SARUHANLI (MANİSA) BELEDİYESİ İMAR PLANINA ESAS ALANLARIN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN İRDELENMESİ. Murat SAĞLAM YÜKSEK LİSANS TEZİ YAPI EĞİTİMİ

Transkript

1 SARUHANLI (MANİSA) BELEDİYESİ İMAR PLANINA ESAS ALANLARIN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN İRDELENMESİ Murat SAĞLAM YÜKSEK LİSANS TEZİ YAPI EĞİTİMİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ OCAK 2008 ANKARA

2 Murat SAĞLAM tarafından hazırlanan SARUHANLI (MANİSA) BELEDİYESİ İMAR PLANINA ESAS ALANLARIN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN İRDELENMESİ adlı bu tezin Yüksek Lisans tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Doç.Dr. Mehmet ORHAN Tez Danışmanı, Yapı Eğitimi ABD. Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Yapı Eğitimi Anabilim Dalında Yüksek Lisans tezi olarak kabul edilmiştir. Prof.Dr. Nail ÜNSAL İnşaat Müh. ABD, Gazi Üniversitesi. Doç.Dr. Mehmet ORHAN Yapı Eğitimi ABD, Gazi Üniversitesi. Yrd.Doç.Dr. Nihat Sinan IŞIK Yapı Eğitimi ABD, Gazi Üniversitesi. Tarih: 22 / 01 / 2008 Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Yüksek Lisans derecesini onamıştır. Prof. Dr. Nermin ERTAN 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 orijinal olmayan her türlü kaynağa eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Murat SAĞLAM

4 iv SARUHANLI (MANİSA) BELEDİYESİ İMAR PLANINA ESAS ALANLARIN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN İRDELENMESİ (Yüksek Lisans Tezi) Murat SAĞLAM GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Ocak 2007 ÖZET Zeminlerde ortaya çıkan sıvılaşma olayı, Dünyada 1964 Niigata ve Alaska depremleri, 1995 Kobe depremi ile Ülkemizde ise 1998 Ceyhan depremi ve 1999 Marmara depremlerinden sonra büyük önem kazanmıştır. Bu depremlerden sonra meydana gelen hasarların çoğunun zeminde meydana gelen sıvılaşmadan kaynaklandığı anlaşılmıştır. Bu çalışmanın amacı, Türkiye de birinci derece deprem bölgesinde yer alan Manisa ili, Saruhanlı ilçesi imar planına esas alanlarında, senaryo bir deprem sonucundaki sıvılaşma potansiyelinin irdelenmesidir. İnceleme alanında Konik Penetrasyon Testi (CPT) verileri ile sıvılaşma analizi yapılmış, sıvılaşma şiddeti indeksine göre sıvılaşma potansiyeli haritaları hazırlanmıştır. Yapılan çalışmalarda Saruhanlı ilçesi yerleşim alanlarındaki ince taneli güncel alüvyonda özellikle yüzeye yakın kesimlerde sıvılaşma olabileceği sonucuna varılmış ve alınabilecek önlemler belirtilmiştir. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : Sıvılaşma, deprem, CPT, sıvılaşma indeksi, Jeoteknik Sayfa Adedi : 139 Tez Yöneticisi : Doç.Dr. Mehmet ORHAN

5 v INVESTIGATION OF LIQUEFACTION POTENTIAL OF SARUHANLI (MANİSA) MUNICIPALITY SITES (M.Sc. Thesis) Murat SAĞLAM GAZİ UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY January 2007 ABSTRACT The liquefaction phenomena that occur in soils, after 1964 Niigata and Alaska earthquake, 1995 Kobe earthquake in the world with 1998 Ceyhan and 1999 Marmara earthquake in our country, got great importance. The damages that occured after these earthquakes is considered as the reason of liquefactions that occur in soils. The aim of this study is to examine the liquefaction potential of Saruhanlı town which located in the Turkey. For zoning plan. In the investigated area, liquefaction maps was examinated using the Conic Penetration Test (CPT) results, liquefaction were plotted according to liquefaction intensity index. According to the results the liquefaction may occur on fine-grained alluvium in the settlement areas of Saruhanlı town, especially regions that close to surface and explained some measures will be taken. Science Code : Key Words : Liquefaction, earthquake, CPT, liquefaction index, Geotechnics Page Number : 139 Adviser : Assoc.Prof.Dr. Mehmet ORHAN

6 vi TEŞEKKÜR Çalışmalarım boyunca değerli yardım ve katkılarıyla beni yönlendiren Hocam Doç. Dr. Mehmet ORHAN a yine kıymetli tecrübelerinden faydalandığım hocam Prof. Dr. Murat MOLLAMAHMUTOĞLU na, Yrd.Doç.Dr. Nihat Sinan IŞIK a, İnşaat Yüksek Mühendisi Ali ATEŞ e, ayrıca İller Bankası Makina ve Sondaj Dairesi Başkanlığı Jeoteknik Gruptaki tüm çalışma arkadaşlarıma, İmar Planlama Dairesi Başkanlığı Jeolojik Etüd Şube Müdürlüğündeki tüm çalışma arkadaşlarıma, manevi destekleriyle beni hiçbir zaman yalnız bırakmayan eşim ve oğluma, çok değerli arkadaşlarım Mustafa YİĞİT, İsmail BULUT, Bülent AKIL, İbrahim İNAN ve Zafer SAL a teşekkürü bir borç bilirim.

7 vii İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET...iv ABSTRACT... v TEŞEKKÜR.vi İÇİNDEKİLER...vii ÇİZELGELERİN LİSTESİ..viii ŞEKİLLERİN LİSTESİ...ix RESİMLERİN LİSTESİ...x HARİTALARIN LİSTESİ...xi SİMGELER VE KISALTMALAR...xiv 1. GİRİŞ KAYNAK ARAŞTIRMASI VE KURAMSAL TEMELLER Önceki Çalışmalar Sıvılaşma ile ilgili tanımlamalar Sıvılaşma potansiyelini etkileyen faktörler Sıvılaşma potansiyeli analiz yöntemleri Tekrarlı kayma gerilmesi yöntemi Deprem yüklerinin tanımlanması Sıvılaşma direncinin tanımlanması SPT verilerine göre sıvılaşma potansiyeli analizi Sıvılaşma başlangıcının belirlenmesi Sıvılaşma indeksinin hesaplanması CPT verilerine göre sıvılaşma potansiyeli analizi MATERYAL VE METOD Materyal İnceleme alanının tanıtımı İnceleme alanının jeolojisi...57

8 viii Sayfa Tektonik Çalışma Alanında Kullanılan Araç Gereçler Standart Penetrasyon Deneyi (SPT) çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler Konik Penetrasyon Testi (CPT) çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler Laboratuar çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler Metod Sıvılaşma potansiyeli analizleri İnceleme alanının sıvılaşma şiddeti indekslerinin Bulunması En büyük yatay yer ivmesinin bulunması Poison olasılık dağılımı ile deprem risk analizi DENEYSEL BULGULAR VE TARTIŞMA Sondaj Çalışmaları ve SPT Verilerinin Elde Edilişi Konik Penetrasyon Test (CPT) Çalışmaları ve Sonuçları Zeminlerin Jeoteknik Özellikleri En büyük yatay yer ivmesi hesap sonuçları Deprem risk analizi sonuçları CPT verilerine dayalı sıvılaşma analiz sonuçları SONUÇ VE ÖNERİLER..101 KAYNAKLAR EKLER EK-1 Sıvılaşma analiz sonuçları ÖZGEÇMİŞ...139

9 ix ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 2.1. Relatif sıkılığa bağlı sıvılaşma potansiyelleri...11 Çizelge 2.2 SPT darbe sayısı için ince tane oranı düzeltme katsayısı...33 Çizelge 2.3. Farklı zemin sınıflarının birim hacim ağırlıkları ve ortalama tane çapı...35 Çizelge 2.4. Farklı araştırmacılar tarafından elde edilen büyüklük düzeltme değerleri...37 Çizelge 2.5. Iwasaki (1981) ye göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması...38 Çizelge 2.6. Sönmez (2003) e göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması...39 Çizelge 2.7. Chen ve Juang (2000) e göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması.41 Çizelge 2.8. I z nin fonksiyonu olan f(i z ) değerleri (Robertson ve Fear, 1995)...46 Çizelge 3.1. Yerinde deneylerin yararları ve uygulanabilirlikleri...72 Çizelge 4.1. Verilerin elde edildiği koordinatlar...78 Çizelge 4.2. Kuyuların derinlik ve yeraltısuyu seviyeleri...78 Çizelge 4.3. CPT verilerinin elde edildiği koordinatlar...82 Çizelge CPT1-31 değerlendirme tablosu...83 Çizelge İvme azalım ilişkileri kullanılarak noktasal ve çizgisel sismik kaynaklar ile hesaplanan pik yatay yer ivmesi değerleri (PGA)...96 Çizelge Saruhanlı ve çevresi deprem tehlikesini gösterir poisson olasılık dağılımı...98 Çizelge yıllık yapı ömrü içerisinde % 10 aşılma ihtimali olan deprem büyüklüğü...98 Çizelge Ms:7,0. için derinliklere göre sıvılaşma durumları...99

10 x ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. Boşluk oranı-birim deformasyon grafiği Şekil 2.2. Relatif sıkılık ile sıvılaşma potansiyeli arasındaki ilişki Şekil 2.3. Tane boyu dağılımı ve sıvılaşma risk analizi Şekil 2.4. Plastik ince tanelerin sıvılaşmaya etkisi Şekil 2.5. Yatay toprak basıncı katsayısının sıvılaşmaya etkisi Şekil 2.6. Aşırı konsolidasyon oranının sıvılaşmaya etkisi Şekil 2.7. Gerilme altında kalma süresinin sıvılaşmaya etkisi Şekil 2.8. Sismik geçmişin sıvılaşmaya etkisi Şekil 2.9. Moment büyüklüğü ve odak uzaklığı ilişkisi Şekil Deprem sırasında oluşan kayma gerilmelerinin zamanla değişimi Şekil Yaklaşık yöntemde maksimum kayma gerilmesinin Şematik gösterimi Şekil Düz veya kısmen eğimli zemin yüzeylerinde gerilme azaltma Katsayısının derinlikle değişimi Şekil M=7,5 için siltli kumlarda devirsel direnç oranı ile (N 1 ) 60 arasındaki ilişki Şekil Son çalışmalara göre yeniden düzenlenmiş M=7,5 için devirsel Direnç oranı ile (N 1 ) 60 arasındaki ilişki Şekil DGO ve sıvılaşmaya neden olan devir sayısı arasındaki ilişki Şekil İnce tane düzeltme katsayısı değerleri (Seed, 1986) Şekil SPT verilerinin dönüştürülmesiyle geliştirilen CPT sıvılaşma eğrileri (Kramer, 1996) Şekil Düzeltilmiş uç direncine göre sıvılaşma eğrisi (Suzuki vd 1995)... 47

11 xi Şekil Sayfa Şekil CPT verileriyle hazırlanan zemin tipi şeması (Robertson, 1990) Şekil CPT direncinin temiz kumlara uyarlanmasında zeminin granüler yapısı için kullanılan düzeltme katsayısı (Robertson ve Wride, 1998) Şekil 3.1. Saruhanlı ve çevresinin genelleştirilmiş kolon kesiti Şekil 3.2. Robetrson ve Wride (1998) yöntemine göre yalınlaştırılmış sıvılaşma analizi akım şeması Şekil 4.1. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 1,50 m deki SPT-N değerleri Şekil 4.2. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 3,00 m deki SPT-N değerleri Şekil 4.3. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 4,50 m deki SPT-N değerleri Şekil 4.4. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 6,00 m deki SPT-N değerleri Şekil 4.5. Saruhanlı (MANİSA) zemin türleri Şekil 4.6. Gediz grabeninde olabilecek 7,0 büyüklüğünde bir proje Depremin çalışma alanında oluşturabileceği düşünülen Maksimum yatay yer ivmelerinin uzaklık azalım eğrileri... 97

12 xii RESİMLERİN LİSTESİ Resim Sayfa Resim 3.1. Saruhanlı (MANİSA) nın ikonos uydu görüntüsü Resim 3.2. Saruhanlı (MANİSA) nın havadan çekilmiş görüntüsü Resim 3.3. Boart Longyear sondaj makinesından görünüm Resim 3.4. CPT deneyinin yapıldığı itme makinasından görünüm Resim 3.5. İtme makinası, ölçümleri kaydeden alet ve konik uçlu probdan görünüm Resim 3.6. Konsolidasyon deney aletleri Resim 3.7. Üç eksenli deney aletleri... 71

13 xiii HARİTALARIN LİSTESİ Harita Sayfa Harita 3.1. Saruhanlı (MANİSA) ilçesi yer bulduru haritası Harita 3.2. Gediz nehri genel görünümü Harita 3.3. Saruhanlı ve çevresi bölgesel jeoloji haritası Harita 3.4. Batı Anadolu nun tektonik birlikleri Harita 3.5. Saruhanlı ve çevresi Gediz ve Büyük Menderes Grabenlerinin jeolojisi ve tektoniği Harita 4.1. İnceleme alanındaki sondajların yerlerini gösterir harita Harita 4.2. İnceleme alanındaki CPT noktalarının yerlerini gösterir harita Harita 4.3. İnceleme alanı merkez olmak üzere 100 km lik yarıçap içindeki aktif kırıklar ve çizgisel ve/veya noktasal sismik kaynakların dağılımı Harita 4.4. Saruhanlı (Manisa) sıvılaşma haritası (Ms=7,0 için)

14 xiv SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama a a max BDD C B C E C N C R CH CL d D 50 D r e e cr e max e min g GS GW-GM h Lı Ls Mw Andrus ve Stoke yönteminde eğri konumlandırma sabiti Zemin yüzeyinde maksimum yatay yer ivmesi Deprem büyüklüklerini düzeltme katsayısı Kuyu çapı düzeltme katsayısı Enerji oranı düzeltme katsayısı SPT deneyinde kullanılan jeolojik yük düzeltme Katsayısı, efektif gerilme Tij boyu düzeltme katsayısı Yüksek plastisiteli kil Düşük plastisiteli kil Tane çapı (mm) Ortalama tane çapı (mm) Relatif sıkılık Doğal boşluk oranı Kritik boşluk oranı En yüksek boşluk oranı En düşük boşluk oranı Yerçekimi ivmesi Güvenlik sayısı İyi derecelenmiş siltli çakıl Yeryüzünden yükseklik Sıvılaşma indeks sayısı Sıvılaşma şiddeti indeks sayısı Yüzey dalgası magnitüdü

15 xv Simgeler Açıklama N Ölçülmüş SPT darbe sayısı (N 1 ) 60 Düzeltilmiş SPT darbe saysı R Deprem odağından uzaklık r d SK1,2,.. SC SM SW-SC SW-SM SP-SM SP Tpd Qal u z α,β σ σ ı σ vo Gerilme azaltma katsayısı Sondaj kuyuları numaraları Killi kum Siltli kum İyi derecelenmiş killi kum İyi derecelenmiş siltli kum Kötü derecelenmiş siltli kum Kötü derecelenmiş kum Pliyosen detritik Alüvyon Boşluk suyu basıncı Yer altı suyunun yer yüzünden derinliği İnce tane oranı düzeltmesi için kullanılan katsayılar Toplam gerilme Efektif gerilme Düşey toplam gerilme σ ' vo Düşey efektif gerilme gerilme Zeminin doğal birim hacim ağırlığı γ n

16 xvi Kısaltmalar Açıklama AKO BDD CPT DBHA DDO DDO 7,5 DGO GS İTO SPT SK YASS PHGA Aşırı konsolidasyon oranı Büyüklük düzeltme değeri Konik penetrasyon testi (deneyi) Doğal birim hacim ağırlığı Devirsel direnç oranı Ms:7,5 için devirsel direnç oranı Devirsel gerilme oranı Güvenlik sayısı İnce tane oranı Standart penetrasyon testi (deneyi) Sondaj kuyusu Yeraltısuyu seviyesi Pik yatay yer ivmesi değerleri

17 1 1. GİRİŞ Ülkemizde yerleşim alanlarının imar planı çalışmalarında, mevcut yerleşim alanların imar revizyonu çalışmalarında yada yeni oluşturulacak yerleşim alanlarında (genellikle büyük yerleşim alanlarının çevresinde oluşturulan uydu kentler gibi) hazırlanan jeolojik-jeoteknik raporlar şehir plancılarının anlayabilecekleri bir dilde olmalıdır. Yerleşim alanlarında yapılan mühendislik jeolojisi çalışmaları sonucunda sıvılaşma potansiyeline sahip alanlar tespit edilip, sıvılaşmanın yerleşim alanlarına etkileri ve sıvılaşma potansiyeline sahip alanlarda alınması gereken önlemler ayrıntılı olarak verilmelidir. Saruhanlı (Manisa) ve çevresinde özellikle sıvılaşmaya yönelik herhangi bir çalışma bulunmamaktadır. Bu çalışma ile Saruhanlı ve çevresinin sıvılaşma potansiyeli ortaya konulmuş ve sıvılaşabilecek alanlarla ilgili önlemler ayrıntılı olarak verilmiştir. Çalışma bu bölgede daha sonra yapılacak benzer çalışmalara da ışık tutacaktır. Bu amaçla, Manisa İli Saruhanlı İlçesi imar planına esas alanlarının sıvılaşma potansiyeli irdelenerek, alınacak önlemler ile ilgili önerilerde bulunulmuştur. Tez hazırlanırken, İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dairesi Başkanlığı tarafından imar planına esas alanlarda yapılan Konik Penetrasyon Testi (CPT), jeoteknik sondaj ve laboratuar deneylerinden faydalanılmıştır. İnceleme alanının genel tanıtımı, jeolojik ve tektonik durumu anlatıldıktan sonra zeminlerde sıvılaşma olayı ile ilgili tanımlamalar ve ampirik yöntemlerle analiz yöntemlerine değinilmiş, daha sonra ise bölgeden elde edilen veriler ile Saruhanlı ilçesi yerleşim alanının sıvılaşma potansiyeli irdelenerek, bölgenin sıvılaşma potansiyeli haritası hazırlanmıştır. Sonuçlar değerlendirilerek bölgede yapılacak planlama ile ilgili öneriler getirilmiştir.

