ZEMİN SIVILAŞMASI VE SİSMİK ZEMİN DAVRANIŞI

Transkript

1 ZEMİN SIVILAŞMASI VE SİSMİK ZEMİN DAVRANIŞI Kemal Önder ÇETİN(*), Berna UNUTMAZ(**) 1. GİRİŞ Zemin sıvılaşması, binyılın son depremlerinde de (Adapazarı, Düzce, Türkiye; Chi-Chi, Taiwan, 1999) örneklendiği üzere önemli hasar sebepleri arasında kalmaya devam etmektedir. Sıvılaşmanın mekanizması ve doğurduğu sonuçların anlaşılmasına yönelik çalışmalar, 1964 yılında meydana gelen ve sismik sıvılaşma nedenli yıkıcı hasara sebep olan Niigata-Japonya ve Büyük Alaska-A.B.D. depremleri sonrası hızlanmıştır. Son kırk yılda bu alanda önemli ilerlemeler kaydedilmiştir. Bugün zemin-sıvılaşma mühendisliği yarı olgunlaşmış ve de kendi özel uygulamaları olan bir alan olarak karşımıza çıkmaktadır. Bu alan Şekil 1 de gösterildiği üzere birçok alt çalışma alanlarını da kapsamaktadır. aşama, sıvılaşma sonuçlarının belirlenmesidir. Bu aşama (2) sıvılaşma sonrası zemin dayanımının belirlenmesine ek olarak sıvılaşma sonrası genel stabilitenin (arazinin ve/veya yapının) incelenmesini de içermektedir. Eğer sıvılaşma sonrası genel stabilite kabul edilebilir seviyelerde ise bir sonraki aşama (3) deformasyonların belirlenmesidir. Bu aşama uygulamanın yumuşak karnı olmaya devam etmekte ve yeni mühendislik metodlarının geliştirilmesi ve kalibre edilmesine ihtiyaç duymaktadır. Benzer olarak (4) sıvılaşma sonucunda oluşan temel deformasyonlarının yapı davranışına etkisi ve kabul edilebilir deformasyon ve davranış kriterleri konularında da genel görüşbirliği oluşmamıştır. Son olarak mühendislik tasarımlarında kabul edilebilir zemin ve/veya yapı davranışının mevcut koşullar altında garanti edilemediği durumlarda (5) zemin ve/veya yapı iyileştirmeleri gerekmektedir. Bu alan da oldukça hızlı ilerleyen ancak henüz genel görüşbirliğinin oluşmadığı bir konumdadır. Bu yazı kapsamında sözkonusu zeminde sıvılaşma potansiyelinin olup olmadığı ve mevcut yükler altında zeminin sıvılaşıp sıvılaşmayacağı değerlendirilecektir. Şekil 1 - Zemin sıvılaşması mühendisliği değerlendirme aşamaları Zemin sıvılaşma tetkikinde ilk adım (1) zeminin sıvılaşma potansiyeli ya da riskinin belirlenmesidir. Zemin sıvılaşmasının önemli bir potansiyel risk ya da hasar sebebi olabileceği belirlendikten sonraki (*) Doç. Dr., (**) Arş. Gör., ODTÜ İnşaat Mühendisliği Bölümü, Ankara 2. ZEMİN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN BELİRLENMESİ 2.1. Sıvılaşabilir Zeminler Zemin sıvılaşma analizinin ilk adımı daha önce de belirtildiği gibi söz konusu zemin profilinde potansiyel olarak sıvılaşacak zemin tabakalarının bulunup bulunmadığının belirlenmesidir. Bu da hangi zeminlerin sıvılaşabilir olduğu gibi önemli bir soruyu doğurmaktadır. Temiz kumların potansiyel olarak sıvılaşabilirliği uzun zamandan beri bilinmektedir. Ancak siltli ya da siltli killi kumlar ile çakıllı zeminlerin sıvılaşabilirliği konusunda halen bir karmaşa mevcuttur. İri daneli ve çakıllı zeminlerin davranışı tekrarlı sismik yükler altında, kumların bu yükler altındaki davranışından çok fazla farklılık göster- 32 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2

