı tabanı arasındaki mesafe, H un ise konsol duvar boyudur (en üst kısmdaki desteklenmeyen duvar yüksekliği). Yapılan analizlerde; desteklenmeyen duvar yüksekliğinin(l), deformasyon miktarılarını oldukça etkilediği, yüzey oturmalarının duvar deformasyonuna oranının duvarın rijitliği ile ters orantılı olduğu, konsol boyu uzunluğunun

123 102 maksimum deformasyonlara etkisinin olmadığı, ancak iksanın uç kısmındaki deformasyon miktarlarını etkilediği, görülmüştür. Yoo ve Lee(2008) tarafından yapılan çalışmalar aşağıdaki şekillerde özetlenmiştir. Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (EI)w ilişkisi Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (H un ) ilişkisi Şekil Yatay ve düşey deformasyonlar ile (L) ilişkisi

124 103 Şekil Düşey deformasyonlar ile zemin rijitliği (Es) ilişkisi Literatürdeki belli başlı çalışmalar doğrultusunda ve sonlu elemanlar analiziyle inceleme konusu iksa sisteminde yapılan deformasyon tahminleri ile iksa sisteminde ölçülen deformasyonlar Çizelge 6.3 te özetlenmiştir. Çizelge 6.3 te görüldüğü gibi sonlu elemanlar analiz sonuçları, literatürdeki çalışmalar ile belirlenen sınırlarının içinde kalmakla beraber deformasyonlar için belirlenen üst limitin oldukça altındadır. Bunun inceleme konusu zeminin dayanım ve deformasyon parametrelerinin yüksek olması, sistem rijitliğinin fazla olması, yer altı suyunun olmaması gibi bir çok nedeni olabilir. Daha önce yapılan çalışmalarda özellikle yer altı suyunun da deformasyonlar üzerinde etkisinin oldukça fazla olduğu belirlenmiştir. Kazı nedeniyle yer altı su seviyesindeki düşüşlerin düşey effektif gerilmeleri arttıracağı düşünüldüğünde bunun zemin yüzeyindeki düşey deformasyonları arttıracağı açıktır. Ölçülen deformasyonlar, beklenen deformasyonlardan yaklaşık %30 daha azdır ki bunun nedeni zemin elastisite modülü seçilirken güvenli tarafta kalmak için bir miktar muhafazakar davranılmasıdır.

125 104 Çizelge 6.3. İksa Sisteminin beklenen ve ölçülen performansı Referans S hmax /H S vmax /H Zemin Koşulları (%) (%) Peck (1969) Kum / Sert Kil 1,00 - taban kabarması Mana ve Clough (1981) 0,25 0,13 güvenlik -0,5-0,50 sayısı(fs)>3,5 Clough ve O Rourke (1990) Kumlar / Sert Kil 0,20 0,15 Long s Database (2001) kumlar ve katı killerde 0,25-0,05 0,00-0,20 Su>75 kn/m 2 0,15- Moormann s Database(2004) ve EI/ w h 4 avg 500 0,15 0,075 FOS>3 E soil =26,2 MPa Yoo and Lee(2008) EI wall =218MN-m 2 /m F=E s L 3 /( EI) w =15 H=20m 0,35 0,2 I-I Kesiti Plaxis Tahmin Sert kil, 0,17 0,11 (H fiktif =18,1m) Ölçülen E soil =26,2-47,2MPa FOS>3,5 ve - 0,088 II-II Kesiti Plaxis Tahmin EI/ w h 4 avg 500 0,083 0,05 (H=13,6m) Ölçülen F=E s L 3 /( EI) w <1 EI wall =263MN-m 2 /m 0,063 -