18 2 2. KAYNAK ARAŞTIRMASI VE KURAMSAL TEMELLER 2.1. Önceki Çalışmalar Sıvılaşma ile ilgili çalışmalar ile Bölge ve yakın çevresindeki jeolojik-jeoteknik amaçlı çalışmalar gruplandırılarak, bu çalışmalardan elde edilen sonuçlar kronolojik sırayla aşağıda özetlenmiştir. Sıvılaşma ile ilgili çalışmalar Sıvılaşma ile ilgili çalışmalar Ülkemizde özellikle 17 Ağustos 1999 Marmara depreminden sonra büyük ölçüde artmıştır. Bunlarla ilgili kısa bilgiler aşağıda verilmiştir. Taşkıran (2000), Osmangazi Üniversitesi nde Eskişehir İçin Sıvılaşma Potansiyelinin Değerlendirilmesi adlı yüksek lisans tezinde, depremler sırasında yapılarda meydana gelen hasarların en önemli sebeplerinden birisinin, suya doygun kumlu dolgularda ve gevşek kum tabakalarında sıvılaşmanın ortaya çıkması olduğunu belirtmiştir. Eskişehir için sıvılaşma potansiyelini değerlendirirken, Seed ve Idriss ile Tokimatsu ve Yoshimi yöntemlerini uygulamış bu yöntemler sonucunda, Eskişehir de deprem özellikleri (Ms=7,0 ve maksimum yer ivmesi 0,3 g) olası bir deprem sırasında, zemin sıvılaşması oluşacak ve/veya oluşmayacak bölgeleri tespit edip tablolar halinde sunmuştur [1]. Çetin (2000), Standart Penetrasyon Testi verilerini kullanarak sıvılaşma analizi yapmıştır [2]. Kuru (2001), Hacettepe Üniversite sinde Adana-Ceyhan Depreminde Alüvyal Zeminlerin Sıvılaşma Davranışı ve Yapısal Hasarlar Üzerindeki Etkisinin Değerlendirilmesi adlı yüksek lisans tezinde, 27 Haziran 1998 tarinde yerel saat ile 16:55 te (13:55 GMT) Adana iline bağlı Ceyhan-Misis arasındaki bölgede orta büyüklükte (Ms=6,2 USGS; Ms=6,3 Kandilli) meydana gelen deprem sonucu,

19 3 Ceyhan nehrinin kıyısına paralel km lik bir hat boyunca ve Ceyhan ile civarındaki bazı yerleşim birimlerinin yakınında yer alan taşkın ovası çökellerinde zemin sıvılaşması meydana geldiğini belirtmiştir. Gerek deprem öncesinde, gerek sonrasında Çukurova bölgesinin jeolojik, yapısal ve sismotektonik özellikleri konularında çalışmalar yapılmışsa da, geniş bir alanı kapsayan alüvyal zeminlerin sıvılaşma davranışı ile zemin özelliklerinin yapısal hasarlar üzerindeki etkileri hakkında mühendislik çalışmalarına katkı sağlayabilecek ayrıntıda bir araştırmanın yapılması gerektiğini saptamıştır. Bu amaçla, Ceyhan ve yakın civarındaki alanlarda gözlenen alüvyal zeminlerin sıvılaşma potansiyelinin görgül yöntemlerle değerlendirip, alüvyal istifin en üzerinde gözlenen sıvılaşmaya karşı dirençli, sıkı killi-siltli düzeylerin sıvılaşan zeminlerin davranışına olan etkilerini ve zemin davranışının yapısal hasarlar üzerindeki rolünü belirlemiştir [3]. Koyuncu (2001), Hacettepe Üniversite sinde Eskişehir İl Merkezindeki Birimlerin Jeo-Mühendislik Özelliklerinin Değerlendirilmesi ve Mühendislik Jeolojisi Haritalarının Hazırlanması adlı yüksek lisans tezinde, Eskişehir in büyüme hızı yüksek, endüstriyel hammadde bakımından zengin ve sanayileşmesi gelişmiş, büyük illeri bağlayan karayolu ve demiryolu hatları için bir kavşak konumunda olması nedeniyle yeni alanların hızla yerleşime açıldığı bir kent olduğunu belirtmiştir. Bu kapsamda Eskişehir ilinin sıvılaşma potansiyeli haritasını hazırlamıştır [4]. Mutlu (2001), Gazi Üniversite sinde Arazi Ve Laboratuar Deneyleri İle Zemin Sıvılaşma Potansiyelinin İrdelenmesi adlı yüksek lisans tezinde, 27 Haziran 1998 tarihinde Adana ili ve çevresinde meydana gelen 5,9 büyüklüğündeki depremin Adana ili, Ceyhan ilçesi, Abdioğlu köyü yakınlarında oluşturduğu sıvılaşmayı esas alarak, sıvılaşma alanından alınan numuneler üzerinde laboratuar deneyleri yapmıştır. Arazi ve laboratuar deneylerinden elde edilen sonuçları farklı sıvılaşma kriterleri de kullanarak sıvılaşma potansiyelinin varlığını göstermiştir [5]. Polat (2002), İstanbul Teknik Üniversite sinde İstanbul Yerleşim Alanı İçerisindeki Kuvaterner Çökellerin Sıvılaşma Potansiyeli adlı yüksek lisans tezinde, İstanbul da bulunan Çamaşırcıdere, Kurbağalıdere, Ortaköy-Ambarlı deresi, Ihlamur-Fulya

20 4 deresi, Dolapdere-Baruthane deresi, Cendere-Ayazağa deresi, Alibeyköy deresi, Siyavuşpaşa deresi ve Ayamama deresi vadilerinde yer alan genç çökellerin mühendislik özelliklerini araştırmış, muhtemel bir Marmara depremi durumunda bu çökellerin sıvılaşma-taşıma gücü kaybı potansiyellerini irdelemiştir [6]. Üçöz (2002), Ankara Üniversite sinde Yerin Sıvılaşma Potansiyelinin Sismik Verilerle Analizi adlı yüksek lisans tezinde, deprem sırasında sıvılaşma ve hasarları incelemiştir. Bu çalışma ile Seed ve Idriss (1981) yöntemleri daha sağlıklı çalıştığı görülmüştür. Çünkü deprem sırasında oluşan sıvılaşma parametreleri daha iyi örneklenmiştir. Sismik S dalgası hızı ile ivmenin çok önemli parametre olduğu sonucuna varılmıştır [7]. Ulamış (2002), Ankara Üniversite sinde Bolu İli D100 Karayolu İle Büyüksu Deresi Arasındaki Normal Konsolide Zeminlerin Jeoteknik Özellikleri Arasındaki İlişkiler adlı yüksek lisans tezinde, inceleme alanındaki 88 adet sondajda kesilen kumlu seviyelere ait sıvılaşma potansiyellerini Seed, De Alba (1986) ile Tokimatsu ve Yoshimi (1983) yöntemlerini kullanarak bulmuştur. Tüm bu verilerin ışığında sıvılaşma potansiyelini kullanarak mikro bölgelendirme haritası hazırlamıştır [8]. Köleoğlu (2002), İstanbul Teknik Üniversite sinde Sıvılaşma Potansiyeli Değerlendirmeleri Ve Sıvılaşma Analizi Kriterlerinin Karşılaştırılması adlı yüksek lisans tezinde, Adapazarı Kenti zemininde yer alan alüvyonal birimlerin sıvılaşama analizlerini yapıp, sıvılaşma potansiyeli yüksek kesimleri tespit etmiştir. Ayrıca bu sonuçları 17 Ağustos 1999 Marmara depremi sonrası Adapazarı nda yapılan gözlemlerle karşılaştırılmıştır [9]. Ateş (2003), Gazi Üniversitesi nde Zeminlerin Sıvılaşması ve Sıvılaşma Metodlarının İrdelenmesi adlı yüksek lisans tezinde, zeminlerdeki sıvılaşma ile ilgili tüm tanımlama, sıvılaşmayı etkileyen faktörler ve sıvılaşma analiz metodlarını ayrıntılı bir şekilde irdelemiştir [10].

21 5 Şişman (2006), Gazi Üniversite sinde Fethiye Yerleşim Alanındaki Zeminlerin SPT ve Kayma Dalga Hızı Verileriyle Sıvılaşma Potansiyelinin Değerlendirilmesi adlı yüksek lisans tezinde, Muğla İli Fethiye İlçesi yerleşim alanında senaryo bir deprem sonucundaki sıvılaşma potansiyelini araştırmıştır. İnceleme alanında SPT darbe sayıları ve kayma dalga hızı ölçülerek sıvılaşma analizi yapmış, sıvılaşma şiddeti indeksine göre sıvılaşma potansiyeli haritası hazırlamıştır. Fethiye yerleşim alanındaki güncel alüvyonda yüzeye yakın olduğu kesimlerde sıvılaşma olabileceği sonucuna varılmış ve alınabilecek önlemleri belirlemiştir [11]. Moss (2006), Konik Penetrasyon Testi verileri ile sıvılaşma analizi yapmıştır [12]. Jeoloji çalışmaları Ünal ve Havur (1971), Alaşehir-Salihli bölgesinin jeotermik enerji yönünden detay jeolojik etüdünü hazırlamışlardır [13]. Metli vd. (2001), Manisa ili çevre jeolojisi ve arazi kullanım potansiyeli çalışmasını yapmışlardır [14]. Sarı (2003), Gravite verilerinin tekil değer ayrıştırma yöntemiyle ters çözümü ile Gediz ve Büyük Menderes grabenlerinin tortul kalınlıklarını saptanmaya çalışmıştır [15]. Jeolojik-Jeoteknik çalışmalar Bulut ve Sağlam (2006), İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dairesi Başkanlığı tarafından Saruhanlı Belediyesi jeoteknik etüd gerektiren alanların imar planına esas jeolojik-jeoteknik etüd raporu hazırlanarak ilçenin yerleşime uygunluk durumu ortaya konulmuştur [16].

22 Sıvılaşma ile ilgili tanımlamalar Sıvılaşma Mogami ve Kubu (1953) tarafından isimlendirilmiş olan sıvılaşma ile ilgili, 1950 li yıllarda çeşitli çalışmalar yapılmasına karşın asıl yaygın bilimsel çalışmalar 1964 yılında meydana gelen Alaska (M=8,4) ve bunu izleyen Niigata (M=7,5) depremleri sonrası başlamıştır [17] Mexico (M=8,1), 1989 California-Loma Prieta (M=7,1), 1994 California-Northridge (M=6,8) ve özellikle 1995 Kobe (M=7,2) depremlerinde gözlenen sıvılaşma olguları bu alandaki çalışmaları hızlandırmıştır. Ülkemizde ise 1992 Erzincan, 1988 Ceyhan, 1999 Marmara ve Düzce depremlerinde zemin sıvılaşmaları ve bunların yapılara verdiği hasarlar çarpıcı biçimde gözlenmiştir. Sıvılaşma, suya doygun gevşek taneli zeminlerin deprem veya başka ani yüklemeler sonucu katı halden sıvı hale dönüşmesidir [18]. Sıvılaşma, boşluk suyu basıncının tekrarlı yükler altında sürekli artması ve korunması ile efektif çevre basıncının çok küçük bir değere düşmesi, zemin kayma mukavemetinin kaybolması ve çok büyük Şekil değiştirmelerin ve akmaların oluştuğu bir durumdur [18]. Suya doygun, gevşek kum/kumlu zeminler, tekrarlı yükler etkisinde, sıkışma ve hacim daralması eğilimi gösterirler. Bu eğilim, drenajın olmadığı koşullarda, boşluk suyu basıncını artırır. Tekrarlı yükler kum tabakası içindeki boşluk suyu basıncının artmasını desteklediği zaman, toplam gerilme, boşluk suyu basıncına eşit değere ulaşabilir [19]. Efektif gerilme prensibine göre; σ ı = σ - u (2.1) σ = u > σ ı = 0 olur. (2.2)

23 7 Bu durumda, kohezyonsuz zemin kayma direnimini kaybeder ve bir sıvı gibi davranarak büyük yer değiştirmelerine maruz kalır. Böylece sıvılaşma evresine geçilmiş olur [19]. Depremler sırasında meydana gelen tekrarlı gerilmeler, boşluk suyu basıncının o kadar artmasına neden olur ki bu basınç efektif gerilmeyi ortadan kaldırır. Özellikle kumlu zeminlerde kayma direnci sadece taneler arasındaki sürtünmeye bağlı olduğundan, kum taneleri arasındaki boşluk suyu basıncının artması bir an için kum tanelerini birbirinden ayırabilir. Bu sırada kum su ile birlikte akıcı hale gelir ve sıvı gibi davranmaya başlar ve hiçbir gerilmeye karşı koyamaz [20]. Geçmiş depremler sonrasında meydana gelen sıvılaşma olayları incelendiğinde çoğunlukla aşağıdaki zemin koşulları gözlenmiştir; Doygun iri kum, siltli kum ve hatta kumlu silt gibi zeminlerde drenaj koşulları yetersiz ise, Zeminin ortalama tane çapı D 50 = 0,02 ile 1,00 mm arasında ve ince tane yüzdesi (d 0,005 mm) % 10 unu geçmiyor ise, Üniformluluk kat sayısı (D 60 / D 10 ) < 10 ise, Relatif sıkılık, Dr < % 75 ise, Zemin sıvılaşmaya daha duraylı olur. Bu koşulları sağlayan zeminlerde sıvılaşma olayını tetikleyen deprem özellikleridir [20]. Diğer bir ifade ile yeterli bir büyüklükte deprem bu zeminlerde sıvılaşmaya neden olur. Bununla birlikte düzeltilmiş SPT-N sayısının 30 u aşması durumunda zeminin sıvılaşmayacak derecede sıkı olduğu söylenebilir [21]. Sıvılaşma gösteren kumlar üzerinde yapılan SPT deneylerinde darbe sayısının genellikle 25 in altında olduğu, sıvılaşmanın ayrıca titreşim sayısına, kumun başlangıç boşluk oranına ve çevre basıncına da bağlı olduğu görülmüştür [22].

24 Sıvılaşma potansiyelini etkileyen faktörler Yeraltı su seviyesi Sıvılaşma için en elverişli koşullar, yeraltı su seviyesinin yüzeye yakın olduğu zaman ortaya çıkmaktadır. Yer altı su seviyesi üzerinde yer alan ve suya doygun olmayan zeminlerin sıvılaşması söz konusu değildir. Şu anda yeraltı su seviyesi üzerinde bulunan zeminler, hidrolik rejim dikkate alındığında, gelecekte büyük olasılıkla doygunluk oluşmayacağını gösteriyorsa, genellikle sıvılaşma potansiyeli için değerlendirmeye alınmaz. Yeraltı su seviyesinin zaman içinde alçalıp yükseldiği yerlerde, sıvılaşma potansiyeli de paralel şekilde artar ve düşer. Diğer bilgi kaynakları su seviyesinde daha yüksek veya daha düşük bir seviyeyi işaret etmediği sürece, sıvılaşma analizinde geçmişte kaydedilmiş en yüksek yeraltı su seviyesi kullanılmalıdır [23]. Zemin tipi Ishihara (1985) sıvılaşmaya en duyarlı zemin türleri için şunu belirtmektedir: Depremler esnasında zemin sıvılaşması ile ilişkili tehlikenin ince ve orta kum ile düşük plastisiteli ince taneler içeren kum çökellerinde karşılaşıldığı bilinmektedir. Bununla birlikte, sıvılaşmanın zaman zaman çakıllı zeminlerde de oluştuğu rapor edilmiştir [24]. Bu durumda, sıvılaşmaya duyarlı zemin türleri; plastik olmayan (kohezyonsuz) zeminlerdir. Kohezyonsuz zeminlerin sıvılaşmaya karşı en az dirençliden en çok dirençliye kadar sıralanması kabaca; temiz kumlar, plastik olmayan siltli kumlar, plastik olmayan siltler ve çakıllar olarak verilebilir. Bu sıralamanın bir çok istisnası olabilir [22]. Seed ve Idriss (1982) tarafından açıklanan [25] ve sonradan Youd ve Gilstrap (1999) tarafından pekiştirilen kriterler kullanılarak, ince taneli zeminlerin (plastik siltlerin) sıvılaşması için, aşağıdaki üç kriterin tamamının karşılanması gerekmektedir:

25 9 0,005 mm den daha ince partiküllerin zemindeki kuru ağırlıkça yüzdesi 15 den daha az olmalıdır (yani, 0,005 mm den geçen yüzde <15). Likit Limit değeri 35 den küçük olmalıdır (yani, LL<35). Zeminin su muhtevası (w) likit limitin 0,9 undan daha büyük olmalıdır. [yani, w>0,9(ll)] [26]. İnce taneli zeminin bu üç kriterin tümünü karşılamadığı durumda, zeminin genellikle sıvılaşmaya duyarlı olmadığı düşünülür. Kohezyonlu zeminde sıvılaşma olmasa da, sismik sarsıntıdan dolayı önemli bir drenajsız kayma direnci kaybı olabilir [23]. Yerleştirme ve çökelme ortamı Hidrolik dolgular (su altında yerleştirilmiş dolgu), su içinde düşen zemin partikülleri ile oluşturulan gevşek ve dağınık zemin yapısı nedeniyle sıvılaşmaya oldukça duyarlı olma eğilimindedir. Göllerde, nehirlerde veya denizlerde oluşan doğal çökeller, gevşek ve dağınık zemin yapısı oluşturma eğiliminde olup, sıvılaşmaya daha duyarlıdır. Sıvılaşmaya duyarlı zeminler gölsel, alüvyal ve denizel çökelme ortamlarında oluşur [23]. Drenaj şartları Aşırı boşluk suyu basıncının hızlı sönümlenmesi durumunda zemin sıvılaşmayabilir. Böylece çok yüksek geçirimli çakıl drenler veya çakıl tabakalara bitişik zeminlerde sıvılaşma potansiyeli azalır [23]. Çevre basınçları Çevre basıncı ne kadar büyükse, zemin sıvılaşmaya karşı hassaslığı da o kadar azdır. Arazi incelemeleri, olası sıvılaşma bölgesinin genellikle zemin yüzeyinden yaklaşık 15 m lik bir derinliğe indiğini göstermektedir. Daha derinde yer alan zeminler, genellikle daha yüksek çevre basınçlarından dolayı sıvılaşmaz. Bu durum, 15 m den daha derindeki zeminlerde sıvılaşma analizi yapılmayacağı anlamına gelmez. Bir çok

26 10 durumda, 15 m den daha derin zeminler için bir sıvılaşma analizi yapmak gerekebilir. Ayrıca su içine gevşekçe dökülmüş herhangi bir zemin çökeli için bir sıvılaşma analizi yapılmalıdır. Benzer Şekilde alüvyonun hızlıca çökeldiği bir saha için de 15 m den derin seviyeler için sıvılaşma analizi gerekebilir [23]. Bina yükü Bir kum çökeli üstüne ağır bir binanın inşası, zeminin sıvılaşma direncini azaltabilir. Örneğin, zemin yüzeyinde bir radyenin ağır bir binayı desteklediğini varsayalım. Radye altındaki zemin, bina yükünün neden olduğu kayma gerilmelerine maruz kalır. Bina yükünün zeminde neden olduğu bu kayma gerilmeleri zemini sıvılaşmaya karşı daha duyarlı yapabilir. Bunun nedeni; zeminin hacimsel büzülmesi ve dolayısıyla sıvılaşması için gerekli deprem kökenli ilave kayma gerilmesinin daha küçük olmasıdır [23]. Relatif sıkılık (D r ) ve boşluk oranı Relatif sıkılık (D r ), taneli zeminlerdeki oturma ve sıvılaşma riskinin belirlenmesindeki temel parametrelerden biridir. Başlangıç relatif sıkılık değeri arttıkça titreşim sırasında oturma ve boşluk suyu basıncının azaldığı bilinmektedir. Sıkılık değerinin artmasıyla ön sıvılaşmaya ulaşmak için gerekli devir sayısının veya uygulanan kayma gerilmesinin artması gerekmektedir [27]. Sıkı zeminler gevşeyerek, gevşek zeminler de sıkışarak yenilir (Şekil 2.1).

27 11 Şekil 2.1. Boşluk oranı-birim deformasyon grafiği Başlangıç relatif sıkılığı yüksek olan zeminlerde, deformasyon ve boşluk suyu basıncı düşük olmakta, başlangıç relatif sıkılığı düşük olan zeminlerde ise, daha büyük deformasyon ve boşluk suyu basıncı oluşmaktadır. Bu nedenle, başlangış relatif sıkılığı yüksek olan zeminlerde, sıvılaşma riski düşüktür. Relatif sıkılığı %70 i geçen kumlarda sıvılaşmanın oluşmadığı gözlenmiştir [22]. Relatif sıkılık ile sıvılaşma potansiyeli arasındaki ilişki aşağıda görülmektedir (Şekil 2.2) (Çizelge 2.1). Şekil 2.2. Relatif sıkılık ile sıvılaşma potansiyeli arasındaki ilişki [28].