2 mez ve potansiyel olarak sıvılaşabilirler. Ancak bu tip zeminler, daha ince daneli kumlu zeminler ile karşılaştırıldığında davranış olarak iki önemli farklılık gösterirler: (1) Daha geçirimli olduklarından sismik yükleme sırasında oluşan tekrarlı boşluk suyu basıncı daha çabuk dağılabilmektedir; ve (2) oluşumları sırasında iri ve ağır kütleli danelerinden dolayı çok nadiren gevşek depozitlenme karakteri göstermektedirler ve dolayısıyla bu tip zeminlere doğada gevşek olarak sıkça rastlanmamaktadır. Daha az geçirimli tabakalar arasında sıkıştığında, ince daneli plastik olmayan malzemelerin çakıllı danelerin boşluklarını doldurduğu durumlarda ya da tabakanın oldukça kalın ve buna bağlı olarak drenaj mesafesinin uzun olduğu durumlarda; deprem yükleri altında iri daneli zeminlerin yüksek geçirimlilik avantajı bozulabilir. Bu gibi durumlarda iri daneli malzemelerin de sıvılaşabileceği bilinmeli ve gerekli sıvılaşma hesapları yapılmalıdır. İnce daneli, kohezyonlu silt ve kil karışımlarının sıvılaşıp sıvılaşmayacağı bir çok ulusal ve uluslararası toplantıda tartışılmıştır ve tartışılmaya devam etmektedir. Bu konudaki görüş ayrılığı sıvılaşma teriminin tanımındaki farklılıklardan kaynaklanmaktadır. Bu makalede sıvılaşma kavramı, tekrarlı boşluk suyu basıncı yükselmesinden kaynaklanan kayma dayanımındaki ve kayma rijitliğindeki azalma olayı için kullanılmaktadır, duyarlılık (sensitivite) ya da monotonik yükler altında kayma dayanımındaki düşüş davranışları sıvılaşma tanımı içine dahil edilmemiştir. Bu ayrımı yaptıktan sonra, klasik tekrarlı yük sebepli sıvılaşma davranışını, çok ilintili (fakat farklı) birim deformasyon yumuşaması ya da sensitivite davranışlarından ayırarak inceleyeceğiz. Silt, kil, kum karışımlarının sıvılaşabilirliğinin belirlenmesine yönelik çalışmalarında, Andrews ve Martin (2000), Seed ve diğerleri (1984, 1985) veritabanını yeniden değerlendirmiş ve çalışmalarının bulgularını Tablo 1 de özetlemişlerdir. İnce daneli (siltli ve killi) zemin parçacıklarının iri daneleri birbirlerinden ayıracak ya da genel zemin davranışını kontrol edebilecek miktarlarda olduğu durumlarda, sıvılaşmanın gerçekleşmesi için siltli ya da killi malzemenin plastik olmaması ya da düşük plastisiteli olması (PI %) koşulu sağlanmalıdır. Aslında düşük plastisiteli silt ve siltli kumlar hem sıvılaşabilir olmaları hem de boşluk Tablo 1 - Siltli ve killi kumların sıvılaşabilirliği (Andrews ve Martin, 2000) Kil İçeriği 2 < 10% Kil İçeriği 2 10% Likit Limit 1 < 32 Likit Limit 32 Sıvılaşabilir İleri çalışma gerekir. (Plastik olmayan kil boyutlu dane olduğu düşünülerek maden veya ocak atığı gibi) İleri çalışma gerekir. (Plastik kil harici boyutlu dane olduğu düşünülerek-mika gibi) Sıvılaşmaz Notlar: 1. Casagrande tipi darbe aleti ile belirlenen likit limit / 2. Kil mm'den küçük dane olarak tarif edilir suyu basıncının hızlı dağılımını engelleyebilecek kadar düşük geçirimlilikleri sebebiyle en tehlikeli zemin türleridir. Bu noktaya kadar tariflenmeye çalışılan sıvılaşma kriterleri tüm zemin türlerinin sıvılaşma davranışlarının belirlenmesi için yeterli değildir. Örneğin, Bray ve diğerleri (2004) tarafından 1999 Kocaeli Depremi sonrasında Adapazarı nda yapılan bir çalışmanın sonucunda, Çin kriterlerince sıvılaşmayacağı düşünülen zeminlerin de sıvılaşabileceğini göstermiştir (Çin kriterlerine göre ince daneli zeminlerde (FC>35) sıvılaşmanın gerçekleşebilmesi için LL<35 ve w c /LL>0.9 olması gerekmektedir). Şekil- 2 (a) ve (b) 1999 Kocaeli Depremi sonucunda, Şekil Kocaeli Depremi sonucunda Adapazarı nda elde edilmiş test sonuçları, Bray vd. (2004). (a) Çin Kriterleri, Seed ve Idriss (1982), Wang (1979), (b) Andrews ve Martin (2000) (c) Seed vd (2003) TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2 33