126 HASSASİYET ANALİZİ Önceki bölümlerde de değinildiği bir yapı malzemesi olarak zemin, beton ve çeliğin aksine üretim süreci insan tarafından kontrol edilemeyen, doğal süreçler sonucu oluşan bir malzemedir. Bu nedenle zeminde homojenlik ve izotropi diğer malzemelere göre çok daha azdır. Ne kadar fazla sayıda arazi ve laboratuar deneyi yapılırsa yapılsın zemin malzemesinin fiziksel özelliklerinin tam olarak tespiti mümkün olmayacaktır. Modern bilimde problem çözme mantığı genellikle şu aşamalardan oluşur. Şekil 7.1. Fiziksel sistemden matematik modele geçiş Bilim adamı yada araştırmacı her bir aşamada bir takım kısıtlamalar, kabuller ve idealizasyonlara başvurur. Örneğin bütüncül ve tümden gelimci bir mantıkla bakıldığında fizik sistemler gerçekte çok fazla sayıda değişken içeren sistemlerdir. Her bir sonuç için oldukça fazla sayıda bağımlı veya bağımsız değişken mevcuttur. Ancak fiziksel sistemde sonuç üzerinde en çok

127 106 etkili olan belli başlı veriler gözlemlenir ve oluşturulan hipotez seçilen bu veriler üzerindeki deney ve gözlemer neticesinde değerlendirilir. Fiziksel sistemlerden fizik modele geçilirken de pek çok basitleştirme ve idalleştirmeye başvurulur. Fizik modelli oluşturan elemanlar çoğu zaman mükkemel davranışlı ideal elemanlardır (Newton cismi, Hooke cismi gibi). Şekil 7.1 de verilen akış şemasının her aşamasında pek çok kabul ve varsayım yapmak durumunda kalınır ki her bir kabul belli bir hata oranı içerir. Oluşturulan matematik modellerin tabiiki analitik çözümleri her zaman kolay ve mevcut olmayabilir. Bu durumda hata payı olan ve sayısal analiz yöntemlerine (yaklaşık yöntemler) başvurulur. Hassasiyet analizi, model, yöntem ve diğer nedenlerden kaynaklı hatalar nedeniyle olası hesaplama sonuçlarının aralığını belirlemede ve her bir girdinin ya da girdi guruplarının sonuçlar üzerindeki etkisini incelemek amacıyla bilimsel alanda kullanılagelen bir yöntemdir. Hassasiyet analizi için çeşitli istatistiksel yöntemler ve algoritmalar oluşturulmuş ve bunlara dayalı bazı bilgisayar yazılımları da geliştirilmiştir. Ancak bu çalışmanın amacı kapsamlı bir hassasiyet analizinden ziyade model parametrelerindeki değişimin sonuçlar üzerinde nasıl ve ne yönde bir değişikliğe neden olduğunu belirlemektir. Sonlu elemanlar yöntemi ve tamamlayıcı unsur olarak ölçüm ve izleme yöntemlerinin birlikte kullanılması derin kazıların analizinde önemli katkılar sağlamış, bu sayede parametrik çalışmaların yapılması kolaylaşmıştır. Hassasiyet analizleri sonucunda; seçilen dayanım parametreleri için, E u /c u =450 değerinin ölçülen maksimum yatay ve düşey deformasyon değerini sağladığı görülmüştür (Çizelge 7.1).

128 107 Tam drenajlı durumda efektif içsel sürtünme açısının, '=30 0 seçilmesi durumunda ise ölçülen deformasyon değerlerinin E u /c u =500 oranı için sağlandığı görülmüştür (Çizelge 7.2). Çizelge 7.1. E u /c u =450, '=25 0 ve C'=5/25/15 için deformasyon tahminleri Zemin Parametre ' c' ( 0 ) (kpa) Kil Kil Kil Eu/cu E /E 450 0,70 Niv-1 (mm) Niv-2 (mm) Niv-3 (mm) İNK-1 1 (mm) ,9 (-3) 2 (-12) 2 (-15) 2 (8,63) 2 Çizelge 7.2. E u /c u =500, '=30 0 ve C'=1/1/1 için deformasyon tahminleri Zemin Parametre ' c' ( 0 ) (kpa) Kil Kil Kil Eu/cu E /E 500 0,70 Niv-1 (mm) Niv-2 (mm) Niv-3 (mm) İNK-1 1 (mm) ,69 (-3) 2 (-12) 2 (-15) 2 (8,63) 2 Plaxis programı ile yapılan analizlerde her durumda (drenajlı ve tam drenajlı) zemin elastisite modülü ve içsel sürtünme açısı arttıkça deformasyonların azaldığı görülmüştür. Ancak aynı elastisite modülü ve içsel sürtünme açısında, kohezyon değeri arttıkça deformasyonların çok az da olsa arttığı görülmüştür. Fakat bu durumun kohezyonun artışından ziyade yüksek efektif 1 İlk inklinometre okuması 2. kazı aşamasında yapıldığı için ölçülen ve hesaplanan değerler 5.(son) kazı aşaması ile 2. kazı aşaması arasındaki değerlerdir. 2 Parantez içindeki değerler ölçülen değerler, parentez dışındaki değerler ise hesaplanan değerlerdir.

