BAŞLANGIÇ STATİK KAYMA GERİLMESİNE MARUZ KİLLİ ZEMİNLERİN MONOTONİK YÜKLER ALTINDAKİ DAVRANIŞI Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Çalışmada, farklı başlangıç statik kayma gerilmesi seviyeleri için killi zeminlerin drenajsız şartlardaki monotonik davranışı incelenmiştir. Laboratuvarda izotropik gerilme şartlarında gerçekleştirilen üç eksenli basınç deney sonuçlarından, başlangıç statik kayma gerilmesine maruz killi zeminlerin drenajsız kayma mukavemetini tahmin edebilmek için statik durum düzeltme faktörü önerilmiştir. Geoteknik mühendisliği uygulamalarındaki gerilme koşulları incelendiğinde zeminlerin genellikle anizotropik gerilme şartlarında (sükunetteki arazi koşullarında (K 0 ), yapı yükü altındaki zemin elemanları) olduğu ve bu şartlarda yanal ve düşey yönde zemine etkiyen gerilmelerin birbirinden farklı oluşu bu zemin elemanlarının ilave (statik veya dinamik) gerilmeler öncesinde de kayma gerilmesine maruz kaldıkları anlamına geldiği belirtilmetedir.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Özellikle drenajsız şartlar altında, zeminlerin maruz kaldıkları başlangıç statik kayma gerilmesinin zemin davranışına etkisi ihmal edilemeyecek kadar önemlidir (Hyde vd., 2006). Bu nedenle, zeminlerin monotonik ve tekrarlı yükler altındaki davranışları incelenirken, zemin elemanı üzerinde var olan başlangıç statik kayma gerilmesinin de hesaba katılması gerekliliği vurgulanmaktadır. Normal konsolide killerde, izotropik şartlarda gerçekleştirilen deneylerden elde edilen drenajsız kayma mukavemetleri, genellikle anizotropik şartlardaki drenajsız kayma mukavemetlerinden daha büyük değerler almaktadır (Mayne, 1985). Dolayısıyla deneylerden elde edilen sonuçların, direkt olarak arazi uygulamalarında kullanılması durumunda, güvensiz tarafta kalınacağı belirtilmektedir. Bu nedenle, killi zeminlerde, izotropik şartlardaki laboratuvar deneylerinden elde edilen sonuçlardan, arazideki zemin elemanlarına ait drenajsız kayma mukavemetini tahmin edebilmek için bir düzeltme faktörünün kullanımına ihtiyaç duyulmaktadır.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Çalışmada, deney malzemesi olarak kaolin kili seçilmiş ve numunelerin homojen, başlangıç doygunluk derecelerinin yüksek ve aynı başlangıç boşluk oranlarına sahip olması hedeflendiği için, deney numuneleri bulamaç çamuru yöntemi ile hazırlanmıştır. Hazırlanan bulamaç 20 cm kenar uzunluklu küp şeklindeki büyük konsolidasyon tankına, daneler arasında boşluk kalmayacak şekilde iyice yerleşmesi sağlanmıştır. K 0 konsolidasyon koşullarında hedeflenen önkonsolidasyon basıncı; 15 kpa, 30 kpa, 45 kpa ve 62.5 kpa lık dört yükleme kademeli ve her kademe süresi 1 hafta olacak şekilde uygulanmış ve bir aylık konsolidasyon sürecinin ardından üç eksenli basınç deneyleri için 35.7 mm çap ve 78 mm yükseklikte silindirik zemin numuneleri hazırlanmıştır.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Monotonik üç eksenli basınç deneyleri iki şekilde gerçekleştirilmiştir. 1. Serbest saha koşullarını modelleyebilmek için zemin numuneleri izotropik olarak konsolide edilmiştir ( s = 0). Bu durum için 3 farklı efektif izotropik konsolidasyon basıncı altındaki numunelerin monotonik davranışları incelenmiştir. 1. Başlangıç statik kayma gerilmesine maruz killi zeminleri modelleyebilmek için anizotropik olarak konsolide edilmiş numuneler üzerinde gerçekleştirilmiştir. Bu gruptaki deneyler, ortalama efektif normal gerilmenin p' = 200 kpa ve p' = 400 kpa olarak uygulandığı altı numuneden oluşmaktadır.