3 Adapazarı ndan elde edilmiş deney sonuçlarını göstermektedir. Bu şekillerden de açıkça görüldüğü üzere sıvılaşmış zeminlerin bir kısmı hem Çin kriterlerine hem de Andrews ve Martin (200-0) e göre sıvılaşmayacağı düşünülen kısımda yer almaktadır. Bu yeni veriler ışığında Seed vd (2003) ince daneli malzemelerin sıvılaşma performansının belirlenmesine yönelik olarak Şekil 2 (c) de verilen yeni ilişkileri tanımlamışlardır. Tüm bu belirtilen kriterlere ek olarak sıvılaşmanın olabilmesi için 1) malzeme doygun (ya da doyguna çok yakın) olmalı, 2) yük hızlı (drenajsız) uygulanmalıdır. Su tablasındaki değişimlerin mevsimsel olabileceği ve sulamanın bu koşulları etkileyebileceği unutulmamalıdır. 3. SIVILAŞMA OLASILIĞININ BELİRLENMESİ Sismik sebepli zemin sıvılaşma hesaplarının ilk aşaması sıvılaşmanın olabilirliğinin sayısal yöntemlerle belirlenmesidir. Bu amaca yönelik iki yöntem vardır: 1) Örselenmemiş numunelerin laboratuvar ortamında test edilmesi, 2) Arazi davranışları ile indeks test parametlerine dayalı ampirik bağıntıların kullanılması. Laboratuvar testlerinin kullanılması, numune alımı ve numunenin arazideki gerilmelere konsolidasyonu sırasındaki örselenmeler sebebiyle oldukça zordur. Tekrarlı basit kayma ve üç eksenli dinamik testlerin her projede uygulanabilirliği ve ayrıca testlerin zor ve pahalı olması bakımından kısıtlıdır. Bilindiği üzere arazi deneylerinin kullanımı mühendislik uygulamalarında oldukça yaygındır. Mevcut uygulamaları özetleyen yayında (NCEER, 1997) dört değişik arazi deney yöntemi ile sıvılaşma potansiyelinin belirlenmesinde yeterli doygunluğa ulaşıldığı vurgulanmıştır. Bu testler 1-) standart penetrasyon deneyi (SPT), 2-) konik penetrasyon deneyi (CPT), 3-) arazi kayma dalga hızının (V s ) ölçülmesi ve 4-) Becker penetrasyon deneyi dir. Bu yöntemler arasında en eski ve en sıkça kullanılan yöntem SPT olup, bu yazı kapsamında detaylı olarak tartışılacaktır SPT ye Dayalı Mevcut Sıvılaşma Bağıntıları NCEER çalışma grubunca (NCEER,1997) özetlendiği üzere, en yaygın kabul gören ve kullanılan deterministik bağıntı Seed ve diğerleri (1984, 1985) tarafından önerilen bağıntıdır. Bu bağıntı düşey efektif gerilme, enerji, ekipman ve prosedür düzeltmeleri yapılmış SPT N değeri (N 1,60 ) ile deprem süresi için düzeltilmiş düzgün tekrarlı sismik yükün (CSR) karşılaştırılması ile elde edilmiştir. Şekil 3 de Şekil 3 - Değişen ince dane oranı ve Mw>7.5 için eşdeğer üniform tekrarlı gerilme oranı (CSRN) ile SPT N 1,60 vuruş sayısı arasındaki bağıntı. Düşük tekrarlı gerilme oranı değerleri için NCEER çalışma grubunun önerdiği düzeltme eklenmiştir. gösterildiği gibi bağıntıda değişkenler N 1,60 değeri ile sıvılaştırmayı başlatabilecek sarsıntı süresi düzeltmesi uygulanmış minimum tekrarlı yük (CSRN) ile ince daneli ( 0.074mm) malzeme yüzdesi olarak seçilmiştir. Buna benzer çalışmalar, olasılıksal modeller kullanılarak Liao ve diğerleri (1988, 1998) ve Youd ve Noble (1997) ve Toprak ve diğerleri (1999) tarafından yapılmıştır SPT ye Dayalı Yeni Bağıntı Önerisi Çalışmanın bu kısmı yeni geliştirilen sıvılaşma bağıntısının (Çetin, 2000; Seed vd., 2003; Çetin vd., 2004) sunumuna ayrılmıştır. Bu yeni bağıntılar daha önceki mevcut birçok çelişkili konuyu ortadan kaldırmayı hedeflemiş ve benzer çalışmalara kıyasla sıvılaşma tahminlerinde çok daha yüksek başarı elde etmiştir. Bu