129 108 gerilme değerlerinde Eş.3.14 deki referans deformasyon modülü değerlerinin göreli azalmasından kaynaklı olduğu söylenebilir. II-II kesiti için yapılan hassasiyet analizlerinde aşağıda yer alan tablolardaki sonuçlar elde edilmiştir. Çizelge 7.3. E u /c u =300, =25 0 için II-II kesiti yatay deformasyonu Parametre / Zemin Kil-1 Kil-2 Kil-3 II-II kesiti yatay deformasyonu (mm) c (kpa) ,25 7,5 22,5 37,5 11, ,94 Çizelge 7.4. E u /c u =300, bütün kil tabakalarında c =1 kpa için II-II kesiti yatay deformasyonu Parametre / Zemin Kil-1 Kil-2 Kil-3 II-II kesiti yatay deformasyonu (mm) ' ( 0 ) , , ,95 Çizelge 7.5. =30 0, bütün kil tabakalarında c =1 kpa için II-II kesiti yatay deformasyonları Parametre / Zemin Kil-1 Kil-2 Kil-3 II-II kesiti yatay deformasyonu (mm) E u /c u , , , ,96

130 109 Çizelge 7.6. =25 0 ve kil-1, kil-2, kil-3 için kohezyon değeri sırasıyla 5,15,25 kpa durumunda II-II kesiti yatay deformasyonları II-II kesiti yatay Parametre / Kil-1 Kil-2 Kil-3 deformasyonu Zemin c=5kpa c=15kpa c=25kpa (mm) , ,74 E u /c u 450 8, ,26

131 SONUÇ VE ÖNERİLER Bu çalışma kapsamında Seyranbağları Huzurevi temel çukuru kazı aynasının dayanma yapısı sonlu elemanlar programı (Plaxis) ile modellenmiş ve iksa sistemindeki deformasyonların özellikle kazı aynasının 4 metre gerisinde yer alan eski huzurevi binası açısından kritik olabileceği gerekçesi ile araziye kurulan ölçüm enstrümanları ile yatay ve düşey deformasyonları izlenmiştir. Modelleme yapılırken zemin parametreleri, arazi ve laboratuar deneylerinin yanında literatürdeki mevcut çalışmalar ve lokal korelasyonlardan faydalanılarak belirlenmiştir. Araziden elde edilen ölçümler, sonlu elemanlar programı ile yapılan tahminler ve literatürdeki çalışmalar ile karşılaştırılarak iksa sisteminin performansı değerlendirilmiştir. Hassasiyet analizleri ve geri analizler ile iksa sisteminde oluşan deformasyonları elde edecek zemin parametreleri bulunmuştur. Fiktif yüksekliğin 18,1 metre olduğu I-I kesitinde iksa gerisindeki zemin yüzeyinde, kazı yükseliğine göre normalize edilmiş düşey deplasman miktarı (S vmax /H), %0,088 olarak ölçülmüştür. Kazı yüksekliğinin 13,60 metre olduğu II-II kesitinde iksa sisteminde ölçülen ve kazı yüksekliğine göre normalize edilmiş yatay deplasman miktarı(s hmax /H), %0,063 dır. Her iki değer de Moormann (2004) tarafından katı killer (S u 75 kpa) için verilen deplasman limitlerinin içindedir. Plaxis ile yapılan analizlerde söz konusu değerler sırası ile % 0,11 ve %0,80 olarak tahmin edilmiştir. Vaka analizinde ve yapılan literatür taramalarından şu sonuçlar elde edilmiştir: 1. Literatür kaydına geçmiş her bir vaka için destekleme sistemi, iksa duvarının tipi, yer altı suyu koşulları, zemin yapısı ve kazı yüksekliği çok farklı ve çeşitli olduğundan buradaki verilerden hareketle