28 12 Çizelge 2.1. Relatif sıkılığa bağlı sıvılaşma potansiyelleri [29]. Maksimum Yer İvmesi Sıvılaşma Potansiyeli Yüksek Sıvılaşma zemin tipine ve deprem magnitüdüne bağlıdır Sıvılaşama Potansiyeli Düşük 0.10 g D r < % 33 % 33 < Dr < % 54 D r > % g D r < % 48 % 48 < Dr < % 73 D r > % g D r < % 60 % 60 < Dr < % 85 D r > % g D r < % 70 % 70 < Dr < % 92 D r > % 92 Boşluk oranı kritik boşluk oranından küçük olduğu durumlarda zemin sıvılaşmazken, büyük olduğu ve drenaj koşullarının sağlanmadığı durumlarda sıvılaşma olabileceği belirtilmiştir [30]. e cr = e min + ( e max - e min) * e [ -0,75* amax / g] (2.3) e: boşluk oranı, e min : olası minimum boşluk oranı, e max : olası maksimum boşluk oranı, a max: en büyük yatay yer ivmesi, g: yerçekim ivmesi. Tane boyu dağılımı ve tane şekli Sıvılaşmış zeminlerin elek analizlerinden elde edilen sonuçlar esas alınarak tane boyu eğrilerinin sıvılaşma bakımından kritik bölgeleri Şekil 2.3 de iki yönlü taralı alanla gösterilmiştir. Zemin tane boyu eğrisi bu taralı alan içerisine düşerse, sıvılaşma riskinin yüksek olduğu varsayılır [25]. Şimdiye kadar meydana gelmiş depremlerde, kötü derecelenmiş zeminlerin, iyi derecelenmiş zeminlere göre, boşluk oranlarının çok yüksek olması nedeni ile sıvılaşma açısından daha hassas olduklarını göstermiştir [25].

29 13 Şekil 2.3. Tane boyu dağılımı ve sıvılaşma riski eğrileri [25]. Şimdiye kadar meydana gelmiş depremlerde aşağıdaki zemin cinslerinin sıvılaşma konusunda hassas olduğunu ortaya koymuştur [22]. 20 m den daha az derinliğe kadar uzanan, farklı tane dağılımına sahip kum tabakaları, Altında ve üstünde kil veya silt tabakaları bulunan, 3-10 m kalınlığındaki kum tabakaları, İri taneli kum tabakası üzerinde yer alan ince taneli kum tabakaları

30 14 Sıvılaşan zeminlerin tane şekli konusundaki genel anlayış, taneleri köşeli olan zeminlerin belirli bir konsolidasyon basıncına kadar sıvılaşmaya karşı dirençli olacağı yönündedir. Daha büyük basınçlarda ise, köşelerin kırılıp ince tane oluşturmaları nedeniyle sıvılaşmayı kolaylaştırıcı yönde bir etki yaptıkları gözlenmiştir [31]. İnce tane oranı ve plastisite Sıvılaşma üzerinde ince tane oranının belirlenmesi amacıyla birçok araştırmacı tarafından detay çalışmalar yapılmıştır. Üç eksenli deney aletinde Ottowa kumu üzerinde düşük plastisiteli tanelerin etkisini incelemişler, plastik olmayan ince tane oranı arttıkça sıvılaşma mukavemetinde azalma meydana geldiğini tespit etmişlerdir [22]. Yine Ansal vd. (1994) tarafından dinamik üç eksenli deney sisteminde örselenmemiş düşük plastisiteli siltli kum numunelerin davranış biçimleri incelenmiştir [32]. Kumlu zeminin içerdiği silt oranının dinamik mukavemeti olumsuz olarak etkilediği, silt oranı arttıkça mukavemette azalmanın olduğu görülmüştür (Şekil 2.4). Şekil 2.4. Plastik ince tanelerin sıvılaşmaya etkisi [32].

31 15 Yatay toprak basıncı ve aşırı konsolidasyon oranı Yatay toprak basıncı katsayısı K 0 ın artmasıyla ön sıvılaşmaya yol açacak gerilme oranlarında büyük artışların olacağı bulunmuştur (Şekil 2.5). Şekil 2.5. Yatay toprak basıncı katsayısının sıvılaşmaya etkisi [27]. Suya doygun kohezyonsuz zeminlerde yapılan araştırmalarda, uygulanan konsolidasyon basınçları arttıkça, numunelerin dinamik mukavemetleri azalarak sıvılaşabilirliğin artmakta olduğu gözlenmiştir [33]. Aynı tip kum numunelerini kullanarak burulmalı kesme deneylerinde aşırı yüklenmişliğin etkisi incelenmiş ve deney sonuçları Şekil 2.6 da gösterilmiştir. Şekilden de görüldüğü gibi aşırı konsolidasyon oranı (A.K.O) nın artmasıyla sıvılaşmaya karşı direnç artmaktadır [24].

32 16 Şekil 2.6. Aşırı konsolidasyon oranının sıvılaşmaya etkisi [22]. Zeminin gerilme altında kaldığı süre Benzer biçimde hazırlanmış numuneler 0,01 günden 95 güne kadar değişen zaman dilimleri içinde belirli bir basınç altında bırakılmış ve ön sıvılaşmaya yol açabilecek gerilme oranları arasında %25 e varan farklar bulunmuştur (Şekil 2.7). Daha uzun zaman dilimlerinin etkisini anlayabilmek için araziden alınan örselenmemiş numunelerin davranışı ile aynı tip kum kullanılarak laboratuarda hazırlanmış numunelerin sıvılaşmaya karşı davranışlarının karşılaştırılması gerekmektedir. Böyle bir durumda ise sıvılaşmaya karşı direnim, Şekilden de görüldü gibi %75 oranında artabilmektedir. Buna neden olarak da uzun süre yük altında kalmanın bir sonucu olarak, taneler arasında bir kaymanın ve çimentolaşmanın oluşması gösterilmektedir [27].

33 17 Şekil 2.7. Gerilme altında kalma süresinin sıvılaşmaya etkisi [27]. Sismik geçmişin etkisi Bir kum elemanının sıvılaşabilirliğinin, o kum elemanının daha önce tekrarlı yükler etkisi altında kalmış olmasından etkilendiği bir çok araştırmacı tarafından gözlenmiştir. Bu etkinin ne yönde olacağı ve önemini daha iyi kavramak için aynı Şekilde ve aynı sıkılıkta hazırlanmış numunelerden bir kısmı çok ufak titreşimlere tabi tutulmuştur. Bütün numuneler üzerinde yapılan gerekli gerilme oranlarının, hiç titreşim altında kalmamış numunelere göre %50 den daha büyük olduğu gözlenmiştir. Geçmişte deprem etkisi altında kalmış kum tabakalarının, yukarıda sözü edilen deneylerde numunelere uygulanmış olan titreşimlerden çok daha kuvvetli titreşimlerin etkisi altında kaldıkları düşünülürse, bu tabakaların sıvılaşmaya karşı dirençlerinin artmış olacağı düşünülebilir (Şekil 2.8). Yalnız burada numuneye uygulanan titreşimlerin mertebesi de önemli olmaktadır. Eğer bu titreşimler küçük

34 18 kalmış ve sıvılaşmaya yol açmamış ise genel olarak mukavemette bir artış olurken, sıvılaşma olması halinde mukavemette bir azalmaya yol açmaktadır. Bu tip davranışa neden olarak ise uygulanan titreşimler sonucu meydana gelen değişiklikler gösterilebilir. Şekil 2.8. Sismik geçmişin sıvılaşmaya etkisi [27]. Deprem şiddeti ve odak uzaklığı Deprem sonrası arazi gözlemleri sıvılaşma bölgesinin sismik kaynağa olan uzaklıkla ilgili olduğunu da göstermiştir [34]. Bununla ilgili olarak Kuribayashi ve Tatsuoka (1975) Şekil 2.9 daki (b) çizgisini çizmişlerdir [35]. Fakat bunun güvenli bölgede kalmadığı görülmüş daha sonra Ambraseys (1988) Şekil 2.9 daki (a) eğrisini, bütün dünyada oluşmuş sığ depremlerden toplanan verileri derleyerek tasarlamıştır [36]. Buradan da olası sıvılaşma beklenen bölgenin odağa olan uzaklığının depremin büyüklüğü ile arttığını göstermiştir [23]. Buna neden olarak da deprem odağına olan uzaklık arttıkça yatay yer ivmesi değerlerinin azalması ve sıvılaşmaya karşı direncin artması gösterilebilir.

35 19 Şekil 2.9. Moment büyüklüğü ve odak uzaklığı ilişkisi [27] Sıvılaşma potansiyeli analiz yöntemleri Bir zeminin sıvılaşmaya duyarlı olması gerçeği, bir depremin meydana gelmesi halinde sıvılaşmanın olacağı anlamına gelmez. Sıvılaşmanın oluşması için, onu başlatacak önce kuvvetli bir örselenme veya tetikleme gerekir [37]. Bu örselenmenin karakterini tanımlamada bir çok yöntem geliştirilmiştir. Bunlar aşağıda sıralanmıştır.

36 Tekrarlı kayma gerilmesi yöntemi 1960 ve 1970 li yıllarda H.B. Seed ve meslektaşları tarafından Californiya Üniversitesinde yapılan çalışmalar, sıvılaşma olayının anlaşılmasında büyük rol oynamıştır. Bu çalışmalar, genellikle sıvılaşmayı tetikleyen yükleme koşullarının tespitine yöneliktir. Sıvılaşmayı tetikleyen yükleme koşulları, tekrarlı kayma gerilmesi olarak tanımlanmış ve sıvılaşma potansiyeli, deprem anında meydana gelen kayma gerilmelerinin devir sayısı ve büyüklüğü temel alınarak belirlenmiştir. Bu yaklaşım, günümüzde yaklaşık yöntem olarak bilinmektedir [37] yılında yayınlanan yaklaşık yöntem [38], sıvılaşma analizinde standart olarak kabul edilmiştir. Yöntem arazi gözlemleri ve laboratuar deneylerinden elde edilen verilerle geliştirilen ampirik bir hesap yöntemidir. Kum kaynaması, yüzey çatlakları veya yanal yayılma görülen zeminlerde sıvılaşmanın oluştuğu kabul edilerek toplanan veriler, çoğunlukla düz yüzeyli ve sığ derinliklerdeki (<15 m) alüvyon ve nehir sedimentlerinden alınmıştır. Orijinal yöntem bu arazi şartları için geliştirilmiş olup, sadece bu şartlarda uygulanabilir. Zeminlerin sıvılaşma dirençlerinin belirlenmesi, iki değişkenin hesaplanmasını veya tahmin edilmesini gerektirir. (1) Zemin tabakasındaki sismik aktiviteyi ifade eden Devirsel Gerilme Oranı (DGO), (2) Zeminin sıvılaşmaya karşı direncini gösteren Devirsel Direnç Oranı (DDO) [39] Deprem yüklerinin tanımlanması Sıvılaşmayı başlatmak için gerekli aşırı boşluk suyu basıncı seviyesi, deprem nedeniyle oluşan devirsel yüklerin büyüklüğüne ve sürecine bağlıdır. Yaklaşık yöntem, aşırı boşluk suyu basıncı oluşumunun, devirsel kayma gerilmeleriyle ilgili olduğu tahminini temel almış ve bundan dolayı da deprem yükleri, devirsel kayma

37 21 gerilmeleri cinsinden ifade edilmiştir. Yüklemeler iki yöntemle tahmin edilebilir; detaylı zemin tepki analizi veya yaklaşık yöntem [37]. Zemin tepki analizleri; bir zemin tabakasının farklı derinliklerindeki kayma gerilmelerinin zamanla değişimini tahmin etmek için kullanılabilir. Bu tür analizler, gerçek deprem hareketlerinin, süreksiz ve düzensiz karakteristiklerini gösterirler (Şekil 2.10). bununla birlikte, sıvılaşma dirençlerinin tahmin edildiği laboratuar verileri, genellikle devirsel kayma gerilmelerinin üniform olduğu deneylerden elde edilirler. Bu yüzden yaklaşık yöntemde, deprem sırasında oluşan maksimum kayma gerilmesinin %65 i alınarak, aynı boşluk suyu basıncını oluşturabilen üniform kayma gerilmeleri elde edilir [38]. Şekil Deprem sırasında oluşan kayma gerilmelerinin zamanla değişimi

38 22 Seed ve Idriss (1971) e göre, bir deprem sırasında oluşan maksimum kayma gerilmesinin belirlenmesi; γζ τ max = g a max r d (2.4) Burada, a max g γ Z r d = Zemin yüzeyindeki maksimum yatay yer ivmesi = Yer çekimi ivmesi = Zeminin birim hacim ağırlığı = Zeminin yüzeyden itibaren derinliği (m) = Gerilme azaltma katsayısı Zeminin yüzeyindeki maksimum yatay yer ivmesi a max olan h derinliğindeki bir zemin kolonu eğer rijit bir davranış gösterirse (Şekil 2.11), h derinliği üstündeki tüm zemin kayma gerilmesine maruz kalır ve maksimum kayma gerilmesi (yatay düzlemdeki) aşağıdaki Şekilde ifade edilir: ( τ max ) rijitkütle = F = ma = (W / g)a = γh amax g (2.5) Bununla birlikte zemin rijit bir kütle gibi davranmaz. Bundan dolayı h derinliğindeki gerçek maksimum kayma gerilmesi Eş.2.4 ile hesaplanan değerden daha düşük olacaktır. Deforme olabilen zemin kütlesi h derinliğinde genellikle rijit zemin kütlesinden daha az kayma gerilmesi uygular. Zemin gerçek kayma gerilmesi değeri ile rijit davranışı göz önüne alınarak tahmin edilen kayma gerilmesi arasındaki ilişki, gerilme azaltma katsayısı, r d ile ifade edilir [38].

39 23 Şekil Yaklaşık yöntemde maksimum kayma gerilmesinin şematik gösterimi [38]. r d = ( τmax) ( τmax) gerçek rijitkütle (2.6) Yaklaşık yöntemde kullanılan ortalama kayma gerilmeleri ise, Eş.2.6 dikkate alınarak aşağıdaki şekilde ifade edilebilir: γζ τ ort = 0,65 g a max r d (2.7) Eş.2.7 düz veya kısmen eğimli zeminlerde geçerlidir. Eş.2.6 da teorik anlamı verilen gerilme azaltma katsayısı, Şekil 2.12 deki ortalama değer eğrisi kullanılarak bulunabilir yılında Bolton Seed yayınladığı makalesinde, τ ort yı σ ' vo ile normalize ederek, devirsel gerilme oranını gündeme getirmiştir. Bu gelişme ile birlikte, sıvılaşmaya neden olacak kayma gerilmeleri devirsel gerilme oranı cinsinden ifade edilmeye başlanmıştır.

40 24 Şekil Düz veya kısmen eğimli zemin yüzeylerinde gerilme azaltma katsayısının derinlikle değişimi [38]. DGO = τ σ ' ort vo = 0,65 amax g σvo σ ' vo r d (2.8) Şekil 2.12 de verilen eğrinin yanı sıra kritik olmayan projelerde, (r d ) aşağıdaki eşitlik yardımıyla da tahmin edilebilir [40]. r d = 1,0 0,00765 z ; z 9,15 m (2.9a) r d = 1,174 0,0267 z ; 9,15<z 23 m (2.9b) Burada (z) zemin yüzeyinden itibaren metre cinsinden derinliktir. Bazı araştırmacılar r d yi hesaplayabilmek için yeni denklemler geliştirmişlerdir [41]. Fakat 15 m nin altındaki derinlikler yaklaşık yöntemin sınırları dışına çıktığından, daha derin bölgelerde r d nin hesaplanması anlamsızdır. Arazi koşullarında zemin esnekliği, dolayısıyla r d değişik r d değerlerinin ortalamasıdır [39].

41 25 Hesap kolaylığı açısından, Şekil 2.12 de ortalama değer eğrisinden alınan r d değerleri, aşağıdaki eşitlikle ifade edilmiştir [39]. 0,5 1,5 1,000-0,4113z + 0,04052z + 0,001753z r d = 0, ,000-0,4177z + 0,05729z 0,006205z + 0,001210z (2.10) Burada, z zemin yüzeyinden itibaren metre cinsinden derinliktir. Bu denklem genellikle bilgisayar programlamaları için uygundur [37]. Tokimatsu ve Yoshimi (1983) e göre maksimum kayma gerilmesinin hesaplanması; Sıvılaşan suya doygun kumların laboratuar deney sonuçlarını dikkate almışlar ve sıvılaşmaya neden olan sismik yer hareketi etkilerinin iki nicelikle gösterilebileceğini öne sürmüşlerdir. Bunlar, yatay yer ivmesi ve belli bir yer hareketinin devir sayısıdır. Tüm bunlar bir araya getirilerek, belirli derinlikteki devirsel kayma gerilmesi oranı için aşağıdaki eşitlik elde edilmiştir [42]. τ d σ ' vo = amax g σvo σ ' vo r d r n (2.11) Burada, τ d a max σ vo = Devirsel kayma gerilmesi = Zemin yüzeyindeki maksimum yatay yer ivmesi = Düşey toplam gerilme σ ' vo = Düşey efektif gerilme r d = Gerilme azaltma katsayısı = Deprem büyüklüğü düzeltme faktörü r n z metre cinsinde derinlik ve M deprem büyüklüğü olmak üzere r d ve r n aşağıdaki eşitliklerle hesaplanabilir. r d = 1 0,015 z [43]. (2.12) r n = 0,1 (M-1) (2.13)

42 26 Bu noktada, (Tokimatsu ve Yoshimi, 1983), su seviyesinin zemin yüzeyinin üstünde yer aldığı bölgelerde, zemin yüzeyinin üstündeki su kütlesi kayma gerilmelerini iletemeyeceğinden, σ vo ın toplam gerilme olarak alınamayacağını belirtmişlerdir. Iwasaki ve ark. (1981) e göre maksimum kayma gerilmesinin hesaplanması[44]; Deprem nedeniyle zeminde oluşan kayma gerilmelerini, sismik bir hareket nedeniyle zemine etki eden dinamik yükleme olarak tanımlamışlar ve aşağıdaki eşitlikle ifade etmişlerdir [44]. τ σ ' max vo = amax g σvo σ ' vo r d (2.14) Burada, τ max = Maksimum devirsel kayma gerilmesi a max σ vo = Zemin yüzeyindeki maksimum yatay yer ivmesi = Düşey toplam gerilme σ ' vo = Düşey efektif gerilme r d = Gerilme azaltma katsayısı Iwasaki vd. (1981) gerilme azaltma katsayısı için bir denklem oluşturmuşlardır. r d = 1 0,015 z (2.15) Burada, z metre cinsinden yüzeyden itibaren derinliği ifade etmektedir.

43 Sıvılaşma direncinin tanımlanması Zeminin sıvılaşma direnci, zeminin başlangıç şartlarının (sıvılaşmaya neden olabilecek yüklemeye maruz kalmadan önceki hali) yenilme noktasına olan uzaklığına ve zemini yenilme noktasına getirmek için gerekli yüklemenin durumuna bağlıdır. Bununla birlikte, bir arazide deprem sonrası meydana gelen sıvılaşmanın, hangi tür sıvılaşma olduğunun belirlenmesi genellikle mümkün değildir. Devirsel gerilme yaklaşımının geliştirilmesi ile, akma türü sıvılaşma ve devirsel mobilite, sıvılaşma adı altında bir arada değerlendirilmeye başlanmıştır [45] SPT verilerine göre sıvılaşma potansiyeli analizi Sıvılaşma potansiyeli, SPT verileri kullanılarak değişik yöntemlerle belirlenebilmektedir. Bu yöntemlerin üçü aşağıda detaylı olarak verilmiştir. Seed ve Idriss (1971) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi [38]; Standart Penetrasyon deneyi, sıvılaşma direncinin belirlenmesinde kullanılan en yaygın arazi deneyidir. Çünkü sıvılaşma direncini arttıran sıkılık, geçmişteki sismik deformasyon, aşırı konsolidasyon oranı, yanal zemin basıncı ve gerilmeye maruz kalma süresi gibi faktörler, aynı zamanda SPT direncini de artırmaktadır. Seed vd. (1985) M=7,5 büyüklüğünde depreme maruz kalmış temiz ve siltli kumlu zeminlerde, sıvılaşmanın oluştuğu ve oluşmadığı bölgelerde SPT darbe sayısını araştırmışlar ve bunun sonucunda, belirli SPT darbe sayılarında sıvılaşma oluşması için, gerekli minimum devirsel kayma gerilme oranını, grafiksel olarak göstermişlerdir (Şekil 2.13).