yeni çalışmanın diğer çalışmalardan temel farkı şöyle özetlenebilir: 1) Genişletilmiş bir, deprem sonrası arazi davranış örnekleri veri tabanının oluşturulması, 2) SPT verisini etkileyecek faktörlerin anlaşılmasına yönelik yeni bilgilerin kullanılması, 3) Araziye özel dinamik zemin davranışının anlaşılmasına yönelik yeni bilgi ve yöntemlerin kullanılması (örneğin deprem fay kırılma yönü, dinamik arazi davranış analizleri, vb.), 4) Tekrarlı arazi kayma 34 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2

4 gerilme oranının bulunmasında geliştirilmiş yeni yöntemlerin kullanılması, 5) Veri kalitesine etkiyen faktörlerin, belirsizliklerinin toplanmasına dayanan olasılıksal tabanlı bir veri kalitesi belirleme yönteminin geliştirilmesi (bu yöntemle hesaplanan veri kalite değerine göre iyi çalışılmamış belirsiz örneklerin veri tabanından çıkarılması), 6) Baye in parametre güncellenmesi yönteminin uygulanması. Sonuç ürün sismik arazi sıvılaşma tahminlerindeki belirsizliğin büyük bir kısmını ortadan kaldırdığı gibi (1) deprem şiddetiyle bağıntılı süre düzeltme faktörü (2) ince daneli malzemenin muhtevasının sıvılaşma direncine etkisi ve (3) kayma direncinin efektif gerilmeyle olan doğrusal olmayan bağıntısı gibi bazı tartışmalı konuları da açıklığa kavuşturmaktadır. Önceki çalışmalara kıyasla önemli bir ilerleme, maksimum yatay yer ivmesinin hesaplamasında olmuştur. Diğer önemli gelişme tekrarlı kayma gerilme oranının hesaplanmasında kaydedilmiştir. Önceki çalışmalar tekrarlı kayma gerilmesinin hesaplanmasında Seed ve Idriss (1971) in geliştirdiği basitleştirilmiş yöntemi kullanmışlardır. Bu yönteme göre: Bu denklemde; a max : maksimum yatay yer ivmesi g : yeryüzü ivmesi σ v : toplam düşey gerilme σ v : efektif düşey gerilme : doğrusal olmayan kütle kayma katsayısı r d (1) olarak tanımlanmıştır. Çetin ve Seed (2003) r d değerinin (1) derinliğe, (2) deprem büyüklüğüne, (3) sarsıntı şiddetine, (4) arazi rijitliğine bağlı belirlenmesinde Denklem 2 de özetlenen yeni ampirik bağıntıyı önermiştir. Bu bağıntıda d: derinlik, M w : depremin moment büyüklüğü, V* s,12 ilk 12 m için ortalama kayma dalgası hızı olarak tariflenmiştir. Arazi CSR (ve r d ) değerlerinin özellikle yumuşak ve sert tabaka sınırlarında ani sıçramalar ya da düzensiz değişimler gösterebileceği unutulmamalıdır. Ayrıca CSR değerleri zemin ve kullanılan kuvvetli yer hareketi (KYH) arasındaki etkileşime bağlı olduğu için bu değerler her KYH için farklı olabilir. Bu sebeple mümkün olduğu durumlarda herhangi bir zemin tabakası için CSR değeri araziye ve KYH ne özel sismik arazi davranış analizleri ile bulunmalıdır. Bu yeni bağıntılarda, yerinde tekrarlı gerilme oranı düzenli ye denk CSR olarak tanımlanan ve maksimum değerin % 65 ine eşit olan değer alınmıştır. Sıvılaşmaya karşı direnç, düzeltilmiş SPT darbe sayıları (N 1,60 ) ile modellenmiştir. Tüm N değerleri düşey gerilme durumları için düzeltilmiş ve 1 atm. lik efektif düşey gerilme altında ölçüleceği varsayılan N 1 değerine Denklem 4 kullanılarak çevrilmiştir. N 1 = N C N (4) Burada C N (Liao ve Whitman,1986) şu şekilde hesaplanır: (5) σ v, arazide kritik tabakanın orta noktasındaki mevcut düşey efektif gerilmenin değeridir. d < 20 m (2) d > 20 m (3) TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2 35