132 111 yapılması planlanan kazı ile ilgili bir deformasyon tahmininde bulunmak çok güçtür. Ancak literatürdeki ampirik veya yarı ampirik çalışmalardan derin kazıda oluşabilecek deformasyon miktarının alt ve üst limitlerini belirleyebilmek mümkündür. 2. Sonlu eleman programları ile yapılan analizler sonucu iksa sistemlerinde meydana gelecek deformasyonlar kabul edilebilir bir doğrulukla tahmin edilebilmektedir. 3. Üçüncü boyut etkisi nedeniyle kazı kenarlarına doğru deformasyonlar azalmaktadır. Daha gerçekçi tahminler için üç boyutlu analiz yapılmalıdır. 4. Bu çalışma kapsamında yapılan sonlu elemanlar analizi sonucunda, iksa sistemi en alt desteği ile nihai kazı kotu arasındaki mesafenin düşürülmesi ile deformasyonlar bir miktar azalmaktadır. Bu sonuç Yoo ve Lee(2008) tarafından yapılan çalışmalar ile uyumludur. Bu sonucun arazi verileri ile desteklenmesi ayrı bir çalışmanın konusu olabilir. 5. Model parametreleri belirlenirken laboratuar ve arazi deneylerinin yanı sıra lokal korelasyonlardan da faydalanılmalı, bu verilerin yetersiz olması durumunda literatürdeki çalışmalar baz alınmalıdır. 6. Deformasyonların doğru tahmini ancak seçilen zemin modeli, zemin modeline ait deformasyon parametreleri ve zemin dayanım parametrelerinin doğru seçimi ile mümkündür. 7. Kazı nedeniyle iksa yapılarında ve çevresinde meydana gelen deformasyonlar; yer altı suyu, zemin dayanım ve deformasyon parametreleri, iksa sisteminin rijitliği ve tipi, destekleme yapısı, zemin sınıfı ve çevrede sürşarj yükü bulunup bulunmaması gibi birçok faktöre bağlıdır.

133 Araziden elde edilen ölçümler literatürdeki çalışmalarda belirlenen limitlerin içinde kalmakla beraber üst limitten bir hayli düşük değerler elde edilmiştir. Bunun nedeni taban kabarmasına karşı güvenlik faktörünün, sistem rijitliğinin ve zemin deformasyon modülü değerlerinin yüksek olmasıdır. 9. Sonlu elemanlar analizi sonucunda hesaplanan ankraj kuvveti ortalama değerleri, el ile yapılan analizlere yakın çıkmıştır. Ancak orta sıra ankraj kuvvetleri alt ve üst sıra ankraj kuvvetlerinden fazla hesaplanmıştır. Bunun inklinometreden ölçülen deformasyon değerleri ile uyumlu olması anlamlı bulunmuştur. 10. Yapılan parametrik çalışmalarda, sertleşen zemin modeli (HS) için ölçülen deformasyonları veren E u /c u oranı 450, m=0,58, '=25 0 ve her bir kil tabakası için kohezyon değerleri sırası 5, 15 ve 25 kpa olarak gerçekleşmiştir. 11. Sonlu elemanlar ile derin kazı analizi yapılmadan önce ankraj ön germe kuvvetleri literatürde önerilen yanal basınç dağılımlarından faydalanılarak el ile hesaplanmalı ve hesaplanan bu değerler analizlerde kullanılmalıdır. Bu çalışmada Navfac(1982) tarafından çok katı ve sert killerde yapılan kazılarda, çok sıra ankraj destekli dayanma yapıları için önerilen yanal toprak basınç dağılımı diyagramı kullanılmıştır.