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Çalışmada başlangıç kayma gerilmesi etkisini doğru bir şekilde belirleyebilmek için, aynı ortalama efektif normal gerilmeli, farklı anizotropik gerilme oranlarındaki killi zeminin davranışları incelenmiştir (Pradhan ve Ueno 1998). Sabit ortalama efektif normal gerilmeli (p') anizotropik zemin numuneleri elde edebilmek için uygulanması gereken efektif çevre gerilmesi ( 3c '), drenajlı statik deviatör gerilme ( d ) ve düşey efektif gerilme ( 1c ') değerleri, gerilme izinde kullanılan ifadelerin dönüşümlerinden yararlanılarak Denklem 1-3 deki gibi formüle edilmiştir. (1) (2) (3)
Çalışmada, Uğur DAĞDEVİREN başlangıç statik kayma Zeki GÜNDÜZ gerilmesinin olmadığı Mustafa ( TUNCAN s = 0) ve başlangıç statik kayma gerilmesi oranının ( s /p) 0.15, 0.30 ve 0.45 olduğu dört farklı başlangıç kayma gerilme seviyesi için zemin davranışı incelenmiştir. Ayrıca, başlangıç statik kayma gerilmesine maruz killi zeminlerin monotonik yükler altındaki davranışı üzerinde ortalama efektif normal gerilmesinin etkisini belirleyebilmek için p = 200 kpa lık gerilme durumuna ilave olarak, p = 400 kpa lık gerilme durumları için de üç eksenli deneyler gerçekleştirilmiştir. Çalışmaya ait deney programı Çizelge 1 de özetlenmiştir. Deney Set No. 1 2 3 Deney No. 3c (kpa) 1c (kpa) p' (kpa) s (kpa) s / p' Drenajlı Önkesme Hızı (kpa/dak) Drenajsız Kesme Hızı (%/dak) RC-01 100 100 100 0 0-0.014 RC-02 200 200 200 0 0-0.014 RC-03 400 400 400 0 0-0.014 RCA-01 180 240 200 30 0.15 1 0.014 RCA-02 160 280 200 60 0.30 1 0.014 RCA-03 140 320 200 90 0.45 1 0.014 RCA-05 360 480 400 60 0.15 1 0.014 RCA-06 320 560 400 120 0.30 1 0.014 RCA-07 280 640 400 180 0.45 1 0.014 Çizelge 1. Deneylerde uygulanan gerilme şartları
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN İzotropik olarak konsolide edilmiş numuneler üzerinde konsolidasyonlu drenajsız monotonik üç eksenli basınç deneylerinden (CIU), elde edilen gerilme izleri ve yenilme zarfı, Şekil 1 de gösterilmiştir. Şekil 1. İzotropik gerilme şartlarındaki üç eksenli numuneler için gerilme izleri
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Ortalama efektif normal gerilme altında (p =200 kpa, p =400 kpa) izotropik ve anizotropik olarak konsolide edilmiş numunelerin kesme aşamasındaki deviatör gerilme eksenel birim deformasyon ilişkisi Şekil 2 de gösterimiştir. Deviatör Gerilme, d (kpa) 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0 3 6 9 12 15 Eksenel Birim Deformasyon, (%) (a) Deviatör Gerilme, d (kpa) 350 300 250 200 150 100 50 0 s / p' = 0 s / p' = 0.15 s / p' = 0.30 s / p' = 0.45 0 3 6 9 12 15 Eksenel Birim Deformasyon, (%) Şekil 2. Gerilme eksenel birim deformasyon ilişkisi, a) p' = 200 kpa, b) p' = 400 kpa (b) Başlangıç statik kayma gerilmesinin artışıyla statik mukavemetin önemli miktarlarda azaldığı göze çarpmaktadır. Anizotropik olarak konsolide edilen numunelerin, izotropik olarak konsolide edilen numuneye göre daha düşük birim deformasyonlarda yenildiği görülmektedir. Gerek izotropik gerekse anizotropik olarak konsolide edilen numuneler, pik deviatör gerilme değerine ulaştıktan sonra birim deformasyon yumuşaması davranışı göstermektedir.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Başlangıç statik kayma gerilmesine maruz killi zeminlerin, drenajsız kesme sırasında boşluk suyu basıncı oluşumu davranışları ise Şekil 3 de gösterilmiştir. Başlangıç statik kayma gerilmesi oranının artışıyla beraber, boşluk suyu basıncı değerlerinde önemli miktarda azalışlar ortaya çıkmaktadır. Bu durum, yapı yükü altında konsolide olmuş zeminlerin, ilave yükler (tekrarlı veya monotonik) altında, boşluk suyu basıncı artışlarının sınırlı kalacağı anlamına gelmektedir. 120 (a) 300 s / p' = 0 (b) Aşırı Boşluk Suyu Basıncı, u (kpa) 100 80 60 40 20 Aşırı Boşluk Suyu Basıncı, u (kpa) 250 200 150 100 50 s / p' = 0.15 s / p' = 0.30 s / p' = 0.45 0 0 3 6 9 12 15 Eksenel Birim Deformasyon, (%) 0 0 3 6 9 12 15 Eksenel Birim Deformasyon, (%) Şekil 3. Aşırı boşluk suyu basıncı eksenel birim deformasyon ilişkisi, a) p' = 200 kpa, b) p' = 400 kpa