5 Elde edilen N 1 değeri daha sonra farklı enerji, ekipman ve prosedür uygulamaları için Denklem 6 da özetlendiği şekilde düzeltilmelidir: N 1,60 = N 1 C R C S C B C E (6) Burada C R : kısa tij düzeltmesi C S : standart olmayan numune alıcı düzeltmesi C B : sondaj çap düzeltmesi C E : tokmak enerji verim düzeltmesi. Tablo 2, bu çalışmada kullanılan düzeltme katsayılarını özetlemektedir. Bir zemin tabakasının sıvılaşma olasılığının belirlenmesinde kullanılması önerilen formül Denklem 7 de sunulmuştur. Burada P L ondalık sayı olarak (0,3 0,4 gibi) sıvılaşma olma olasılığı ve Φ standard kümülatif normal dağılımdır. Denklem 7 de, FC ondalık sayı (5,35 gibi) ve σ v atm birimindedir. %15 sıvılaşma riskine karşılık gelen tekrarlı dayanım oranı, CRR, Denklem 8 de sunulduğu üzere hesaplanabilir. Denklem 7 ya da 8 kullanıldığında ayrıca ince dane muhtevasının sıvılaşma direncine etkisi, deprem şiddetine bağlı süre düzeltmesi ve kayma direncinin efektif gerilme ile olan doğrusal olmayan bağıntısı gibi konularda herhangi bir düzeltme yapılmasına gerek kalmayacaktır. Bu analizler sonrası sıvılaşma potansiyelinin yüksek olduğu anlaşılırsa, doğrudan zemin iyileştirmesi ya C R Tij uzunluğu düzeltme faktörü 3-4 m 4-6 m 6-10 m m > 30 m < 1.00 Tablo 2 - SPT Düzeltmeleri C S Numune alıcıda membran boşluğunun öngörüldüğü ancak membranın kullanılmadığı durumlar için düzeltme: C s = 1 + (N 1,60 / 10) 1.10 C S 1.30 gibi sınırlar içinde C B Sondaj deliği çapı Düzeltme (CB) mm mm mm 1.15 C E E R (Enerji oranı) SPT çekicinden numune alıcıya iletilen enerjinin yüzde cinsinden oranı En iyi yaklaşım her darbede iletilen enerjiyi doğrudan ölçmektir. Mümkün olduğu yerde doğrudan ölçümler yapılmıştır. Bir sonraki yaklaşım daha önceden doğrudan enerji ölçümlerine göre kalibre edilmiş bir çekiç ve mekanik çekiç kaldırma sistemi kullanmaktır. Aksi halde ER tahmin edilmeli. İyi arazi uygulaması, ekipman ve izleme koşullarında aşağıdaki ölçütler kullanılabilir: Ekipman -Safety Şahmerdan 1 -Donut Şahmerdan 1 -Donut Şahmerdan 2 -Automatic-Trip Şahmerdan (Donut veya Safety ) Tahmini E R (Not 3 e bakın) C E (Not 3 e bakın) Daha düşük kalitede arazi çalışması(düzensiz çekiç düşme mesafesi, çekicin çubuk üzerinde aşırı sürtünmesi, kedibaşına bağlı ıslak veya yıpranmış halat v.b.) olduğu durumlarda ayarlamalar yapılmalıdır. Notlar: 1) Halatlı makara sistemi, halat, makara etrafında iki tur atar, normal düşürme (Japonların atma yöntemi değil), halat ıslak veya aşırı yıpranmış değil. 2) Özel Japon atma düşürmeli yöntemi, halatlı makara sistemi. (Not 4 e bakınız.) 3) Gösterilen aralık için, aralığın üçte birinin ortasına düşen değerler diğerlerinden daha yaygındır, fakat eğer ki ekipman ve/veya izleme metotları iyi değilse ER ve C E gösterilen aralıktan daha fazla değişebilir. 4) Yaygın Japon SPT uygulaması, delik çapı ve SPT vuruş sıklığı için ilave düzeltmeler gerektirir. Tipik Japon halatlı makara sistemi, donut sahmerdanı ve Japon atma düşürme yöntemi için toplam C B xc E çarpımı 1.0 ile 1.3 değerleri arasındadır. 36 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2