44 28 Şekil M=7,5 için siltli kumlarda devirsel direnç oranı ile (N 1 ) 60 arasındaki ilişki [45]. (N 1 ) 60 yaklaşık 100 kpa lık üst tabaka yüküne göre ve %60 enerji oranına göre düzeltilmiş SPT darbe sayısını ifade etmektedir. Eğriler ince tane oranı %5 ve daha az, %15 ve %35 olan granüler zeminler için elde edilmiştir. İnce tane oranı %5 ve daha az olan kumlu zeminler, temiz kum olarak adlandırılır. Seed vd. (1985) tarafından bulunan eğriler 1996 ve 1998 yıllarına National Center for Earthquake

45 29 Engineering (NCEER) ve National Center for Earthquake Engineering/National Science Foundation (NCEER/NSF) tarafından yapılan seminerlerde değişikliklere uğramıştır. İlk olarak, temiz kum eğrisinde DGO= 0,1 değerine kadar yaklaşık 45 0 eğimle devam eden kısım, (N 1 ) 60 değerinde DGO= 0,05 değerine gelecek şekilde bir kurpla dönülmüştür. Bu değişim, temiz kum eğrisinden elde edilen sıvılaşma direnci sonuçlarının, CPT yöntemleri ile elde edilen sonuçlarla uyum sağlaması için yapılmıştır. Temiz kum eğrisinin yeni hali Şekil 2.14 de verilmiştir. Şekil Son çalışmalara göre yeniden düzenlenmiş M= 7,5 için devirsel direnç oranı ve (N 1 ) 60 arasındaki ilişki [39].

46 30 Youd vd. (2001) devirsel direnç oranının hesabında, Şekil 2.14 de gösterilen temiz kum eğrisi yerine kullanılabilecek olan aşağıdaki eşitliği geliştirmişlerdir [39]. DDO = (N1)60 (N1) (10 (N 1) + 45) (2.16) Bu eşitlik sadece (N 1 ) 60 < 30 değerleri için geçerlidir. (N 1 ) değerlerine sahip temiz granüler zeminler, sıvılaşma için çok sıkı kabul edilirler ve sıvılaşmayan zeminler olarak sınıflandırılırlar. Bu eşitlik, rutin mühendislik hesaplamalarında temiz kum eğrileri yerine kullanılabilir. Seed vd. (1985) ince tane oranının artmasıyla, sıvılaşma direncinde önemli bir artış olduğunu ortaya koymuşlardır [46]. Bundan dolayı, farklı ince tane oranlarına sahip zeminler için değişik eğriler geliştirmişlerdir. Son olarak I.M. Idriss, R.D. Seed in yardımıyla ince tane oranının sıvılaşma direncine etkisini denklemsel olarak ifade etmiştir [39]. (N 1 ) 60 = α + β (N 1 ) 60 (2.17) Burada, α, β ince tane düzeltme katsayılarıdır ve aşağıdaki eşitliklerle tanımlanmışlardır. α = 0 ; İDO %5 (2.18) α = exp [ 1,76 (190/İDO 2 )] ; %5 <İDO< %35 (2.19) α = 5,0 ; İDO %35 (2.20) β = 1,0 ; İDO %5 (2.21a) β = [ 0,99 + (İDO 1,5 / 1 000)] ; %5 <İDO< %35 (2.21b) β = 1,2 ; İDO %35 (2.21c) Bu eşitlikler, rutin sıvılaşma analizlerinde kullanılabilir. İnce tane oranının %35 olduğu durumda, grafiksel sonuçla denklemden elde edilen sonuç benzerlik

47 31 göstermekte fakat ince tane oranının %15 olduğu zeminlerde, sonuç orijinal eğrinin sağıda kalmaktadır. Tokimatsu ve Yoshimi (1983) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi; Tokimatsu ve Yoshimi (1983) yaptıkları laboratuar deneylerinde 15 devir sonunda kayma gerilmesi oranı ile relatif sıkılık arasında aşağıdaki eşitliği bulmuşlardır [42]. σ d 2σ ' c D r = a { ( D r ) n } (2.22) C Burada, σ d = devirsel eksenel düşey basınç σ ' c = çevre basıncı D r a, n C = relatif sıkılık = ampirik sabitler = deformasyon büyüklüğüne bağlı ampirik parametredir. Relatif sıkılık ve kumlar için N darbe sayısı arasındaki ilişkiyi bulmak için çalışmalar yapılmış ve temiz kumlar için aşağıdaki ilişki Meyerhof (1957) tarafından ortaya konmuştur [47]. D r =21 N σ ' vo + 0,7 (2.23) Burada, σ ' vo = kgf / cm 2 cinsinden düşey efektif gerilmedir. Tokimatsu ve Yoshimi (1983) üst tabaka yüküne göre düzeltilmiş SPT-N değerlerinin hesabında aşağıdaki eşitliği kullanmışlardır.

48 32 N 1,7 N 1 = C N N = 1+ σ ' vo Burada, = 1 kgf /cm 2 lik üst tabaka gerilmesi için düzeltilmiş darbe sayısı N 1 σ ' vo = düşey efektif gerilme = üst tabaka yükü düzeltme katsayısı C N (2.24) Tokimatsu ve Yoshimi (1983) yöntemine göre temel teşkil eden SPT deneyleri Japonya da ve trip monkey deney aleti kullanılarak yapılmıştır. Japonya da kullanılan bu tür deney aleti için, tahmini enerji oranı %80 dir. Bu durum, eşitliklerde belirtilecektir. SPT-N değerleri farklı deney aletleri kullanılarak elde edilmiş ise, %80 lik enerji oranına göre düzeltilmelidir. Eş.2.24, Eş.2.23 de yerine konulursa aşağıdaki ifade elde edilir. D r = 16 (N 1) 80 (2.25) Burada, (N 1 ) 80 yaklaşık 100 kpa lık üst tabaka gerilmesine göre düzeltilmiş %80 enerji oranına sahip SPT darbe sayısını ifade etmektedir. Kumlardaki ince tane oranının etkisi de Eş.2.25 ye dahil edilirse, yeni ifade şu şekli alır. D r = 16 veya σ ' vo N Nf + + 0,7 1,7 (2.26) D r = 16 ( N 1)80 + Nf (2.27) Burada, Nf ince tane oranı düzeltme katsayısını ifade eder. İnce tane oranına göre değişiklik gösteren Nf değerleri Çizelge 2.2 de verilmiştir. Eş.2.27, Eş.2.22 de yerine konulursa, kayma gerilmeleri ile SPT-N değerleri arasındaki ilişki elde edilmiş olur.

49 33 σd 2σ ' c = a [ 16 ( N1) 80 + Nf ( ( N ) C a Nf ) n ] (2.28) Çizelge 2.2. SPT darbe sayısı için ince tane oranı düzeltme katsayısı [42]. İnce Tane Oranı 0-5 N enterpolasyon 10 < 0,1 İDO + 4 Arazideki devirsel direnç oranı ile laboratuar deneylerinden elde edilen devirsel direnç oranı arasındaki ilişki, De Alba vd. (1976) tarafından aşağıdaki şekilde oluşturulmuştur. τ σ ' ort vo arazi σd = C r 2σ ' c üçeksenli (2.29) Burada, C r arazi ile laboratuar ortamı arasındaki düzeltme katsayısıdır. Bu ilişki dikkate alınarak, kayma gerilmesi oranı ve SPT-N 1 düzeltilmiş darbe sayısı arasındaki ilişki aşağıdaki şekilde ifade edilebilir. τ σ ' ort vo = ac r [ 16 ( N 1) 80 + Nf ( ( N ) C s Nf ) n ] (2.30) Burada, a = 0,45 C r = 0,57 n = 14, temiz kumlar için C s ise; 80 ile 90 arasında değerler alabilmektedir. Nf = 0 ve siltli kumlar için Nf = 5 değerini almaktadır.

50 34 Iwasaki vd. (1981) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi; Iwasaki vd. (1981) arazi direnci olarak da tanımladıkları devirsel direnç oranını, drenajsız devirsel kesme kutusu deney sonuçlarından yararlanarak elde ettikleri basit bir yaklaşımla belirlemişleridir. 0,04 mm D 50 0,6 mm için: DDO = 0,0882 N σ ' vo + 0,7 + 0,225 log 0,35 D50 (2.31a) 0,6 mm D 50 1,5 mm için: DDO = 0,0882 N σ ' vo + 0,7-0,05 (2.31b) Burada, N = standart penetrasyon deneyindeki darbe sayısı σ ' vo = düşey efektif gerilme (kgf/cm 2 ) D 50 = ortalama tane çapı (mm) dır. Iwasaki vd. (1981) devirsel direnç oranını hesaplarken, ince tane oranı yerine ortalama tane çapını dikkate almışlar ve formülleri ona göre oluşturmuşlardır. Dolayısıyla, bu yöntemde ortalama tane çapının mutlaka bilinmesi gerekmektedir. Bu yüzden, deneysel yöntemlerle ortalama tane çapının belirlenemediği durumlarda, yardımcı olabilmek amacıyla Çizelge 2.3 verilmiştir. Bu çizelge yardımıyla D 50 değerleri zemin sınıfına göre tahmin edilebilir. Iwasaki vd. (1981) yönteminde dikkat çeken nokta, denklemlerin geçerli olduğu ortalama tane çapının oldukça dar aralıkta kalmasıdır.

51 35 Çizelge 2.3. Farklı zemin sınıflarının birim hacim ağırlıkları ve ortalama tane çapı [44]. Zemin Sınıfı Birim hacim ağırlığı Ortalama tane çapı γ (kn/m3) D50 (mm) Yüzey zemini 17 0,02 Silt 17,5 0,025 Kumlu silt 18 0,04 Çok ince kum 18,5 0,01 İnce kum 19,5 0,15 Orta kum 20 0,35 İri kum 20 0,6 Çakıl 21 2, Sıvılaşma başlangıcının belirlenmesi Sıvılaşma, deprem nedeniyle oluşan yüklerin, sıvılaşma direncini aştığı derinliklerde oluşur. Bu ifade, bir emniyet faktörü cinsinden aşağıdaki şekilde açıklanabilir. GS = DDO / DGO (2.32) Burada, DGO = deprem nedeniyle oluşan devirsel gerilme oranı DDO = devirsel direnç oranı (zeminin dayanım kapasitesi) GS = güvenlik sayısı Emniyet faktörünün 1 den küçük olduğu derinliklerde, sıvılaşmanın oluştuğu kabul edilmektedir [45]. Ancak emniyet faktörünün 1 in hafifçe üzerinde olan zeminler yine de bir deprem anında sıvılaşabilir. Örneğin alttaki tabakanın sıvılaşması durumunda yukarı doğru yükselen su akışı üstte yer alan ve emniyet faktörü 1 den biraz büyük olan tabakanın sıvılaşmasına neden olabilir [37]. Bununla birlikte, Tokimatsu ve Yoshimi (1983) yöntemi hariç, diğer yöntemlerde DDO yu hesaplamak için verilen eğriler ve denklemler M=7,5 büyüklüğündeki depremler için elde edilmiştir. Eğrilerin ve denklemlerin farklı deprem büyüklüklerinde de kullanılabilmesi için DDO ların M=7,5 büyüklüğündeki

52 36 depremlere göre düzeltilmesi gerekmektedir. Bunun için büyüklük düzeltme değerleri kullanılmaktadır [25]. GS = (DDO/DGO)BDD (2.33) Burada, GS = güvenlik sayısı BDD = büyüklük düzeltme değeri DGO = deprem nedeniyle oluşan devirsel gerilme oranı DDO = devirsel direnç oranı Büyüklük düzeltme değerlerinin belirlenmesi için birçok araştırmacı tarafından çalışmalar yapılmıştır. Seed ve Idriss (1982) büyüklük düzeltme değerini bir eğri ile ifade etmişleridir (Şekil 2.15). Şekil DGO ve sıvılaşmaya neden olan devir sayısı arasındaki ilişki [25].

53 37 Fakat daha sonra I.M.Idriss, konu hakkında tekrar çalışmış ve aşağıdaki ifadeyi ortaya çıkarmıştır. BDD = 10 2,24 / M 2,56 (2.34) Farklı araştırmacılar tarafından yapılan çalışmaların sonuçları Çizelge 2.4 de verilmiştir. Çizelge 2.4. Farklı araştırmacılar tarafından elde edilen büyüklük düzeltme değerleri [39]. M Seed ve Idriss (1982) İdriss (1995) Ambraseys (1988) Arango (1996) Mesafeye göre Enerjiye göre Verus ve Stokoe (1997) Youd ve Noble (1997b) PL<%20 PL<%32 PL<%20 5,5 1, , ,86 3,42 4,44 6,0 1,32 1, , ,93 2,35 2, ,19 1,44 1, ,34 1,66 1,99 7,0 1,08 1, , , , ,0 0,94 0,84 0,67 0,75 0,85 0.8? ? 8.5 0,89 0,72 0, ? ??= Kesin olmayan değerler Sıvılaşma indeksinin hesaplanması Sıvılaşma analizlerinden bulunan güvenlik sayıları sıvılaşma potansiyelinin bulunmasında tek başlarına yeterli değildir. Sıvılaşma hassasiyeti ayrıca farklı zemin formasyonlarının kalınlığına ve yüzeyden olan derinliklerine de bağlıdır [48]. Bu yüzden daha gerçekçi yaklaşımlarda bulunabilmek ve sıvılaşma risk haritaları hazırlayabilmek için araştırmacılar tarafından çeşitli çalışmalar yapılmıştır. Bunlara

54 38 örnek olarak Iwasaki vd. (1982), Chen ve Juang (2000) [49], Juang vd. (2003) [50], Sönmez (2003,2005) çalışmaları gösterilebilir. Çalışmalar genel olarak sahadan bulunan GS değerlerini kullanarak zemin tabakalarına göre, bir zemin profilinin sıvılaşma indeksini bulmaya yöneliktir. Zeminin kendi içerisindeki formasyon değişikliklerini de hesaba katarak bir zemin profili için, bir indeks sayısı bulunur. Bu bulunan sayıya göre zeminde sıvılaşama olup olmayacağı tahmin edilmeye çalışılır. Iwasaki (1982) sıvılaşma sınıflandırması yapabilmek için aşağıdaki eşitlikleri vermiş ve bu eşitliklere göre Çizelge 2.5 deki gibi bir sınıflandırma yapmıştır [51]. 20 Lı = F ( z) * W ( z) dz (2.35) 0 GS<1,0 için; F(z)=1-GS (2.36a) GS>1,0 için; F(z)=0 (2.36b) z<20 için; W(z)=10-0,5z [2.37a] Burada, Lı = sıvılaşma indeks sayısını z = zemin tabakasının orta noktasının yüzeyden derinliğidir.

55 39 Çizelge 2.5. Iwasaki (1982) ye göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması [51]. Sıvılaşma İndeksi (Lı) Sıvılaşma Potansiyeli 0 Çok az 0 < Lı < 5 Az 5 < Lı < 15 Yüksek 15 > Lı Çok yüksek Fakat bu çalışmada orta derece sıvılaşma potansiyeli olmadığından, Sönmez (2003) tarafından sınıflandırma modifiye edilerek aşağıdaki eşitlikler ve sınıflandırma çizelgesi önerilmiştir (Çizelge 2.6). GS > 1,2 için; F(z) = 0 (2.38a) 1,2 > GS > 0,95 için; F(z) = 2*10 6 *e -18,427*GS (2.38b) GS < 0,95 için; F(z) = 1 - GS (2.38c) Çizelge 2.6. Sönmez (2003) e göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması Sıvılaşma İndeksi (Lı) 0 0 < Lı 2 Az 2 < Lı 5 Orta 5 < Lı 15 Yüksek Sıvılama Potansiyeli Sıvılaşma beklenmez (GS>1.2 kriterine göre) 15 > Lı Çok yüksek

56 40 Bu sınıflandırma sırasında kullanılan güvenlik sayısının 1,2 değerini aşması durumunda zeminin sıvılaşmayacağı öngörülmüş fakat Sönmez (2003), bu değerin tartışmaya açık olduğunu ve ileride yapılacak çalışmalar ile değiştirilebileceğini de belirtmiştir. Bu yüzden Sönmez ve Gökçeoğlu (2005) çalışmasında Chen ve Juang (2000) ve Juang (2003) çalışmalarını önermiştir. Bu çalışamaya göre aşağıdaki eşitlik ve sınıflandırma çizelgesi önerilmiştir (Çizelge 2.7) [48]. 20 Ls = PL ( z) W ( z) dz (2.39) 0 GS 1,411 için; P L = 1+ 1 ( GS 0,96) 4. 5 (2.40a) GS > 1,411 için; P L = 0 (2.40b) z < 20 m için; W(z) = 10 0,5z (2.41a) z > 20 m için; W(z) = 0 (2.41b) Burada, L s z = sıvılaşma şiddeti sınıflandırması = zemin tabakasının orta noktasının yüzeyden derinliği

57 41 Çizelge 2.7. Chen ve Juang (2000) e göre sıvılaşma potansiyeli sınıflandırması [48]. Sıvılaşma Şiddeti Sıvılama Potansiyeli İndeksi (Ls) 0 Sıvılaşma beklenmez 0 < Ls 15 Çok az 15 Ls < 35 Az 35 Ls < 65 Orta 65 Ls < 85 Yüksek 85 Ls < 100 Çok yüksek CPT verilerine göre sıvılaşma potansiyeli analizi CPT verileri kullanılarak, üç farklı yöntemle sıvılaşma potansiyeli analizi yapılabilir. Gilstrap ve Youd (1998), CPT verileri ile hesaplanan zeminlerin sıvılaşma direncini 19 farklı bölgede karşılaştırmışlar ve sıvılaşmanın oluşup oluşmayacağını %85 lik güvenirlikle belirlediği sonucuna varmışlardır [26]. Seed ve De Alba (1986) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi; Bu yöntem, SPT yöntemi ele alınarak hazırlanmıştır. SPT-N değerlerine göre hazırlanmış sıvılaşma eğrileri, CPT uç direncine göre tekrar düzenlenmiştir. Ölçülen uç direnci, üst tabaka yüküne göre normalize edilmelidir. Bu işlem aşağıdaki şekilde gerçekleştirilebilir: q c1 = C Q q c (2.42) Burada, q c = MPa cinsiden uç direnci C Q = üst tabaka yükü düzeltme katsayısıdır. C Q aşağıdaki eşitlikle hesaplanır:

58 42 C Q = Burada, 1,8 σ ' 0,8 + P vo a σ ' vo = kpa cinsinden düşey efektif gerilme = 100 kpa lık referans gerilmesidir. P a (2.43) Aynı SPT deneyinde olduğu gibi, CPT deneyinde de zemindeki ince tanelerin etkileri göz önüne alınmalıdır. İnce tane oranının sıvılaşma direncini artırıcı etkisi uç direncine de yansıtılmalıdır. Aşağıdaki eşitlik bu işlemi gerçekleştirmektedir: q c1tk = q c1 + q c1n Burada, q c1tk q c1n = Temiz kumlara göre düzeltilmiş CPT uç direnci = İnce tane düzeltme katsayısıdır (değeri Şekil 2.16 dan alınmıştır)

59 43 Şekil İnce tane düzeltme katsayısı değerleri [52]. Bu yöntemde, sıvılaşma direnci grafiksel olarak ifade edilmiştir (Şekil 2.17). üst tabaka yüküne ve ince tane oranına göre düzeltilmiş uç direnci kullanılarak, devirsel direnç oranı grafikteki eğri yardımıyla bulunabilir. Şekil 2.17 deki D 50 ifadesi mm cinsinden ortalama tane çapını ifade etmektedir. Suzuki vd. (1997) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi; Bu yöntem, Japonya da 68 bölgede yapılan CPT deneyleri temel alınarak hazırlanmıştır. Yöntem, zemin indeksi, I z nin hesaplanmasını ve düzeltilmiş uç direncin zemin indekslerine göre yeniden düzenlenmesini içerir [53].