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Ortalama efektif normal gerilmesi, p = 200 kpa ve p = 400 kpa olan numunelerin, gerilme izleri ise Şekil 4. de verilmiştir. 300 s / p' = 0 (a) 250 s / p' = 0.15 s / p' = 0.30 500 (b) Deviatör Gerilme, q (kpa) 200 150 100 50 s / p' = 0.45 yenilme zarfı 1 3 Konsolidasyon sonrası gerilme durumları Deviatör Gerilme, q (kpa) 400 300 200 100 yenilme zarfı 1 3 Konsolidasyon sonrası gerilme durumları 0 0 50 100 150 200 250 Ortalama Efektif Normal Gerilme, p (kpa) 0 0 100 200 300 400 500 Ortalama Efektif Normal Gerilme, p (kpa) Şekil 4. Gerilme izleri, a) p' = 200 kpa, b) p' = 400 kpa
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Anizotropik olarak konsolide edilen numunelerin drenajlı şartlarda ön-kesmeye maruz bırakıldığı bölümde, gerilme izinin 3/1 oranında artarak istenilen gerilme durumuna ulaştığı görülmektedir. Bu noktadan sonra numuneler, dranajsız kesmeye maruz bırakıldıklarında, başlangıç statik kayma gerilmesi oranı s /p' = 0 ve 0.15 olan numunelerin birbirlerine yakın noktalarda yenildiği görülmektedir. Buna karşın, başlangıç statik kayma gerilmesi oranının ( s /p') 0.30 ve 0.45 olduğu deneylerde, gerilme izinin, yenilme zarfının biraz üzerine çıktığı görülmektedir. Genel eğilim olarak, izotropik şartlardaki deneylerden elde edilen yenilme zarfının anizotropik gerilme şartlarındaki yenilme davranışını da temsil ettiği söylenebilir.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Başlangıç statik kayma gerilmesi varlığının drenajsız kayma mukavemetine etkisi Şekil 5 de verilmiştir. Normalize Edilmiş Drenajsız Kayma Mukavemeti (s u,anizo / s u,izo ) 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 Hyodo vd. (1994) Yasuhara vd. (1998) Bu çalışma Bu çalışma Hyodo I P = 73 vd. ; p' (1994) = 200 kpa I Yasuhara P = 23 ; p' = 200 kpa vd. (1998) I P = 17 ; p' = 200 kpa I P = 17 ; p' = 400 kpa Bu çalışma (p' = 200 kpa) Bu çalışma (p' = 400 kpa) R 2 = 0.952 0.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 Normalize Edilmiş Başlangıç Statik Kayma Gerilmesi ( s / s u,izo ) Şekil 5. Başlangıç statik kayma gerilmesi varlığının drenajsız kayma mukavemetine etkisi
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Şekil 5 deki grafiğin x ekseninde, başlangıç statik kayma gerilmesinin, izotropik olarak konsolide edilen (başlangıç statik kayma gerilmesi bulunmayan) numunelerin drenajsız kayma mukavemeti ile normalize edilmiş değerleri ( s /s u,izo ) yer almaktadır. Bu ifade, ilave gerilmelerden önce zeminin maruz kaldığı kayma gerilmesi seviyesini göstermektedir. Grafiğin y ekseninde ise, başlangıç statik kayma gerilmesine maruz numunelerin drenajsız kayma mukavemeti, aynı ortalama efektif normal gerilme altında izotropik olarak konsolide edilen numunenin drenajsız kayma mukavemeti ile normalize edilmiştir. Şekil 5 de, başlangıç statik kayma gerilmesi seviyesi arttıkça, killerin normalize edilmiş drenajsız kayma mukavemeti de hızlı bir şekilde azalmaktadır. Bu azalış, özellikle, normalize edilmiş başlangıç statik kayma gerilmesi, s /s u,izo = 1.0 seviyesine kadar hızla devam etmektedir.