134 113 KAYNAKLAR 1. Abraham, K., Three Dimensional Behavior Of Retaining Wall Systems, Ph.D. Thesis, Louisiana State University, May Bakım,M.,A., Enjeksiyon Yöntemleriyle Zemin İyileştirilmesi, Yüksek Lisans Tezi, Süleyman Demirel Ünv., Barley, A.D., and C.R. Windsor., Recent advances in ground anchor and ground reinforcement technology with reference to the development of the art.,geoeng2000, İnternational Conference on Geotechnical and Geological Engineering, Melbourne, November 19-12, P: , (2000). 4. Bengt H. Fellenius, B.H., Basic of Foundation Design, Electronic Edition, November, Bentler, D.J., Finite Element Analysis of Deep Excavations, Ph. D. Thesis, Virginia Polytechnic İnstitute and State University, September Brinkgreve, R.B.J., PLAXIS 2D version 8, Users Manual, Bulletin of the PLAXIS, No:12, June Clayton, C.R.I., Milititsky J. and Woods, R.I., Earth pressure and earthretaining structures 2 nd ed., Taylor&Francis, New York(1993). 9. Çalışan, O., Ankara Kilinde Yapılan 20 m Derinliğindeki Bir Kazının Geri Analiz, Prof. İsmet ORDEMİR i Anma Toplantısı ve 5. ODTÜ Geoteknik Mühendisliği Sempozyumu, ODTÜ, 1-13, 23 Kasım Durgunoğlu,H.T., Olgun, C.G., Temel Mühendiliğinde Aletsel Ölçüm ve Gözlemleme İnşaat Mühendisliğnde Gelişmeler- II. Teknik Kongre, Boğaziçi Üniversitesi, Eylül Ertürk, E., Şevlerde hareketlerin izlenmesi için inklinometre aletinin kullanımı ve bir örnek uygulama, Jeoloji Mühendisliği 48. Sayı, 57-62, Mayıs Gue,S. S., Tan, Y. C. (1998), Design and Construction Considerations for Deep Excavation, Special Lecture, Lecture on Design and Construction Considerations for Deep Basement, The Institution of Engineers, Malaysia, Northern Branch (1998). 13. Hashash, Y.M.A, Analiysis Deep Excavations İn Clay, Ph. D. Thesis,

135 114 MİT, April Hashash Y.M.A., Whittle A.J., Ground Movement Prediction For Deep Excavations İn Soft Clay, Journal Of Geotechnıcal Engineering, P , June Hsiao, C.L, Wall And Ground Movements İn A Braced Excavatıon İn Clays And Serviceability Reliability Of Adjacent Buildings Ph. D. Thesis, Clemson University, May Kim,H., L.K., Performance Of Multi-Propped Deep Excavation İn Kenny Hill Formation, M.Sc Thesis, Universiti Teknologi Malaysia (UTM), November Kulhavy,F.H., Mayne, P.W., Manual on Estimating Soil Properties for Foundation Design, EPRİ EL-6800 Final Report, August Lam, S.Z.Y., Ground Movements Due To Excavation İn Clay: Physical And Analytical Models, Ph. D. Thesis, University of Cambridge, October Mesri, G. and Shahien M., Residual Shear Strength Mobilized in First- Time Slope Failures, Journal Of Geotechnical And Geoenvironmental Engineering, ASCE, P:12-31, January NAVFAC DM-7.02 Foundations and Earth Structures, NAVFAC DM-7.01, Soil Mechanics, Özel Jeoteknik Uygulamalar-Zemin Ankrajları TS EN 1537, Kasım Rogers, J.D, Correlations Between Soil Plasticity and Strength Parameters, Advanced Engineering Geology & Geotechnics lecture notes-missouri University of Science and Technology, Spring Saleh, A.A., Wright S.,G., Shear Strength Correlations and Remedial Measure Guidelines for Long Term Stability of Slopes Constructed of Highly Plastic Clay Soils, Research Report F Center for Transportation Research at The University of Texas, Austin, October, Schanz, T.,Vermeer P.A., Bonnier P.G., Formulation and verification of the Hardening Soil Model, Beyond 2000 in Computational Geotechnics, Ronald B.J. Brinkgreve,A.A Balkema, Rotterdam, (1999). 26. Schweiger, H.F., Modelling issues for numerical analysis of deep