60 Şekil SPT verilerinin dönüştürülmesiyle geliştirilen CPT sıvılaşma eğrileri [45]. 44

61 45 Ölçülen uç direnç, üst tabaka yüküne göre normalize edilir: q q c1 = P Burada, q c q c1 c a σ ' Pa vo 0.5 = ölçülen uç direnç = üst tabaka yüküne göre düzeltilmiş uç direnç σ ' vo = düşey efektif gerilme (Referans gerilme, P a ile aynı birimde) = 100 kpa lık referans gerilmesidir. P a Zemin indeksi, I z, aşağıdaki şekilde tanımlanmıştır: 2 [ ] 0, 5 2 I z = ( 3,47 logq ) + ( 1,22 + log F ) (2.44) Q = σvo σ ' vo qc (2.45) F = ( q c σ vo) f s x100 (%) (2.46) q c f s σ vo = ölçülen uç direnç = ölçülen çeper sürtünmesi = düşey toplam gerilme σ ' vo = düşey efektif gerilme Q = normalize edilmiş uç direnç (kpa) F = normalize edilmiş sürtünme oranıdır (kpa) Daha öncede belirtildiği gibi, üst tabaka yüküne göre düzeltilmiş uç direnç zemin indeksine göre yeniden düzenlenir. q ca = q c1 f (I z ) (2.47)

62 46 burada, q ca zemin indeksine göre düzeltilmiş uç direnci ve f (I z ) zemin indeksi I z nin bir fonksiyonudur. f (I z ) nin değeri Çizelge 2.8 den elde edilebilir. Çizelge 2.8. I z nin fonksiyonu olan f(i z ) değerleri [54]. Iz f(iz) Iz f(iz) 1,65 1,0 2,1 1,7 1,8 1,2 2,2 2,1 1,9 1,3 2,3 2,6 2,0 1,5 2,4 3,5 Yöntemde sıvılaşma direnci grafiksel olarak ifade edilmiştir. Şekil 2.18 deki eğri yardımıyla devirsel gerilme oranı elde edilir.

63 47 Şekil Düzeltilmiş uç direncine göre sıvılaşma eğrisi [53]. Robertson ve Wride (1998) e göre sıvılaşma potansiyeli analizi; Bu yöntemde, Suzuki yönteminde olduğu gibi zemin indeksinin bulunmasını içerir. Farklı olarak, burada iterasyon kullanılmıştır. Bu durum Robertson ve Wride (1998) yönteminin elle hesaplamalarda tercih edilmesine neden olmaktadır. Temiz kumlar için aşağıdaki denklem geliştirilmiştir:

64 48 DDO = 0,833 [(q c1 ) tk /1000] + 0,05; (q c1 ) tk <50 (2.48a) DDO = 93 [(q c1 ) tk /1000] 3 0,08; 50 (q c1 ) tk >160 (2.48b) Burada, (q c1 ) tk 100 kpa lık üst tabaka yüküne göre düzeltilmiş temiz kumlarda konik penetrasyon direncini ifade etmektedir. Robertson ve Wride (1998) yönteminde, q c uç direnci üst tabaka yükü düzeltme katsayısı C Q kullanılarak normalize edilir. q c1 = C Q (q c /P a ) (2.49) C Q = (P a /σ vo ) n (2.50) Burada, C Q P a n q c q c1 = konik penetrasyon direnci için üst tabaka yükü düzeltme katsayısı = 100 kpa değerindeki referans gerilmesi = zemin tipi ile değişiklik gösteren sabit = ölçülen uç direnç = üst tabaka yüküne göre düzeltilmiş birimsiz uç dirençtir. C Q, sığ derinliklerde düşük efektif gerilme nedeniyle büyük değerler alabilmesine rağmen, uygulamada 1,7 den büyük değerler dikkate alınmaz. n sabiti, zeminin tane özelliklerine bağlı olarak 0,5 ile 1,0 arasında değerler almaktadır [39]. CPT sürtünme oranı genellikle ince tane oranı ve zemin plastisitesinin artmasıyla artış gösterir. Sürtünme oranının bu özelliği sayesinde, CPT verileri kullanılarak zeminin tipi ve ince tane oranı hakkında bir tahmin yapılabilir. Robertson ve Wride (1998) zemin tipini belirlemek için Şekil 2.19 daki eğriyi oluşturmuşlardır. 2-7 nolu zemin tipleri arasındaki sınırlar, yaklaşık çemberlerle belirlenir ve bu zemin tipleri, zemin özelliklerinin q c1 ve DDO üzerindeki etkisini hesaplamak için kullanılırlar.

65 49 Şekil CPT verileriyle hazırlanan zemin tipi şeması [55]. Zemin indeksi, I z olarak ifade edilen bu çemberlerin yarıçapı aşağıdaki şekilde hesaplanır: I z = [(3,47 logq) 2 + (1,22+logF) 2 ] 0,5 (2.51) Q = [(q c σ o )/P a ] [P a /σ vo ) n ] kpa (2.52) F = [f s / (q c - σ vo )] X 100 (%) kpa (2.53) Burada, Q = normalize edilmiş uç direnç F = normalize edilmiş sürtünme oranıdır.

66 50 Şekil 2.19 daki zemin tipi grafiği n sabiti 1,0 alınarak hazırlanmıştır. n sabitinin 1,0 değerini alması, killi bir zemin tipini ifade etmektedir. Temiz kumlarda n sabiti 0,5, silt ve siltli kumlarda da 0,5 ile 1,0 arasında değerler almaktadır. Robertson ve Wride (1998), I z nin hesaplanması için aşağıdaki yöntemin uygulanmasını önermişlerdir. Yöntemdeki ilk adım, zemin tipinin, dolayısıyla n sabitinin belirlenmesidir. Bunun için n sabiti 1,0 kabul edilerek (kil türü zemin) birimsiz CPT uç direnci aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanır: Q = [(q c - σ vo )/P a ] [(P a / σ vo ) 1,0 ] = [(q c - σ vo )/ σ vo ] (2.54) Eğer n=1,0 sabiti ile hesaplanan I z değeri 2.6 dan büyükse, zemin kil sınıfına girer ve bu tür zemin sıvılaşma açısından risksizdir. Analiz sona ermiştir. Eğer hesaplanan I z değeri 2,6 dan küçükse zemin ayrık taneli zemin sınıfına girer ve bu yüzden C Q ve Q değerleri, n sabiti 0,5 alınarak tekrar hesaplanılır. Elde edilen yeni değerler, Eş.2.51 de yerine konularak I z tekrar hesaplanır. Eğer tekrar hesaplanan I z değeri 2,6 dan küçükse, zemin granüler yapıdadır ve n sabiti için yapılan tahmin doğrudur. Yok eğer tekrar hesaplanan I z, 2,6 dan büyükse, zemin siltli ve muhtemelen plastik yapıdadır. Bu durumda q c1 Eş.2.50 de n yerine 0,7 konularak Eş.2.49 ile tekrar hesaplanmalıdır. Siltli kumlar için normalize edilmiş penetrasyon direnci (q c1 ), aşağıdaki ilişki ile temiz kumlara uyumlu hale getirilmelidir: (q c1 ) tk = K c q c1 (2.55) burada, K c zeminin tane dağılımını ifade eden düzeltme katsayısıdır ve aşağıdaki şekilde ifade edilmiştir [41]. K c = 0 ; I z 1,64 (2.56a) K c = -0,403.I 4 z +5,581. I 3 z -21,63. I 2 z +33,75. I z -7,88 ; I z >1,64 (2.56b)

67 51 Eş.2.55 den yararlanılarak çizilen K c eğrisi Şekil 2.20 de gösterilmiştir. I z >2,6 değerlerinde eğri, noktalı çizgilerle gösterilmiştir. Bunun nedeni, o bölgede zeminin sıvılaşma riski taşımayacak kadar çok killi veya plastik olmasıdır. Şekil CPT direncinin temiz kumlara uyarlanmasında zeminin granüler yapısı için kullanılan düzeltme katsayısı [41].

68 52 3. MATERYAL ve METOD 3.1. Materyal İnceleme alanının tanıtımı Saruhanlı İlçesi Manisa Balıkesir karayolu üzerinde olup Manisa il sınırları içinde kalmaktadır. İlçe Manisa nın kuzeyinde, il merkezine 19 km, Akhisar ilçesine 32 km mesafededir (Harita 3.1). Nüfusu olan ilçeye ulaşım asfalt yolla yapılmaktadır. Yerleşim alanı ve çevre morfolojisi düz alanlardan oluşmaktadır (Resim ). İlçenin içinden geçen Kara Çay Deresi kısmen ıslah edilerek T11 tahliye kanalı olarak kullanılmaktadır. Gediz Nehri ise ilçenin hemen güneyinden çalışma alanı sınırımızdan geçmektedir [16]. Kurtuluş, Atatürk, Cengiz Topel, Cumhuriyet, Saruhan, Yılmaz, İstasyon ve Şehitler mahalleleri olmak üzere sekiz mahalleden oluşmaktadır [16].

69 Harita 3.1. Saruhanlı (Manisa) ilçesi yer bulduru Haritası [16]. 53

70 Resim 3.1. Saruhanlı (MANİSA) nın ikonos uydu görüntüsü [16]. 54

71 55 Resim 3.2. Saruhanlı (MANİSA) nın havadan çekilmiş görüntüsü [16]. Gediz Nehri, Anadolu'dan Ege Denizine dökülen Büyük Menderes nehrinden sonra ikinci büyük akarsudur. İç Batı Anadolu'daki Murat ve Şaphane dağlarından inen suların birleşmesiyle oluşan Gediz Nehri, batıya doğru ilerlerken, kuzeyden Kunduzlu, Selendi, Deliiniş ve Demrek çaylarını, güneyden ise Kulu volkanik yöresinden gelen küçük dereleri sularına katar. Nehir, Salihli ilçesinin kuzeydoğusundan Gediz Ovasına girer ve güneyden Kemalpaşa Ovasından gelen Nif çayını alarak Foça tepelerinin güneydoğusundan İzmir Körfezine dökülür (Harita 3.2). Taşkın dönemlerinde sık sık yatak değiştiren Gediz Nehri, yaklaşık 40,000 ha.'lık bir delta oluşturmuştur. Zaman içerisinde İzmir körfezindeki bazı adalar da kara ile birleşmiş ve delta ovası içerisinde kalmıştır.

72 yy. sonlarında Gediz Nehri Çilazmak dalyanının hemen doğusundan Ege Denizine dökülmekte iken, Körfezin hızla dolması ve İzmir Limanının denize ulaşımının kapanması tehlikesi nedeniyle kanallar açılarak nehrin yatağı değiştirilmiştir. Gediz Nehri toplam uzunluğu Su toplama havzası : 401 Km. : Km 2 'dir. Harita 3.2. Gediz nehri genel görünümü

73 İnceleme alanının jeolojisi Saruhanlı ve çevresinde Pliosen detritik (Tpd.: Detritik çakıltaşı, kumtaşı, silttaşı, kiltaşı) birimleri (Pliosen Flüviyal ve Pliyosen Gölsel) hakimdir (Harita 3.3). Daha geniş bir alanda bölgesel olarak bakılacak olursa, bölgede birçok araştırıcı, değişik kesimlerde amaçları farklı jeolojik çalışmalar yapmışlardır. Sahanın sadeleştirilmiş bir dikme kesiti Şekil 3.1 de verilmiş ve stratigrafisi aşağıda kısaca özetlenmiştir. Paleozoik-Mesozoik Çalışma alanında temeli Menderes Masifi'ne ait metamorfik birimler oluşturur. Bunları dört gurupta toplayabiliriz. Granitik Gnayslar; iri pembe, beyaz kristalli olup Menderes Masifi'nin çekirdeğine ilişkin gözlü gnays ve biyotit gnayslarla yanal ve dikey geçişlidirler. Bütünüyle granitik görünümlü olup yer yer aplit ve kuvars damarlıdırlar. Şistler; Menderes Masifi'nin çekirdeğini oluşturan gözlü gnayslarla birlikte, masifin örtü şistlerini oluşturan amfibollü şist, granatlı şist, kloritli şist, kalk şistler yer alır. Birimin üst kısımlarına doğru ince mermer bantları ve düzeyleri görülmektedir [56]. Mermerler; örtü şistleri üzerine uyumlu olarak gelen dolomitik mermerler Permo- Trias olarak yaşlandırılmıştır [57]. Çalışma alanında özellikle Kısıkyaylası Horzum arasında yaygın olarak görülür. Ilıcasu Mevkii'ndeki kireçtaşları (mermer) Jura- Senomaniyen yaşındadır [56]. Ofiyolit Dilimi; Temel içindeki bindirme (şaryaj) hattında ve bazı faylı kesimlerde gözlenir [58].

74 Harita 3.3. Saruhanlı ve çevresi bölgesel jeoloji haritası [14]. 58

75 59 Oligosen-Alt Miyosen Fillatlar veya yapraklı şeyller olarak adlandırılan kaya birimi, metamorfik temel üzerine uyumsuzlukla gelir. Daha önceki araştırmacılar (Karamanderesi, 1972; Ünal ve Havur, 1971) bu birimi raporlarında Pliyosen olarak göstermişlerse de sonraki sözlü görüşmelerde, örnek karışmasından dolayı yaşlandırmanın yanlış yapıldığını belirtmişlerdir [56]. Üst Miyosen Çalışma alanının bazı yerlerinde yapraklı şeyller üzerine gelen kırmızı, bordo renkli kumtaşı, miltaşından oluşan ve Üst Miyosen olarak tanımlanan birim alt kesimlerinde, bol Ostracod kabuk kırıntıları içeren yumrulu, kırmızı renkli kireçtaşı, Dereköy'ün 4 km kadar güneyinde Çamlıca Tepe ve Çaypınar, Sülüklü Çeşme dolaylarında görülmektedir [58]. Salihli Sartmustafa dolayında yapılan ayrıntılı sedimantolojik çalışmaların ortaya koyduğu sonuçlar olasılı Üst Miosen yaşlı flüviyal çökelleri, altta konglomera ile başlamakta, yukarıya doğru taneler incelerek kumtaşları ile tamamlanmaktadır. Alttaki birimde yüksek enerji koşulları sonucu akıntı oluşukları oluşmuş, bu akıntılarla gelen gereçler kanal geometrisine uygun bir şekilde çökelmişlerdir [56]. Pliyosen Miosen Çökelleri üzerine, bazen stratigrafik uyumsuzlukla, bazen de tektonik dokanakla Pliyosen yaşlı flüviyal çakıltaşı, kumtaşı ile gölsel kireçtaşları gelir [13]. Şenol vd. (1977), bu çökelleri de ikiye ayırmışlardır. Altta yüksek enerjili akarsuların ürünü olan akıntı oluşukları, çakıl ve diğer kırıntıların çökeldiği kanal dolguları, merceksel yapılar vb. izlenmektedir. Yukarıya doğru azda olsa derecelenmenin görülmesi enerji koşullarındaki azalmanın sonucudur [59].

76 60 Üstte yine iri gereçlerle başlayıp, bazen kumtaşı, bazen de içinde Gastropod kavkıları ve kömür bandları gözlenen silttaşı ve kiltaşlarından oluşan birim, az kavisli menderesli ırmakların üst üste gelen dolgularından oluşmaktadır [56]. Pliyo-Kuvaterner Özellikle grabenin kuzeyinde yaygın olarak görülen Pliyo-Kuvaterner yaşlı birimler, temel birimler üzerine, grabenin güney kesiminde ise Pliyosen yaşlı çökeller üzerine uyumsuz olarak gelmektedir [56]. Birim, çalışma alanının güneyinde, çakıl, kaba çakıl ve blok boyutunda olup çok kötü boylanma göstermektedir. Graben tabanına (kuzeye) doğru gereçler incelmekte, ince kum ve mil boyuna dönüşmektedir. Bölgenin kuzey kesiminde ise, altta kaba taneli gereçlerle başlar, grabenin içine (güneye) doğru tane boyları incelmektedir. İri ve ince gereçler arasında yatay ve düşey geçiş belirgindir [56]. Kuvaterner Yaygın bir dağılım gösteren Kuvaterner birimleri Pleyistosen ve Holosen olarak ayırtlanabilir [56]. Pleyistosen, alüvyon yelpaze çökelleri, seki gereçleri, yamaç molozları ve I-II Evre Kula Bazaltları Lavları' ndan oluşan Pleyistosen Birimleri Paleozoik ve Pliyosen Yaşlı Birimler üzerine uyumsuz oturmaktadırlar. Taneler çakıl, kaba çakıl, blok boyunda olup graben tabanına doğru boyları incelmektedir. Çok kötü boylanma gözlenmektedir. İyi tutturulmamış olan Pleyistosen Çökelleri' nin eski birimlerle olan dokanakları yer yer faylıdır [56]. Pleyistosen Çökelleri üzerine, Holosen yaşlı en geç alüvyon Yelpaze Çökelleri, Yamaç Molozları, III. Evre Bazalt Lavları ve Vadi Tabanı Çökelleri gelmektedir [56].

77 Şekil 3.1. Saruhanlı ve çevresinin genelleştirilmiş kolon kesiti [56]. 61

78 Tektonik Manisa ve çevresinde (Batı Anadolu) kuzeyden güneye doğru üç ana tektonik birlik yer alır (Harita 3.4). Bu birlikler kuzeyde Kozak-Kazdağ Masifi (Sakarya Kıtası), ortada İzmir-Ankara Zonu ve güneyde Menderes Masifi' dir. Batı Anadolu, dünyada kıtasal genişlemenin en aktif olduğu bölgelerden biridir. Bu bölgede Senozoyik tektoniği ile yer kabuğunda genel olarak önce bir sıkışma, sonra bir gerilme meydana gelmiştir. Miyosen ve Miyosen sonrası Batı Anadolu da egemen olan gerilmelerin sonucunda büyük aktif faylar oluşmuştur (Büyük Menderes ve Gediz gibi) (Harita 3.5). Jeomorfolojiyi de kontrol eden bu faylar graben sisteminde Erken Miyosen Pliyosen döneminde oluşmuştur. Topoğrafik özellikler ve eğimli Neojen çökel katmanları bu fayların Neojen den sonra aktif olduğunu gösterir [15]. Bergama-Menemen arası diri faylar Bergama-Menemen arasında yaygınlık gösteren faylarda genelde iki ana doğrultu egemendir. Kuzeyde bulunanlar KD-GGB, güneydekiler ise KB-GD doğrultuludur. Kuzeyde Yenişakran-Bergama arasında yer alan KB-GGD doğrultulu olan faylar daha belirgindir ve süreklilik gösterirler. Bu faylar genellikle Üst Miyosen (10,0-5,0 milyon yıl)-miyosen (24,0-5,0 milyon yıl) yaşlı Soma Formasyonu' na ait kireçtaşları ile yine aynı yaştaki Yunt Dağı Volkanikleri' nin tüf, andezit ve dasitlerini kesmektedir. Yer yer Kuvaterner çökelleriyle bunlar arasında dokanak oluştururlar. Buna karşılık Menemen kuzeyine rastlayan ve KB-GD uzanımlı olanların boyları kısa, oluşturdukları zon ise geniştir. Genelde Yunt Dağı Volkanikleri' ni kesmektedir [56]. Hava fotoğraflarındaki morfolojik görünümlerinin yanında, arazi gözlemleriyle de doğrultu atımlı oldukları doğrulanmıştır. Miyosen-Pliyosen (5,0-1,7 milyon yıl) yaşlı kaya topluluklarını etkilemelerinin yanında günümüz morfolojisini de az çok denetlemeleri nedeniyle bu alandaki faylar olasılı diri olarak yorumlanır [56].