6 da yapısal önlemlerin alınması aşamasına geçilmeden, sıvılaşma sonrası zemin deformasyonları belirlenmeye çalışılmalıdır. Belirlenen bu deformasyonların arzulanan performansı sağlamaması durumunda zemin iyileştirmeleri ve yapısal önlemler düşünülmelidir. REFERANSLAR Andrews, D. C. A. and Martin, G. R. (2000) Criteria for Liquefaction of Silty Soils. 12th World Conference on Earthquake Engineering, Proceedings, Auckland, New Zealand. Bray J., Sancio R. B., Durgunoglu T.; Onalp A., Youd T. L., Stewart J. P., Seed R. B., Cetin K. O, Bol E., Baturay M. B., Christensen C., and Karadayilar T. (2004). Subsurface Characterization at Ground Failure Sites in Adapazari, Turkey. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 130, Issue 7, pp Çetin, K. Ö. (2000), Reliability-based Assessment of Seismic Soil Liquefaction Initiation Hazard, Ph.D. Dissertation, University of California at Berkeley. Çetin, K. Ö and Seed, R. B. (2004), Nonlinear Shear Mass Participation Factor, rd for Cyclic Shear Stress Ratio Evaluation, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 24, pp Liao, S. S. C., Lum, K. Y. (1998), Statistical Analysis and Application of the Magnitude Scaling Factor in Liquefaction Analysis, Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics III, Vol. 1, Liao, S. S. C., Veneziano, D., Whitman, R.V. (1988), Regression Models for Evaluating Liquefaction Probability, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 114, No. 4, pp Liao, S. S. C., Whitman, R. V. (1986), Overburden Correction Factor for SPT in Sand, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 112, No. 3, March 1986, pp NCEER (1997), Proceedings of the NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, Edited by (7) Youd, T. L., Idriss, I. M., Technical Report No. NCEER , December 31, Seed, H. B., Idriss, I. M. (1971), Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 97, No SM9, Proc. Paper 8371, September (8) 1971, pp Seed, H. B., and Idriss, I. M. (1982). Ground motions and soil liquefaction during earthquakes, EERI Monograph, Berkeley, Calif. Seed, H. B., Tokimatsu, K., Harder, L. F., Chung, R. M. (1984), The Influence of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations, Earthquake Engineering Research Center Report No. UCB/ EERC-84/15, University of California at Berkeley, October, Seed, H. B., Tokimatsu, K., Harder, L. F., and Chung, R. M. (1985). Influence of SPT Procedures in soil liquefaction resistance evaluations. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 111(12), Cetin, K. O., Seed, R. B., Der Kiureghian, A., Tokimatsu, K., Harder, L. F. Jr., and Kayen, R. E., Moss R. E. S., (2004) SPT-Based Probabilistic and Deterministic Assessment of Seismic Soil Liquefaction Potential. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, expected to be appear in December Toprak, S., Holzer, T. L., Bennett, M. J., Tinsley, J. C. (1999), CPT- and SPT-based Probabilistic Assessment of Liquefaction Potential, Proceedings of Seventh U.S.-Japan Workshop on Earthquake Resistant Design of Lifeline Facilities and Countermeasures Against Liquefaction. Seed R. B., Cetin K. Ö., Moss R. E. S., Kammerer A. M., Wu J., Pestana J. M.,Riemer M. F., Sancio R.B, Bray J.D., Kayen R. E., and Faris A.(2003). Recent advances in soil liquefaction engineering: a unified and consistent framework. 26th Annual ASCE Los Angeles Geotechnical Spring Seminar, California. Wang, W. ~1979!. Some findings in soil liquefaction, Water Conservancy and Hydroelectric Power Scientific Research Institute, Beijing, China. Youd, T. L., Noble, S. K. (1997), Liquefaction Criteria Based on Statistical and Probabilistic Analyses, Proceedings of the NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, December 31, 1997, pp TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI /2 37