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Tüm veriler için regresyon analizinden elde edilen eksponansiyel ifade Denklem 5 de verilmiş ve grafik üzerinde düz çizgi ile gösterilmiştir. Tanımlanan eğrinin, deneysel verileri iyi bir şekilde temsil ettiği görülmektedir. Ancak Şekil 5, izotropik olarak konsolide edilen numunelerden elde edilen drenajsız kayma mukavemetinin, direkt olarak başlangıç statik kayma gerilmesinin var olduğu arazi koşulları için kullanımının doğru olmayacağını göstermektedir. Bu problemi ortadan kaldırabilmek için bir düzeltme faktörü tanımlanabilir. Denklem 4 de önerilen ifade ile, izotropik olarak konsolide edilmiş ( 3c = p) numunelerin deney sonuçlarından, aynı ortalama efektif normal gerilmeye (p) sahip başlangıç statik kayma gerilmesine maruz zemin elemanlarının drenajsız kayma mukavemetleri tahmin edilebilecektir. (4) (5)
Uğur DAĞDEVİREN Zeki GÜNDÜZ Mustafa TUNCAN Bu çalışmadan elde edilen ve literatürde yer alan deneysel bulgular, aynı ortalama efektif normal gerilme için başlangıç statik kayma gerilmesindeki artışın kilin drenajsız kayma mukavemetinde ve aşırı boşluk suyu basıncında önemli miktarlarda azalışa neden olduğunu göstermektedir. Başlangıç statik kayma gerilmesinin artışıyla drenajsız kayma mukavemetinin azalıyor oluşu, izotropik olarak konsolide edilen numunelerden elde edilen sonuçların, arazideki gerilme şartlarını değerlendirmede emniyetsiz tarafta kalınacağı anlamına gelmektedir. Bu nedenle, izotropik konsolidasyon sonrasında elde edilen drenajsız kayma mukavemetinin, bir düzeltme faktörü ile çarpıldıktan sonra kullanılması gereği ortaya çıkmıştır. Bu çalışmada tanımlanan statik durum düzeltme faktörünün (K s ), kilin plastisite indisinden ve ortalama efektif normal gerilmeden bağımsız olduğu tespit edilmiştir. Bu nedenle, statik durum düzeltme faktörü, başlangıç statik kayma gerilmesinin fonksiyonu olarak formüle edilmiştir.
DENEY YÖNTEMİNİN KALICI KAYMA DİRENCİNE ETKİSİ Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Çalışmada zeminlerin kalıcı kayma direnci parametrelerine deney yönteminin etkisini araştırmak amacıyla farklı geoteknik özelliklere sahip numuneler üzerinde konsolidasyonlu-drenajlıdrenajlı üçeksenli basınç (CD), tekrarlı kesme kutusu (TKK) ve halka kesme (HK) deneyleri yapılmıştır. Ayrıca deneyler sonucu elde edilen kalıcı kayma direnci açısının kıvam limitleri ile değişimi incelenmiş ve pratik amaçlar için kullanılabilecek korelasyonlar sunulmuştur.