79 63 Harita 3.4. Batı Anadolu nun tektonik birlikleri [14]. Gediz Grabeni diri fayları Menderes Masifi'nin kuzeyine karşılık gelen Kemalpaşa-Sarıgöl arasında 140 km uzunluğunda kabaca D-B uzanımlı ve güneye iç bükey olan bir çöküntü havzası yer almaktadır. Kenarları normal faylarla sınırlı olan bu çöküntü havzası graben özelliğinde olup, Gediz Grabeni olarak adlandırılmıştır. Doğu ucunda daralarak sonlanan, buna karşılık batı bölümünün morfolojik sınırlarını çizmenin zor olduğu bu alanda graben yapısı özellikle Sarıgöl-Salihli arasında belirgindir [56]. Grabeni çevreleyen yüksek bölümleri oluşturan metamorfikler gnays, mermer, kuvarsit ve

80 64 şistlerden oluşur. Grabeni sınırlandıran faylardan bazıları bu metamorfik temel kayalarla Miyosen, Pliyosen ve Kuvaterner yaşlı çökel kayalar arasında dokanak oluşturmaktadır. Genelde grabenin kenarlarında yüzeyleşen Üst Miyosen yaşlı kireçtaşı, konglomera ve kumtaşları; Pliyosen yaşlı kumtaşı ve kireçtaşlarının oluşturduğu kayalarla tutturulmamış detritiklerden oluşan Kuvaterner çökelleri graben fayları tarafından kesilmiştir [56]. Gediz Grabeni'ni kuzeyden sınırlayan fayların izlenebilen en batı ucu Marmara gölü KD'sun da kuzeyden güneye doğru, kabaca birbirine paralel dört fay görülmektedir. Grabenin kuzey bölümünde yer alan tüm bu faylar eğim atımlı normal faylar olup fay düzlemleri değişik açılarla güneye eğimlidir. Grabenin güney bölümündeki faylar genelde güneyden-kuzeye doğru gençleşmektedir. Alaşehir'in GD sunda Bahçeşehir-Elemli arasındaki fay çok belirgin olup düzlemi 42 KD ya eğimlidir. Bu fay Miyosen Çökelleri'ni ve Pliyosen aşınım yüzeylerini birlikte kesmektedir. Bunun önünde yer alan faylar ise daha genç birimleri kesmiş ve Pleistosen akarsu şebekesini etkilemiştir. Bunlardan Badınca ve Avşar Barajı Yöresi'nde yer alanların çok genç alüvyon çökellerini etkiledikleri gözlenmiştir. Bu verilere göre graben güneyi ana fayının Pleistosen de oluştuğu, bunun önündekilerin ise Holosen içerisinde geliştiği söylenebilir [56]. Gediz grabeni, eğim atımlı normal faylarla sınırlandırılmış bir graben özelliğindedir. Graben tabanının Pliyosen sonrası, en az 1500 m çöktüğü, bu değerin de yılda 1 mm' lik çökmeye karşılık geldiği belirtilmiştir. Yörede fayların tümü jeolojik ve jeomorfolojik kıstaslara göre diridir. Ancak 1969 Alaşehir-Salihli Depremi ile meydana gelen kırıkların konumuyla da desteklendiği gibi bu fayların masif kenarından graben tabanına doğru gittikçe gençleştiği görülmektedir [56]. Soma-Kırkağaç-Gölcük yöresi fayları Soma-Akhisar-Bigadiç arasında genel doğrultulan KKD-GGB olan ve birbirine paralel uzanan, 40 km genişliğinde bir alana dağılmış bulunan birçok fay yer

81 65 almaktadır [56]. Tanımlanan alandaki faylar Soma-Kırkağaç ve Gölcük-Gelenbe olmak üzere iki yörede zon şeklinde bir gruplanma gösterirler ve bu iki zondaki faylar kuzeyde birbirine yaklaşan bir demet görünümü sunarlar. Genelde Üst Miyosen-Pliyosen yaşlı volkano-sedimanterleri kesen faylar yer yer Jura (210,0-145,0 milyon yıl) yaşlı Kırkağaç Formasyonuna ait kireçtaşları ile Halilağa Grubu' na ait Alt Trias (245,0-240,0 milyon yıl) yaşlı volkano-sedimanter kaya topluluklarını kesmekte veya bunlarla daha genç kayalar arasında dokanak oluşturmaktadır. Yöre morfolojisini denetleyen fayların sınırlı verilerle doğrultu atımlı ve normal fay bileşenli oldukları söylenebilir. Uzanımlarına göre dik veya dike yakın fay düzlemlerine sahip olmaları gerektiği, doğrultu atımlı olabileceklerine yorumlanır. Yine fay zonları arasındaki havzaların morfolojik yapısı doğrultu atıma bir veridir. Bu bölgenin batısında yer alan ve Soma yöresiyle yaşıt olduğu düşünülen, Bergama- Menemen arasındaki aynı doğrultudaki faylarda saptanan sağ yönlü doğrultu atımlı özelliğinin Soma-Kırkağaç-Gölcük Yöresi ndeki faylar için de geçerli olabileceği düşünülmektedir. Bu yöredeki fayların Pliyosen ve özellikle Kuvaterner çökellerini etkiledikleri kesin olarak saptanamamıştır [56]. Ancak yöre morfolojisini denetlemeleri nedeniyle olasılı diri olarak haritalanmışlardır. Yörenin yapısal evriminde de önemli rol oynadıklarının düşünülmesi haritalamalarında etkili olmuştur. Ayrıca tarihli Bigadiç Depremine ait eş hasar eğrilerinin Gölcük Yöresi'nde bu fayların doğrultusunda uzanmaları bu fayların diri olma olasılığını arttırmaktadır [56].

82 66 Saruhanlı Harita 3.5. Saruhanlı ve çevresi Gediz ve Büyük Menderes grabenlerinin jeolojisi ve tektoniği [60].

83 Çalışmada Kullanılan Araç Gereçler Saruhanlı ilçesi için hazırlanan imar planına esas alanlarda Konik Penetrasyon Testi (CPT) yapılmıştır. Çalışmada Konik Penetrasyon Testi İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dairesi Jeoteknik Etüd Şube Müdürlüğü tarafından yapılmıştır Standard Penetrasyon Deneyi (SPT) çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler İnceleme alanında jeoteknik etüt amaçlı derinlikleri 15,45 22,00 m arasında olan 26 adet toplam 428 m sondaj yapılmıştır. Sondajlar TS-1901 e göre yapılmış olup Boart Long-year marka rotary sondaj makinası kullanılmıştır (resim 3.3 ). Resim 3.3. Boart Long-year sondaj makinasından görünüm Sondaj ilerlemesi 3 5/8 elmas matkapla yapılmıştır. Sondaj çalışmaları sırasında kullanılan diğer ekipmanlar tijler, sempler ve shelby tüpüdür. Dış çapı 2 inç, iç çapı ise 1,38 inç olan Standard bir örselenmiş numune alıcı kullanılmıştır [16].

84 68 Sondajların yapımı sırasında her 1,50 m bir standart penetrasyon deneyi (SPT) yapılmış ve örselenmiş zemin örnekleri alınmıştır. Standart Penetrasyon Deneyi (SPT) esas olarak yerinde yapılan bir dinamik kesme deneyidir. Kesme direnci taneli zeminlerde zeminin izafi sıkılığına, kohezyonlu zeminlerde ise zeminin mukavemet parametrelerine bağlıdır. Numune alıcı 63,5 kg ağırlıktaki şahmerdanın 76 cm den düşürülmesi ile 15 cm olarak kuyu tabanına yerleştirilmiştir. Kuyu tabanının altında her 15 cm lik ilerlemeler için darbe sayıları kaydedilmiştir. Numune alıcı daha sonra 30 cm ya da 50 darbe (yerleştirme ameliyesi hariç) elde edilene kadar 63,5 kg ağırlığındaki şahmerdanın düşürülmesi ile ilerletilmiştir. Son 30 cm penetrasyon için gereken darbe sayısı, N olarak ifade edilmiştir. Yerleştirme ameliyesinden sonra 30 cm den az penetrasyon elde edilmiş ise kayıtlar darbe sayısını ve ilerleyen mesafeyi ifade eder. Türkiye de genellikle kullanılan % 45 enerjili şahmerdan düzeneğinin aksine % 60 enerji elde edilebilen otomatik düşürmeli halka tipi şahmerdan kullanılmıştır [16] Konik Penetrasyon Testi (CPT) çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler Bu deney sırasında 10 ton itme kapasitesine sahip İtalyan Paganini marka itme makinası ile İsveç Geotech firmasının probu kullanılmıştır (resim ). Kullanılan prob elektrik piyezo koni olarak adlandırılmaktadır. Dolayısıyla zeminlerin konik uç direnci, sürtünme direnci ve boşluk suyu basıncı en sağlıklı biçimde ölçülebilmiştir [16].

85 69 Resim 3.4. CPT deneyinin yapıldığı itme makinasından görünüm Resim 3.5. İtme makinası, ölçümleri kaydeden alet ve konik uçlu probdan görünüm

86 Laboratuar çalışmalarında kullanılan araç ve gereçler Jeoteknik sondaj kuyularından alınan örselenmiş (SPT) ve örselenmemiş (UD) numuneler üzerindeki zemin mekaniği deneyleri, İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dairesi Başkanlığı Zemin ve Kaya Mekaniği Laboratuvarında yapılmıştır. Laboratuvarda 222 si örselenmiş ve 11 i de örselenmemiş numune olmak üzere toplam 233 numune değerlendirilmiştir. Örselenmiş numunelerin tümü üzerinde; Su muhtevası (TS 1900) ve zemin gradasyonunu (AASHTO T-27,T-11), Hidrometre (AASHTO T-88) ve atteberg limitlerini (TS B, TS ) belirlemeye yönelik deneyler yapılmıştır. Örselenmemiş numuneler için de bahsi geçen deneylerin yanı sıra, Tabii birim hacim ağırlık, Konsolidasyon (TS 1900), Serbest basınç (TS 1900), Üç eksenli basınç deneyleri yapılmıştır (resim ). Resim 3.6. Konsolidasyon deney aletleri

87 71 Resim 3.7. Üç eksenli deney aletleri 3.3. Metod Sıvılaşma Potansiyeli Analizleri Bu bölümde tezin asıl amacı olan Manisa ili Saruhanlı ilçesi imar planına esas yerleşim alanlarındaki zeminlerin sıvılaşma potansiyeli analizleri yapılmıştır. Tez kapsamında, arazi çalışmaları öncesi büro çalışmaları ile literatür taraması yapılarak, inceleme alanının genel jeolojisi, mühendislik jeolojisi özelliklerini içeren haritalar ile bölgenin tektonik yapısını gösteren haritalar ve ön bilgiler elde edilmiştir. Daha sonra arazi çalışmalarına geçilip, inceleme alanı ile ilgili veriler toplanmıştır. Son olarak ise ampirik yöntemler ve değişik programlar kullanılarak bölgenin sıvılaşama potansiyeli analizleri yapılmış ve sıvılaşma şiddeti indeksi haritası hazırlanmıştır. Çalışma alanı için sıvılaşma analizlerinde SPT yada CPT

88 72 verilerinden hangisinin kullanılacağına aşağıdaki kriterler göz önüne alınarak karar verilmiştir (Çizelge 3.1). Çalışma alanı zeminlerimizin %78 i ince taneli olmasından dolayı CPT verileri kullanılmıştır. Aşağıdaki tabloda da görüldüğü gibi bizim çalışma alanımız için CPT verileri daha iyi sonuç verecektir. Ayrıca Konik penetrasyon testi deneyinin avantajları şöyle sıralanabilir; Konik penetrasyon deneyi kolay ve hızlı uygulanmasının yanı sıra sürekli olarak kayıt olanağı sağlar. Konik penetrasyon deneyi, yumuşak kil, silt, kum ve ince çakıl gibi zeminlerde başarıyla uygulanır. CPT, özellikle yaygın olarak yapılan SPT deneyinde numune alınırken meydana gelen zemin örselenmesini de minimuma indirir. Özellikle elektrikli penetrometrelerde kullanıcıdan kaynaklanabilecek hata çok düşük düzeydedir. Çizelge 3.1. Yerinde deneylerin yararları ve uygulanabilirlikleri [41]. Grup Penetrometreler Presiyometreler Diğerleri Zemin Parametreleri Zemin Tipi Alet Zemin tipi Profil u ф su Id mv cv k GS σh OCR σ-έ Sert kaya Yumuşak k. Çakıl Kum Silt Kil O.Zemin Dinamik C B - C C C C - C - - C B A B B B Mekanik B A/B - C C B C - - C C C - - C C A A A A Elektrik (CPT) B A - C B A/B C - - B B/C B - - C C A A A A Piezokonik (CPTU) A A A B B A/B B A/B B B B/C B C - C - A A A A Sismik (SCPT/SCPTU) A A A B A/B A/B B A/B B A B B B - C - A A A A Dilatometre (DMT) B A C B B C B - - B B B C C C - A A A A Standart Penetrasyon Testi (SPT) A B - C C B C - C - - C B A A A A Rezistivite Probu B B - B C A C C - A A A A Ön Sondaj (PBP) B B - C B C B C - B C C C A A B B B A B Sondaj içerisinde (SBP) B B A B B B B A B A A/B B A/B - B - B B A B Tam Yerdeğiştirme (FDP) B B - C B C C C - A C C C - C - B B A A Kanatlı Kesici B C - - A/B B/C B A B Plaka Yükleme C - - C B B B C C A C B B B A B B A A A Sondaj Geçirgenliği C - A B A A A A A A A B Hidrolik Kırma Deneyi - - B C C - B - - B B - - C A C Yüzey s is miği C C A - B - A A A A A A A Uygulanabilirik - A:Yüksek, B:Orta, C:Düşük

89 İnceleme Alanının Sıvılaşma Şiddeti İndekslerinin Bulunması Sıvılaşmaya yönelik çalışmalarımızda CPT verileri ile Robertson ve Wride (1998) yöntemi uygulanmıştır. Bu yöntemin yalınlaştırılmış akım şeması aşağıda verilmiştir (Şekil 3.2) [41]. Şekil 3.2. Robertson ve Wride (1998) yöntemine göre yalınlaştırılmış sıvılaşma analizi akım şeması [41].

90 74 Burada; Ic= Zemin indeksi Ic= ((3,47-logQ) 2 +(1,22+logF) 2 ) 0,5 Q= Normalize edilmiş uç direnci Q= ((q c -σ o ) / Pa)((Pa / σ o ) n ) F= Normalize edilmiş uç direnci F= (fs / (qc-σ o ))*100(%) qc= Uç direnci σ o = Toplam gerilme σ o = Efektif gerilme Pa= 100 kpa değerindeki referans gerilme n= Zemin sınıfını belirleyen katsayı Uç direnci ve ince tane düzeltmesi yapıldıktan sonra DDO (Devinimli Direnç Oranı) hesaplanır. Temiz kumlar için aşağıdaki formül geliştirilmiş; DDO= 0,833( (q c1 ) tk / 1000)+0,05 ; (q c1 ) tk < 50 DDO= 93( (q c1 ) tk / 1000) 3 +0,08 ; 50 (q c1 ) tk >160 (q c1 ) tk = 100 kpa lık jeolojik yüke göre düzeltilmiş temiz kumlarda konik penetrasyon direnci FS= Emniyet faktörü FS= (DDO 7,5 / DGO) MDF DGO= Deprem nedeniyle oluşan devinimli kayma oranı MDF= Magnitüd düzeltme faktörü MDF= 10 2,24 / M 2,56 M= Söz konusu depremin büyüklüğü Sıvılaşma analizlerinde elde edilen sonuçlar yukarıda olduğu gibi yüzeyden 12 m derinliğe kadar 2 m aralıklarla değerlendirilmiştir. 50 cm ve üzerinde sıvılaşabilen tabakalar için sıvılaşma beklenir (L) şeklinde değerlendirme yapılmıştır.

91 En Büyük Yatay Yer İvmesinin Bulunması Depreme dayanıklı yapı ve tesislerin uygun şekilde tasarlanması için bu yapıların maruz kalacakları yer sarsıntısı düzeyinin hesaplanması gerekir. Bir bölgedeki deprem tehlikesini ve buna bağlı olarak da deprem riskini gösteren en önemli unsurlardan biri yer hareketi ivmesi olarak tanımlanan deprem etkisidir. Magnitüd bir depremin büyüklüğünü tanımlamak için geçerli bir ölçü olmakla birlikte bir bölgede deprem tehlikesinin belirlenmesinde ve o bölgede depreme dayanıklı yapıların projelendirilmesinde tek başına yeterli değildir. Bu nedenle M büyüklüğünde bir depremin r odak uzaklığında yeryüzünün herhangi bir noktasında yaratacağı en büyük ivme değerini veren zemin hareketi azalım ilişkilerine gerek vardır. Bu tür çalışmalar deprem kaynağının incelenecek alana olan uzaklığına bağlı olduğu için ivme uzaklık azalım ilişkisi olarak adlandırılırlar [61]. Bu bilgiler ışığında 102 yıllık zaman aralığında çalışma alanı ve çevresinde oluşmuş en büyük magnitüdlü depremler nokta kaynak ve yine saha çevresindeki aktif kırıklar çizgisel kaynak gibi düşünülerek, bu depremlerin çalışma alanında meydana getirecekleri pik ivmeler (PGA) çeşitli araştırmacılar tarafından önerilen, dünyanın birçok yerinden alınmış kayıtlar kullanılarak geliştirilmiş olan azalım ilişkisi bağıntıları (atenasyon denklemi) kullanılarak Çalışma alanında oluşturabileceği en büyük yatay yer ivmesi değerleri excel tablolu zemin jeofizik analiz programına girilerek hesaplanmıştır [62] Poison olasılık dağılımı ile deprem risk analizi Depremlerin oluş periyodu, herhangi bir büyüklükteki bir depremin yada o büyüklüğe eşit ve daha büyük bir depremin kaç yılda bir olacağını ifade eder. Bu değer deprem ve jeoteknik mühendisliği açısından çok önemli bir parametredir. Deprem riski, çalışma alanında oluşmuş veya olması beklenen en yüksek magnitüdlü depremlerin yapının ekonomik ömrüne göre seçilen veya herhangi bir zaman aralığı için yinelenme olasılığıdır. Poisson modeli için araştırmacılar, büyük magnitüdlü ana

92 76 şokların oluşumu için geçerli bir model olduğu ve mühendislik amaçları için yeterli kabul edilebileceğini belirtmişleridir [61]. Saruhanlı ve çevresinde 4 ve 4 den büyük olmuş tarihsel depremler ve günümüzde olan depremler sayılıp elde edilen değer ve zaman aralığı ( ) girilip, magnitüd-frekans ilişkisi hesaplanır. Daha sonra excel tablolu zemin jeofizik analiz programına girilerek deprem risk analizi yapılır [62].