136 115 excavations, Zemin Mekaniği ve Temel Mühedisliği 1. Özel Konulu Sempozyumu, İstanbul Ünversitesi,Kasım Sincil, K., Numerical Analysis Of Anchored Concrete Pile Wall: A Case Study, M.Sc Thesis Atılım Ünv., September, Sönmez, Y., Zemin İncelemesi ve Temel Tasarımı, 3. Basım, Birsen Yayınevi, İstanbul, ŞenoL, A., A.Sağlamer Düşük plastisiteli Bir Kilde Ön Konslidasyon Basıncının Belirlenmesinde Yeni Bir Yöntem İMO Teknik Dergi, , Timothy D. Stark T., Choi H. and McCone S., Drained Shear Strength Parameters for Analysis of Landslides, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, P: , May Tiwari, B. and Marui H., A New Method for the Correlation of Residual Shear Strength of the Soil with Mineralogical Composition, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, P September Toğrol, E.,Sivrikaya, O., Türkiye de SPT-N Değeri ile İnce Daneli Zeminlerin Drenajsız Kayma Mukavemeti Arasındaki İlişkiler, İMO Teknik Dergi, , Toğrol, E.,Sivrikaya, O., İnce daneli zeminlerde SPT sonuçlarının düzeltilmesi üzerine bir çalışma, itüdergisi/d mühendislik, Cilt:2, Sayı:6, 59-67, Aralık, Toğrol, E., Sivrikaya, O., Arazi Deneyleri ve Geoteknik Tasarımda Kullanımları, Birsen Yayınevi, İstanbul, Toru Masuda, T., Behavior of Deep Excavations With Diaphragm Wall, M.Sc Thesis, MİT, October Townsend, F.C., Anderson, J.B., Landy Rahelison,L., Evaluation of FEM Engineering Parameters from İn-situ Tests, Florida Department of Transportation Technical Report, December Winters, W.J., Booth, J.S., Sediment properties related to prediction of embedment and penetration depth of objects into the seafloor off the Farallon İslands, California, Department Of The Interior U.S. Geological Survey Open-File Report , October, Yaman, G., Prediction Of Geotechnical Properties Of Cohesive Soils From In-Situ Tests: An Evaluation Of A Local Database, M.Sc Thesis,

137 116 METU, January Yoo, C., Lee, D., Deep excavation-induced ground surface movement characteristics A numerical investigation, Computers and Geotechnics, 35: (2008). 40. Zapata-Medina,D.,G., Semi-Empirical Method For Designing Excavation Support Systems Based On Deformation Control, M.Sc Thesis, University of Kentucky, İnternet:Durham Geo Slope İndicator Geotechnical Instrumentation.

138 EKLER 117

139 118 EK-1 Sondaj logları Şekil 1.1. SK-1 Sondaj logu

140 119 EK-1 (Devam) Sondaj logları Şekil 1.2. SK-2 Sondaj logu

141 120 EK-1 (Devam) Sondaj logları Şekil 1.3. SK-3 Sondaj logu

142 121 EK-1 (Devam) Sondaj logları Şekil 1.4. SK-4 Sondaj logu

143 122 Ek-2 Parametrik analizler Eu/Cu=400 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.1 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

144 123 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=450 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.2 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

145 124 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=500 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.3 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

146 125 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=400 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.4 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

147 126 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=450 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.5 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

148 127 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=500 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.6 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

149 128 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=300 C(kPa) 7,5 22,5 37,5 ' ( ) Şekil 2.7 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

150 129 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=300 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.8 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

151 130 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=300 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.9 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

152 131 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=300 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.10 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

153 132 Ek-2 (Devam) Parametrik analizler Eu/Cu=300 C(kPa) ' ( ) Şekil 2.11 II-II Kesiti toplam deplasman tahmini

154 133 Ek-3 Kazık başlangıç kotu düşürülmeden yapılan deformasyon tahminleri (kazı taban kotu ile son ankraj arasındaki mesafenin daha yüksek olması durumunda hesaplanan deformasyonlar) Şekil 3.1 I-I Kesiti yatay deformasyon Tahmini Şekil 3.2 II-II Kesiti yatay deformasyon tahmini