93 77 4. DENEYSEL BULGULAR VE TARTIŞMA İnceleme alanından elde edilen veriler, İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dairesi Başkanlığı tarafından yapılan sondajlardan, CPT ölçüm çalışmalarından ve İller Bankası Genel Müdürlüğü Zemin ve Kaya Mekaniği Laboratuarında yapılan deney sonuçlarından alınmıştır. Yapılan çalışmalar ve elde edilen sonuçlara aşağıda değinilmiştir Sondaj Çalışmaları ve SPT Verilerinin Elde Edilişi İnceleme alanında jeoteknik etüt amaçlı derinlikleri 15,45 22,00 m arasında olan 26 adet toplam 428 m sondaj yapılmış ve logları ekte verilmiştir (Harita 4.1, Çizelge ). Harita 4.1. İnceleme alanındaki sondajların yerlerini gösterir harita

94 78 Çizelge 4.1. Sondaj verilerin elde edildiği koordinatlar [16]. KUYU NO KOORDİNAT KOORDİNAT KUYU Y X NO Y X SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK SK Çizelge 4.2. Kuyuların derinlik ve yeraltısuyu seviyeleri [16]. KUYU DERİNLİK YASS (m) KUYU NO NO (m) DERİNLİK YASS SK1 22,00 4,30 SK14 15,45 1,30 SK2 15,45 - SK15 15,45 - SK3 15,45 3,40 SK16 15,45 1,40 SK4 15,45 3,30 SK17 15,45 1,00 SK5 15,45 4,42 SK18 15,45 2,30 SK6 15,45 5,20 SK19 15,45 1,70 SK7 22,00 4,00 SK20 15,45 2,20 SK8 18,00 4,40 SK21 15,45 2,80 SK9 18,00 3,40 SK22 15,45 2,80 SK10 21,00 3,25 SK23 15,45 1,50 SK11 15,45 3,30 SK24 15,45 - SK12 18,00 2,20 SK25 15,45 2,00 SK13 15,45 1,55 SK26 15,45 1,80

95 79 Yapılan sondajlarda Kuvaterner yaşlı siltli kum, az çakıllı siltli kum, silt, kil ve ince kum gibi alüvyon seviyeleri kesilmiştir. Yeraltı suyuna en yüksek 1,00 m en düşük 5,20 m arasında rastlanmıştır. Sondajların yapımı sırasında her 1,50 m bir standart penetrasyon deneyi (SPT) yapılmış ve örselenmiş zemin örnekleri alınmıştır. Ham SPT-N değerlerinin Saruhanlı zeminlerindeki dağılımı Şekil de verilmiştir. Saruhanlı zeminlerinde yapılan jeoteknik sondaj çalışmalarından elde edilen SPT-N değerlerine bakıldığında ilçe genelinde homojen bir yapı olduğu anlaşılmaktadır. İlk 4,5 metreye kadar olan seviyelerde zemin yumuşak ve / veya gevşek bir yapı sunmaktadır. Daha derine inildikçe katılık ve / veya sıkılık artmaktadır [16]. a Şekil 4.1. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 1,50 m deki SPT-N değerleri [16].

96 80 b Şekil 4.2. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 3,00 m deki SPT-N değerleri [16]. c Şekil 4.3. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 4,50 m deki SPT-N değerleri [16].

97 81 d Şekil 4.4. Jeoteknik sondaj lokasyonlarında 6,00 m deki SPT-N değerleri [16] Konik Penetrasyon Test (CPT) Çalışmaları ve Sonuçları Çalışma alanı içerisinde toplam 28 adet konik penetrasyon testi (CPT) ile uç direnci (q c ), çevre sürtünmesi (f s ) ve boşluksuyu basıncı (u) ölçülmüştür. Bu deney sırasında 10 ton itme kapasitesine sahip İtalyan Paganini marka itme makinası (Harita 4.2- Çizelge 4.3) ile İsveç Geotech firmasının probu kullanılmıştır. Kullanılan prob elektrik piyezo koni olarak adlandırılmaktadır. Dolayısıyla zeminlerin konik uç direnci, sürtünme direnci ve boşluk suyu basıncı en sağlıklı biçimde ölçülebilmiştir.

98 82 Harita 4.2. İnceleme alanındaki CPT noktalarının yerlerini gösterir harita Çizelge 4.3. CPT verilerinin elde edildiği koordinatlar [16]. CPT NO KOORDİNAT KOORDİNAT CPT NO X Y X Y CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT CPT

99 83 Çalışma alanında toplam 28 noktada toplam 288,30 m. derinliğinde CPT sondası yapılmış ve zeminlerin tanımlamalarının yanında çeşitli hesaplamalar ile taşıma kapasiteleri hakkında yorumlara ulaşılmıştır. Konik penetrasyon testinde ölçülen uç direnci ve sürtünme oranına bağlı olarak zemin sınıflarını belirleyen çeşitli abaklar arasından Robertson and Campanella (1988) seçilerek zeminlerin sınıflaması yapılmış ve zemin profilleri tanımlanmıştır [63]. Çizelge 4.4. CPT1 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-1 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm ORGANİK ZEMİN (Pt) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM (SW) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) Çizelge 4.5. CPT2 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-2 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP)

100 84 Çizelge 4.6. CPT3 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-3 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) Çizelge 4.7. CPT4 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-4 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUM (SW) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM (SW) KUM (SW) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) Çizelge 4.8. CPT5 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-5 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KİL - KİL (CL) DUYARLI (HASSAS) İNCE TANELİ KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM - SİLTLİ KUM (SP)

101 85 Çizelge 4.9. CPT6 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-6 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİL (CH) Çizelge CPT7 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-7 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm DUYARLI (HASSAS) İNCE TANELİ KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM - SİLTLİ KUM (SP) DUYARLI (HASSAS) İNCE TANELİ KUM (SW) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL)

102 86 Çizelge CPT8 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-8 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) Çizelge CPT9 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-9 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM - SİLTLİ KUM (SP) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH)

103 87 Çizelge CPT10 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-10 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUM - SİLTLİ KUM (SP) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) ORGANİK ZEMİN (Pt) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) Çizelge CPT11 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-11 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİL (CH)

104 88 Çizelge CPT12 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-12 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİL (CH) DUYARLI (HASSAS) İNCE DANELİ KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM (SW) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM (SW) KUM (SW) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) Çizelge CPT13 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-13 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm ORGANİK ZEMİN (Pt) DUYARLI (HASSAS) İNCE DANELİ SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİL (CH) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) Çizelge CPT14 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-14 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1) Derinlik Metreye (d 2) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUM - SİLTLİ KUM (SP)

105 89 Çizelge CPT15 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-15 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM (SW) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM (SW) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) Çizelge CPT16 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-16 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) KUM (SW) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) Çizelge CPT17 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-17 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML)

106 90 Çizelge CPT18 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-18 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUM (SW) Çizelge CPT19 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-19 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) ORGANİK ZEMİN (Pt) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİL (CH)

107 91 Çizelge CPT20 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-20 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) ORGANİK ZEMİN (Pt) ORGANİK ZEMİN (Pt) ORGANİK ZEMİN (Pt) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KUM (SW) Çizelge CPT21 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-21 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm ORGANİK ZEMİN (Pt) ORGANİK ZEMİN (Pt) ORGANİK ZEMİN (Pt) KİL (CH) KİL (CH) KUM (SW) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUM (SW) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) Çizelge CPT22 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-22 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm ORGANİK ZEMİN (Pt) KİL (CH) ORGANİK ZEMİN (Pt) KUM (SW) KİL (CH) KUM (SW) KİL (CH) ORGANİK ZEMİN (Pt) KİL (CH)

108 92 Çizelge CPT23 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-23 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) DUYARLI (HASSAS) İNCE DANELİ KUM (SW) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) Çizelge CPT24 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-24 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUM (SW) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH) Çizelge CPT25 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-25 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KİL - KİL (CL) DUYARLI (HASSAS) İNCE DANELİ SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUM - SİLTLİ KUM (SP) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH)

109 93 Çizelge CPT26 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-26 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1) Derinlik Metreye (d 2) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu) kpa kgf/cm ORGANİK ZEMİN (Pt) KİL (CH) ORGANİK ZEMİN (Pt) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH) KİL (CH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) Çizelge CPT27 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-27 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1) Derinlik Metreye (d 2) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu) kpa kgf/cm KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KUM - SİLTLİ KUM (SP) SİLTLİ KİL - KİL (CL) Çizelge CPT28 verileri ve değerlendirme tablosu Proje Adı : Saruhanlı (Manisa) Lokasyon CPT-28 Proje Yeri :İmar Planına Esas Jeoteknik Çalışmalar Tarih Metreden (d 1 ) Derinlik Metreye (d 2 ) Uç Direnci (Mpa) q c Çeper Sürtünmesi (Mpa) f s Boşluk Suyu Basıncı (kpa) u Doğal Birim Hacim Ağırlığı (kn/m 3 ) Toplam düşey gerilme Po (kpa) Plastisite İndisi % Ip Sürtünme Oranı % R f SINIFLAMA Robertson and Campanella-1988 Plastisiteye bağlı kone faktörü Nk (tablodan) Drenajsız Kayma Mukavemeti Cu=(qc - po)/nk (q u veya T fu ) kpa kgf/cm SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KİL (CH) KİL (CH) KUM - SİLTLİ KUM (SP) SİLTLİ KİL - KİL (CL) SİLTLİ KUM-KUMLU SİLT (SM) KİL (CH) KUMLU SİLT-KİLLİ SİLT (ML) KİLLİ SİLT - SİLTLİ KİL (MH) SİLTLİ KİL - KİL (CL) KİL (CH)

110 Zeminlerin Jeoteknik Özellikleri Yapılan sondajlardan alınan zemin örneklerinin laboratuvar analiz sonuçları, çalışma alanındaki zeminlerin % 78 inin ince taneli; % 22 sinin de iri taneli olduğunu göstermektedir. Birleşik zemin sınıflamasına göre zemin türleri Şekil 4.5 de verilmiştir. Saruhanlı (MANİSA) Zemin Türleri İR İ TANE %22 İNCE TANE %78 SW-SC 1 SC 14 SM 15 SW-SM 9 SP-SM 9 SP 3 GW-GM 1 CH 64 ML 23 MH 1 CL 93 Şekil 4.5. Saruhanlı (Manisa) zemin türleri [16]. Çalışma alanı zeminlerinin su içeriği en düşük % 8, en yüksek % 47, ortalama % 28 dir. Zeminlerin Likit Limit değerleri % arasında, Plastik Limit değerleri ise % arasında dağılım göstermektedir. Açılan kuyularda yapılış tarihleri itibariyle 23 sondajın yeraltısuyu statik seviyesi belirlenmiştir (1, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22, 23, 25 ve 26 nolu kuyular).

111 En büyük yatay yer ivmesi hesap sonuçları Bu amaçla; çalışma alanını etkileyebileceği düşünülen en yakın ve aktif sismik kaynağa (Harita 4.3) dik çizilerek en kısa mesafe kilometre (km) cinsinden hesaplanır. Daha sonra elde edilen veriler Excel tablolu zemin jeofizik analiz programına girilerek en büyük yatay yer ivmeleri hesaplanmıştır [62]. Ç.Alan Harita 4.3. İnceleme alanı merkez olmak üzere 100 km lik yarıçap içindeki aktif kırıklar ve çizgisel ve /veya noktasal sismik kaynakların dağılımı [16].

112 96 Tez alanımız için en yakın sismik kaynak 8 km uzaklıktaki Gediz grabenidir. Bu nedenle en büyük yatay yer ivmesinin hesaplanmasında Gediz grabeni baz alınmıştır. 6,0, 6,5 ve 7,0 büyüklüğündeki depremlere göre değişik araştırmacılar tarafından pik yatay yer ivme değerleri hesaplanıp (Şekil 4.6), ortalamaları Çizelge 4.32 de verilmiştir. Çizelge İvme azalım ilişkileri kullanılarak Noktasal ve Çizgisel Sismik Kaynaklar ile hesaplanan pik yatay yer ivmesi değerleri (PHGA) M (magnitüd), Episantral Uzaklık (km) H, Odak Derinliği (km) Esteva (1970) Davenport (1972) Donovan (1973a) Esteva ve Villaverde (1973) Donovan (1973b) Donovan (1973c) McGuier (1974) Orphal ve Lahoud (1974) Shah vd. (1973) Oliviera (1974) Katayama Esteva vd. Joyner ve Boore (1981) Campbell (1981a) Campbell (1981b) Newmark ve Roseblueth (1971) Kanai (1966) Esteva ve Roseblueth (1971) Fukishima vd. (1988) Abrahamson ve Litehiser (1989) Campbel (1997) 6,0 6,5 7, ,11 0,16 0,24 0,52 0,77 1,15 0,22 0,31 0,43 0,25 0,37 0,55 0,16 0,22 0,29 0,18 0, ,27 0,38 0,64 1,01 1,60 0,22 0,33 0,49 0,11 0,16 0,24 0,13 0,21 0,33 0,49 0,72 1,08 0,47 0,63 0,83 0,13 0,19 0,25 0, ,25 0,23 0,34 0,51 0,11 0,22 0,45 0,23 0,34 0,51 0,24 0,31 0,37 0,28 0,33 0,39 0,26 0,38 0,54

113 97 Yukarıda verilen Dünyada çeşitli araştırmacıların geliştirdiği ivme uzaklık azalım ilişkilerinin yanında Ülkemizdeki ivme kayıtlarını baz alarak hesaplama yapan denklem Ulusay vd. (2004) tarafından verilmiştir [64]. PGA = 2,18 e 0,0218 (33,3M w R e + 7,8427S A + 18,9282S B ) M w : Moment magnitüd (7,0 alınmıştır) R e : Episantral uzaklık (Gediz grabeninin ortasına olan mesafe 10 km alınmıştır) S A :0, S B :1 (Çalışma alanımız gevşek siltli kumlu birimlerden oluştuğu için) Bu değerler denklemde yerine konulup hesaplama yapıldığında en büyük yatay yer ivme değeri a max = 0, ~ 0,42 g çıkmaktadır. M (magnitüd) 7.0 İvme (g) Çeşitli Araştırmacılara Göre İvme Azalım İlişkileri Episantır Uzaklığı (km) Esteva (1970) Davenport (1972) Donovan (1973a) Esteva ve Villaverde (1973) Donavan(1973b) Donavan(1973c) McGuier (1974) Orphal ve Lahoud (1974) Shah ve diğ.(1973) Oliviera (1974) Katayama Esteva ve diğ. Joyner ve Boore (1981) Campbell (1981a) Campbell (1981b) Newmark ve Roseblueth (1971) Kanai (1966) Esteva ve Roseblueth (1964) Fukishima ve diğ. (1988) Abrahamson ve Liehiser (1989) Campbell (1997) Şekil 4.6. Gediz Grabeninde olabilecek 7,0 büyüklüğünde bir proje depremin çalışma alanında oluşturabileceği düşünülen maksimum yatay yer ivmelerinin uzaklık azalım eğrileri [62].

114 Deprem risk analizi sonuçları Poisson olasılık dağılımı ile deprem risk analizi hakkında metod (bölüm 3.3.4) kısmında bilgiler verilmiştir. Poisson modelinde deprem oluşumunun bir poisson dağılımı olduğu kabul edilmektedir. Çizelge 4.33 de Saruhanlı ve çevresi deprem tehlikesini gösterir poisson olasılık dağılımları verilmiştir. Çizelge 4.34 de ise 50 yıllık yapı ömrü içerisinde % 10 aşılma ihtimali olan deprem büyüklüğü görülmektedir. Çizelge Saruhanlı ve çevresi deprem tehlikesini gösterir poisson olasılık dağılımı [16]. Rm = 1- e- (N (M) * D) N(M) Magnitüd D (Yıl) için Olasılık (%) Ortalama Tekrarlanma Periyodu (Yıl) ,5 99, , ,5 60, , , , ,5 10, ,9 67,5 205 Çizelge yıllık yapı ömrü içerisinde % 10 aşılma ihtimali olan deprem büyüklüğü [16]. D (yıl) % Aşılma Olasılığı M (magnitüd) ,9 Buradan hareketle, çalışma alanı merkezli 100 km yarıçaplı bir alan içerisinde olmuş en büyük depremin magnitüdü 6,8 olup dönüş periyodu yaklaşık 71 yıl ve bölgede büyüklüğü 5,0 olan bir depremin dönüş periyodu ise 1 yıldır. Standart bir yapının ömrü olarak düşünülebilecek 50 yıllık bir zaman diliminde 7,0 büyüklüğündeki bir

115 99 depremin olma olasılığı ise % 80 olarak belirlenmiştir. Diğer deprem büyüklükleri için belirlenen olasılık hesaplarını tablodan görmek mümkündür. Bunun yanında çalışma alanında 50 yıllık yapı ömrü içinde bir kere aşılma olasılığı % 10 u geçmeyen deprem büyüklüğü 7,9 olarak hesaplanmıştır. Gediz grabeninin deprem anında tamamı kırıldığı zaman bu değere ulaşılacaktır. Tüm bu veriler göz önünde bulundurularak sıvılaşma analizi hesaplarında deprem büyüklüğü 7,0 alınmıştır CPT verilerine dayalı sıvılaşma analiz sonuçları Sıvılaşmaya yönelik çalışmalarımızda temelinde CPT verileri ile Robertson ve Wride (1998) yöntemini esas alan Excel ortamında hazırlanmış bilgisayar programı kullanılmıştır [65]. Sıvılaşma analizleri yapılırken deprem büyüklüğü, deprem risk analizi sonuçlarına göre Ms:7,0 en büyük yatay yer ivmesi hesaplarına göre de a max : 0,53g alınmıştır. CPT verilerine dayanılarak yapılan sıvılaşma analizi sonuçları aşağıda Çizelge 4.35 de verilmiştir. Çizelge M S :7,0 için derinliklere göre sıvılaşma durumları (NL:sıvılaşmaz, L:Sıvılaşma beklenir) [65]. CPT NO DERİNLİK (m) CPT1 NL L L L L NL CPT2 NL L L NL NL NL CPT3 NL L NL L NL NL CPT4 NL L L L NL NL CPT5 NL L L NL NL NL CPT6 NL NL L L NL NL CPT7 NL L L NL NL NL CPT8 NL L NL L L NL CPT9 NL L L L L NL CPT10 NL NL NL NL L NL CPT11 NL L L NL L NL CPT12 NL NL L NL NL NL CPT13 NL L L NL NL NL CPT14 NL NL NL NL NL L CPT15 NL NL NL NL NL NL CPT16 NL NL NL NL NL NL CPT17 NL NL L NL NL NL CPT18 NL L NL NL NL NL CPT19 NL NL NL NL NL NL CPT20 NL NL NL NL L NL CPT21 NL NL L L NL NL CPT22 NL NL NL L NL NL CPT23 NL L L L L NL CPT24 NL L L NL NL NL CPT25 NL L L NL NL NL CPT26 NL NL NL NL NL NL CPT27 NL NL NL NL L NL CPT28 L NL NL L NL NL

116 100 Tezin konusu olan Saruhanlı (Manisa) ilçesinin imar planına esas alanlarda yapılan jeoteknik çalışmalar sonucunda sıvılaşma analizleri yapılmıştır. Sıvılaşma analizleri Konik Penetrasyon Testi (CPT) verileri kullanılarak yapılmış ve bu alanlarda sıvılaşma haritası yapılmıştır (Harita 4.4). Ms=7,0 deprem büyüklüğü alınarak yapılan sıvılaşma analizi ve buna bağlı olarak hazırlanan sıvılaşma haritası incelendiğinde Saruhanlı ilçesinin güneydoğusunda ve kuzeybatısında lokal alanda (CPT ) sıvılaşmanın olmadığı, diğer alanlarda ise sıvılaşma beklendiği görülmektedir. Harita 4.4. Saruhanlı (Manisa) sıvılaşma haritası (Ms=7,0 için)

117 SONUÇ VE ÖNERİLER Bu çalışma ile birinci derece deprem bölgesinde yer alan Saruhanlı İlçesi nin yeraltı suyuna rastlanılan kumlu, siltli kumlu zeminlerinde oluşan sıvılaşma olayı incelenmiştir. Manisa ili Saruhanlı ilçesi imar planına esas yerleşim alanlarında olabilecek bir senaryo depremin bölgede yaratabileceği sıvılaşma, arazide jeoteknik Konik Penetrasyon Testi deneylerinden elde edilen veriler ile değerlendirilmiş olup aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir. Yapılan sondajlardan alınan zemin örneklerinin laboratuvar analiz sonuçları, çalışma alanındaki zeminlerin % 78 inin ince taneli; % 22 sinin de iri taneli olduğunu göstermektedir. Saruhanlı İlçesi ve çevresinde geçmiş depremler incelenmiş ve Ms=6,0, Ms=6,5 ve Ms=7,0 için deprem senaryoları oluşturulmuştur. Buna göre bölgede ivme azalım ilişkilerine göre deprem senaryoları için maksimum yatay yer ivmeleri sırasıyla 0,25 g, 0,37 g ve 0,53 g olarak hesaplanmıştır. Sıvılaşma analiz sonuçlarına bakıldığında Ms=7,0 için yapılan sıvılaşma analiz sonuçlarından çalışma alanının özellikle güney doğusunda sıvılaşmanın olmadığı, diğer alanların ise sıvılaşma riski altında olduğu görülmektedir. Bu alanlar sıvılaşma haritası üzerinde gösterilmektedir. Saruhanlı ilçesi zeminlerinin genelinin kumlu, siltli, siltli kumlu seviyelerden oluşması, yeraltısuyu seviyelerinin yüksek olması, birinci derece deprem bölgesinde yer alması ve geçmiş depremler göz önüne alınarak yapılan sıvılaşma analizlerinden sıvılaşmaz ve sıvılaşma riskine sahip alanlar sınırlandırılmıştır. Buna göre Saruhanlı ilçesinin imar planına esas yerleşim alanlarının güneydoğusunda sıvılaşmanın olmadığı, diğer alanlarda ise sıvılaşma beklendiği görülmektedir.

118 102 Planlama aşamasında öncelikle sıvılaşmayacak alanlar değerlendirilmelidir. Sıvılaşma riski olan alanlar en son değerlendirilmelidir. Özellikle önemli binalar sıvılaşma riski olan alanda planlanmamalıdır. Yüksek sıvılaşma riski olan alanlarda yapılacak parsel bazındaki zemin etüdlerinde jeoteknik parametreler ayrıntılı olarak belirlenmeli ve özellikle sıvılaşmaya yönelik aşağıdaki önlemler alınmalıdır. Yapıların planlanmasında ve inşasında sıvılaşmaya bağlı olarak gelişen hasarların en aza indirilmesi için alınması gereken önlemler üç ana başlık altında aşağıdaki şekilde sıralanmıştır; Sıvılaşmaya duraylı zeminlerde yapı inşasından kaçınılması Sıvılaşmaya karşı dayanıklı yapı inşası Zemin iyileştirmesi Sıvılaşmaya duraylı zeminlerde yapı inşasından kaçınılması: Sıvılaşmaya karşı alınması gereken önlemlerden ilk akla gelen ve ekonomik olanı sıvılaşma potansiyeline sahip bu alanı terk etmek olacaktır. Öncelikle yapı inşası düşünülen yada planlanması düşünülen alanın sıvılaşma potansiyelinin ayrıntılı bir şekilde ortaya konması gerekmektedir. Gerekli çalışmalar ve analizler yapıldıktan sonra sıvılaşma potansiyeli yüksek zemin ise inşası düşünülen bu zeminden vazgeçilerek, başka inşaat alanları araştırılmalıdır. Yüksek sıvılaşma potansiyeline sahip olasına rağmen yapıların özelliğine göre diğer koşullarının sadece burada uygun olduğu durumlarda (örneğin liman) ise uygun yapı teknikleri ve zemin iyileştirmeleri yöntemleri kullanılmalıdır. Sıvılaşma Koşullarına Uygun Temel Tipi Seçimi: Sıvılaşmaya karşı dayanıklı yapı inşasında, yapının temelini oluşturan yapı elemanları sıvılaşmanın etkilerini karşılayabilecek şekilde tasarımlanır. Temel tasarımına ilişkin hususlar, sığ ve derin temel kavramları ele alınarak, radye temel ve kazık temel şeklinde değerlendirilir.

119 103 Zemin İyileştirmesi: Zeminlerin sıvılaşmaya karşı direncini arttırmak amacıyla uygulanan zemin iyileştirmesi tekniklerinin başlıca hedefi, deprem sırasında aşırı gözenek suyu basınçlarının gelişmesini deprem öncesinde önlemek veya zemini sıkı hale getirmektir. Bu amaçla kullanılan başlıca teknikler, Sıvılaşma potansiyeli yüksek zeminin kazılıp kaldırılarak, yerine sıvılaşmayacak bir zeminin konması, Dinamik sıkıştırma (kompaksiyon) Vibroflotasyon Patlatma ile sıkıştırma Sıkıştırma enjeksiyonu Taş kolonları ve sıkıştırma kazıkları Drenaj teknikleri olup, bununla birlikte, bu teknikler özellikle geniş alanlarda uygulanacak iyileştirme çalışmaları için oldukça pahalı tekniklerdir ve ayrıca siltli zeminlerde her zaman iyi sonuç vermeyebilirler.

120 104 KAYNAKLAR 1. Taşkıran, Ö., Eskişehir İçin Sıvılaşma Potansiyelinin Değerlendirilmesi, Yüksek Lisans Tezi, Osmangazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Eskişehir, (2000). 2. Cetin K. O., Seed R. B., Der Kiureghian A., Tokimatsu T., Harder Jr. L. F., Idriss I. M., Kayen R. E. Field case histories for SPT-based in-situ liquefaction potential evaluation. University of California, Berkeley, Geotechnical Engineering Research Report No. UCB/GT- 2000/09 (2000). 3. Kuru, T., Adana-Ceyhan Depreminde Alüvyal Zeminlerin Sıvılaşma Davranışı ve Yapısal Hasarlar Üzerindeki Etkisinin Değerlendirilmesi, Yüksek Lisans Tezi, Hacettepe Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2001). 4. Koyuncu, P., Eskişehir İl Merkezindeki Birimlerin Jeo-Mühendislik Özelliklerinin Değerlendirilmesi ve Mühendislik Jeolojisi Haritalarının Hazırlanması, Yüksek Lisans Tezi, Hacettepe Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2001). 5. Mutlu., A. Hakan., Arazi ve Laboratuvar Deneyleri ile Zemin Sıvılaşma Potansiyelinin İrdelenmesi, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, 5-18 (2001). 6. Polat, F., İstanbul Yerleşim Alanı İçerisindeki Kuvaterner Çökellerin Sıvılaşma Potansiyeli, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul Teknik Üniversitesi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul, (2002). 7. Üçöz, E., Yerin Sıvılaşma Potansiyelinin Sismik Verilerle Analizi, Yüksek Lisans Tezi, Ankara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2002). 8. Ulamış, K., Bolu İli D100 Karayolu İle Büyüksu Deresi Arasındaki Normal Konsolide Zeminlerin Jeoteknik Özellikleri Arasındaki İlişkiler, Yüksek Lisans Tezi, Ankara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2002). 9. Köleoğlu, E., Sıvılaşma Potansiyeli Değerlendirmeleri ve Sıvılaşma Analizi Kriterlerinin Karşılaştırılması, Yüksek Lisans Tezi, İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul, 3-31 (2002). 10. Ateş, A., Zeminlerin Sıvılaşması ve Sıvılaşma Metodlarının İrdelenmesi, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2003).

121 Şişman, E., Fethiye Yerleşim Alanındaki Zeminlerin SPT ve Kayma Dalga Hızı Verileriyle Sıvılaşma Potansiyelinin Değerlendirilmesi, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2006). 12. Moss, R. E. S., Seed, R. B., Kayen, R. E., Stewart, J. P., Kiureghian, A. Der., Cetin, K. O. CPT-based probabilistic and deterministic assessment of in situ seismic soil liquefaction potential. ASCE J. of Geotech. and Geoenvir. Eng. 132(8): (2006). 13. Ünal, A., Havur, E., Alaşehir-Salihli Bölgesinin Jeotermik Enerji yönünden Detay Jeolojik Etüdü, MTA Raporu 4678:13-50 (1971). 14. Metli, F., Tan, T., Baykul, A., Akalın, H.L., Avşar, M., Türkbileği, H., Sun, A.,Saygılı, N. ve Işın, R., Manisa İli Çevre Jeolojisi ve Arazi Kullanım Potansiyeli, MTA Jeoloji Etütler Dairesi, Ankara, No.10480:30-43 (2001). 15. Sarı, C., Gravite Verilerinin Tekil Değer Ayrıştırma Yöntemiyle Ters Çözümü, Gediz ve Büyük Menderes Grabenlerinin Tortul Kalınlıklarının Saptanması, DEÜ Mühendislik Fakültesi Fen ve Mühendislik Dergisi, 5 (1): 1-8 (2003). 16. Bulut, İ., ve Sağlam, M., Saruhanlı (Manisa) Jeoteknik Etüd Gerektiren Alanların İmar Planına Esas Jeolojik-Jeoteknik Etüd Raporu, İller Bankası Genel Müdürlüğü Makina ve Sondaj Dai.Bşk.lığı, 3-74 (2006). 17. Mogami, T., and Kubu, K., The behavior os Soil During Vibration, Proccedings, 3rd İnternational Conferrance on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Zurih, 1: (1953). 18. DeAlba, P., Seed, H.B. and Chan, C. K., Sand Liquefaction in Large-Scale Simple Shear Tests: Jour, Geotech. Eng. Div., ASCE, No.GT9: (1976). 19. Das, B.M., Fundamentals of Soil Dynamics, Elsevier Science Publishing Co.Inc., New York, USA, (1983). 20. Idriss, I. M., Earthquake Ground Motions: Lecture Notes, Course on Strong Ground Motion, Earthquake Engineering Resrarch Institute, Pasedana, CA, USA, (1987). 21. Florin, V. A. And Ivanov, P. L., Liquefaction of Saturated Sandy Soils: Proceedings, 5th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Paris, France, (1961). 22. Ishihara, K., Subsurface Soil Liquefaction During Earthquakes in Japan, University of Tokyo, Bunkyo-ku, Tokyo, 1-13 (1980).

122 Marchetti, S., A New In Situ Test for the Measurement of Horizontal Soil Deformability, Proceedings of ASCE Special Conference on In Situ Measurements of Soil Properties, Raleigh, N.C (1975). 24. Ishihara, K., Stability of Natural Deposits During Earthquakes, 11 th ICSMFE San Francisco, Vol. 2: (1985). 25. Seed, H.B., and Idriss, I.M., Evaluation of Liquefaction Potential Sand Deposits Based on Observation of Performance in Previous Earthquakes, ASCE National Convention, St. Louis, missouri, (1981). 26. Youd, T.L. and Gilstrap, S.D., Liquefaction and Deformation of Silty and Fine-Granied Soils, Earthquake Geotechnical Engineering, Balkema, Rotterdam, (1999). 27. Seed, H. B., Evaluation of Soil Liquefaction Effects on Level Ground During Earthquakes, ASCE Annual Convention and Exposition, Philadelphia, (1976). 28. Wiegel, R.L., Earhquake Engineering, Prentice Hall Inc., Englewood Cliffs, New Jersey, (1970). 29. Dowrick, D.K., Eartthquake Resisant Design, John Wiley and Sons (1975). 30. Joyner, W.B. and Boore D.M., Predicition of Earthquake Response Spectra: Prıc., 51st Ann. Convention Structural Eng. Assoc. o Cal. Also U.S Geol.Surv. Open-File Rept (1982). 31. Vaid, Y.P., Fisher, J.M., Kuerbis, R.H., Negussey, D., Journal of Geotechnical Eng.Div., ASCE, No.4: (1990). 32. Ansal, A.M., Lav, A. M., İyisan, L. ve Erken, A., Effects of Geotechnical Factors in March 13, 1992 Erzincan Earthquake, 13 th International Conferance On Soil Mechanics and Foundation Engineering, New Delhi, (1994). 33. Castro, G. and Paulos, S.J., Facors Affecting Liquefaction and Cyclic Mobility, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, (1977). 34. Kishida, H., Chacteristics of Liquefied Sands During Mino-Owari, Tohnankai and Fukui Earthquakes, Soil and Foundations, (1969). 35. Kuribayashi, E., and Tatsuoka, F., Brief Review of Liquefaction During Earthquakes in Japan, Soils and Foundations, (1975).

123 Ambraseys, N. N., Temporary Seismic Quiescence: SE Turkey, Geophysical Journal, (1989). 37. Mollamahmutoğlu, M. ve Babuçcu, F., Zeminlerde Sıvılaşma Analiz ve İyileştirme yöntemleri, Gazi Kitapevi, (2006). 38. Seed, H.B., and Idriss, I.M., Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Divisions, ASCE, (1971). 39. Youd, T.L. et al. Liquefaction Resistance of Soils: Summary Report From The 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF Workshops on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering, ASCE, (2001). 40. Liao, S.S.C., and Whitman, R.V., Overburden Correction Factors for SPT in Sand., Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, (1986). 41. Robertson, P.K. and Wride, C.E., Evaluating Cyclic Liquefaction Potential Using the Cone Penetration Test. Can, Geotechnical Journal. Ottowa, (1998). 42. Tokimatsu, K. And Yoshimi, Y., Empirical Correlation for Soil Liquefaction Based on SPT-N Values and Fines Content, Soils and Foundations, (1983). 43. Iwasaki, T., et al., A Practical Method for Assessing Soil Liquefaction Potential Based on Case Studies at Various Sites in Japan, Proc.2nd International Conference on Microzonation, San Francisco, (1978b). 44. Iwasaki, T., Tokida, K., Tatsuoka, F., Soil Liquefaction Potential Evaluation with Use of the Simplified Procedure, Proceedings, International Conference of Recent Advances in Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Liquefactiom, (1981). 45. Kramer, S. L., Geotechnical Earthquake Engineering, Prentice Hall, New Jersey, (1996). 46. Seed, H.B., Tokimatsu, K., Harder, L.F., and Chung, R.M. Influence of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations, Journal of Geotechnical Engineering, No.12: (1985). 47. Meyerhof, G.G., Discussion: Proceedings 4th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, (1957).

124 Sönmez, H., ve Gökçeoğlu, C., A Liquefaction Severity Index Suggested for Engineering Practice, Environmental Geology, Published Online Springer- Verlag, (2005). 49. Chen, C.H., Juang, C.H., Calibration of SPT and CPT Based Liquefaction Evaluation Methods, In: Mayne PW, Hryciw R (eds) Innovations and Applications in Geotechnical Site Characterization, Geotechnical Special Publication, ASCE, Reston, (2000). 50. Juang, C.H., Yuan, H., Lee, D.H., Lin, P.S., A Simplified CPT Based Method for Evaluation Liquefaction Potential of Soils, Geotechnical Geoenviron Eng (2003). 51. Sönmez, H., Modification of the Liquefaction Potential Index and Liquefaction Susceptibility Mapping for a Liquefaction-Prone Area (Inegol, Turkey), Environmental Geology, Published Online Springer-Verlag, (2003). 52. Seed, H.B., and De Alba, P., Use of SPT and CPT Tests for Evaluating the Liquefaction Resistance of Soils, Proceedings, Insitu 86, ASCE (1986). 53. Suzuki, Y., Tokimatsu, K., Taya, Y., and Kubota, Y., Correlation Between CPT Data and Dynamic Propeties of Insitu Frozen Samples, Proceedings o the Third International Conference on Recent Advances in Geoechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics, St. Louis, (1997). 54. Robertson, P.K., and Fear, C.E., Liquefaction of Sands and its Evaluation. IS TOKYO 95, First International Conference on Earthqake Geotechnical Engineering, Keynote Lecture, 1-9 (1995). 55. Robertson, P.K., Soil Classification Using the Cone Penetration Test, Canadian Geotech. J., 27/1, (1990). 56. Bircan, A., Bozbay, E., Gökdeniz, S., Kozan, A.T. ve Ogdum, F., Gediz Graben Sisteminin Jeomorfolojisi ve Genç Tektoniği, MTA Temel Araş.Dai., (1983). 57. Ercan T., Günay, E., Dinçer, A., Türkecan, A, Küçükayman, A., Kula- Selendi Yörelerinin Jeolojisi ve Volkanitlerinim Petrolojisi, MTA Raporu no: 6801: 41-53(1980). 58. Karamanderesi, İ.H., Urganlı Kaplıcaları (Manisa-Turgutlu) Civarının Detay Jeolojisi ve Jeotermal Alan Olanakları Hakkında Rapor, MTA Raporu, no.5462: (1972).

125 Şenol, M., Hakyemez, Y., Kırmızı Z., Salihli-Manisa Yöresindeki Altın İçeren Neojen ve Kuvaterner Dolguların Sedimantolojisi, MTA Raporu, no.3616:13-31 (1977). 60. Seyitoğlu, G., Scott, B.C. The Age of the Alaşehir Graben (West Turkey) and its Tectonic Imlications, Geological Journal, 31, 1-11 (1992). 61. Ulutaş, E., Güven, İ. T., Irmak, T. S., Sertçelik, F., Tunç, B., Çetinol, T., Çaka, D., Özer, M. F. Ve Kenar, Ö., Doğu Marmara Bölgesi için Deneysel En Büyük Yatay İvme Uzaklık Azalım İlişkisi ve Kocaeli nin Probalistik Deprem Tehlikesi, Kocaeli 2003 Deprem Sempozyumu, Kocaeli, (2003). 62. Özçep, F., ZeminJeofizikAnaliz, Microsoft Excel Programı, İ.Ü. Müh. Fak. Jeofizik Müh. Böl., İstanbul, 1-10 (2005). 63. Robertson, P.K., and Campanella, R.G. Interpretation of Cone Penetration Test Part I: Sand, Canadian Geotech. J., 20/4, (1988). 64. Ulusay, R., Tuncay, E., Sonmez, H., Gokceoglu, C., An attenuation relationship based on Turkish strong motion data and iso-acceleration map of Turkey, Engineering Geology, (2004). 65. Tuncay, E., CPT Verisi İle Sıvılaşma Potansiyeli Analizi", Microsoft Excel Programı, H.Ü. Jeo.Müh. Böl., Ankara, 1-28 (2005).

126 EKLER 110

127 111 EK-1. Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.1. CPT-1 için sıvılaşma analiz sonucu

128 112 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.2. CPT-2 için sıvılaşma analiz sonucu

129 113 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.3. CPT-3 için sıvılaşma analiz sonucu

130 114 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.4. CPT-4 için sıvılaşma analiz sonucu

131 115 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.5. CPT-5 için sıvılaşma analiz sonucu

132 116 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.6. CPT-6 için sıvılaşma analiz sonucu

133 117 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.7. CPT-7 için sıvılaşma analiz sonucu

134 118 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.8. CPT-8 için sıvılaşma analiz sonucu

135 119 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil 1.9. CPT-9 için sıvılaşma analiz sonucu

136 120 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-10 için sıvılaşma analiz

137 121 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-11 için sıvılaşma analiz

138 122 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-12 için sıvılaşma analiz

139 123 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-13 için sıvılaşma analiz

140 124 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-14 için sıvılaşma analiz

141 125 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-15 için sıvılaşma analiz

142 126 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-16 için sıvılaşma analiz

143 127 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-17 için sıvılaşma analiz

144 128 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-18 için sıvılaşma analiz

145 129 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-19 için sıvılaşma analiz

146 130 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-20 için sıvılaşma analiz

147 131 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-21 için sıvılaşma analiz

148 132 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-22 için sıvılaşma analiz

149 133 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-23 için sıvılaşma analiz

150 134 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-24 için sıvılaşma analiz

151 135 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-25 için sıvılaşma analiz

152 136 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-26 için sıvılaşma analiz

153 137 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-27 için sıvılaşma analiz

154 138 EK-1. (Devam) Sıvılaşma Analiz Sonuçları Şekil CPT-28 için sıvılaşma analiz