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Kalıcı kayma direnci, göçme yüzeyleri içeren şevler ve henüz göçmenin olmadığı aşırı konsolidasyon oranı yüksek fisürlü sert kil zeminlerin oluşturduğu şevlerin uzun süreli stabilite analizlerinde önem kazanmaktadır (Mitchell, 1993, Mesri ve Shahien, 2003). Ülkemizde şevlerin çoğunun sıkıştırılmış aşırı konsolide veya fisürlü killerden oluşturulduğu ve özellikle ulaşım yollarındaki bu şevlerde belli bir süreden sonra önemli stabilite problemleri ile karşılaşılması kalıcı kayma direncinin önemini göstermektedir (Önalp ve Arel, 2004). Deney numuneleri başlangıç su muhtevasında Standart Proctor enerjisi ile modifiye Proctor kalıbında hazırlanmıştır. Deneyler yaklaşık aynı deformasyon hızında yapılmıştır. Kesme kutusu deneyinde en az üç çevrim uygulanmış, halka kesme deneylerinde en az 100 mm yer değiştirme oluncaya, üçeksenli deneylerde ise %25 deformasyona ulaşıncaya kadar deneye devam edilmiştir. Deneyler genel olarak üç farklı konsolidasyon basıncında yapılmıştır.
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Deneysel çalışmada Çizelge 1 de verilmiştir. kullanılan numunelerin geoteknik özellikleri Çizelge 1. Deneylerde kullanılan numunelerin geoteknik özellikleri Numune No N1 N2 N3 N4 N5 N6 N7 N8 N9 N10 Çakıl (%) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Kum (%) 12 0 1 0 24 15 2 24 3 1 İDO (%) 88 100 99 100 76 78 98 78 97 99 Kil (%) 27 20 26 25 32 7 32 30 50 48 w L (%) 48 76 73 113 58 39 68 50 92 79 I p (%) 28 47 42 79 37 16 43 25 59 47 Zemin Sınıfı CL CH CH CH CH CL CH CH CH CH G s 2.76 2.71 2.75 2.75 2.73 2.71 2.74 2.71 2.76 2.71 w 0 (%) 22 34 33 42 33 22 26 20 38 32
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN KONSOLIDASYONLU-DRENAJLı ÜÇEKSENLI BASıNÇ (CD) DENEYLERI Çalışmada çapı 50 mm, yüksekliği 100 mm olan numuneler üzerinde farklı konsolidasyon basınçlarında drenajlı deneyler yapılmıştır. D (kpa) 400 300 200 100 150 kpa 250 kpa (kpa) 300 200 100 ϕ r = 19 º c r = 0 kpa 0 0 10 20 30 ε (%) 0 0 100 200 300 400 500 600 σ n (kpa) Şekil 1. Bir numuneye ait konsolidasyonlu-drenajlı üç eksenli basınç deney sonuçları TEKRARLı KESME KUTUSU (TKK) DENEYLERI Numune kare kesitli olup bir kenarı 60 mm, yüksekliği ise 25 mm dir. Deneyler 0.03 mm/dak kesme hızında yapılmıştır. Deneylerde yaklaşık 12 mm yer değiştirmeye ulaşılınca kesme işlemi durdurulmuş, kesme kutusu geri çekilerek aynı gerilme altında bir gün beklenilmiş ve numune aynı yönde tekrar kesilmiştir (İyisan, 2006). Çalışmada kullanılan kesme kutusu deney aleti ile numunenin deney başı ve sonrasındaki genel görünümü Şekil 2 te, bir numuneye ait deney sonuçların ise Şekil 3 te verilmiştir.
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Şekil 2. Tekrarlı kesme kutusu deney aleti ile numunenin deney başı ve deney sonundaki görünümü τ (kpa) 140 120 100 80 60 40 20 0 100 kpa 200 kpa 300 kpa 1.tekrar 2. tekrar 3. tekrar 4. tekrar 5. tekrar 0 0 12 24 36 48 60 Δl (mm) τ (kpa) 300 250 200 150 100 50 ϕ r =12 c r = 0 kpa 0 50 100 150 200 250 300 350 σ n (kpa) Şekil 3. Tekrarlı kesme kutusu deney sonuçları
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN HALKA KESME (HK) Deneylerde DENEYLERI iç çapı 100 mm, dış çapı 150 mm ve kalınlığı 25 mm olan numuneler kullanılmıştır (Şekil 4). Deneyler 0.0303 mm/dak kesme hızında ve üç farklı düşey gerilme altında yapılmış ve gerilmede bir gün beklenilmiştir. Elde edilen kayma gerilmesinin kayma yer değiştirmesi ile değişimi Şekil 5 de verilmiştir. Şekil 4. Hazırlanmış deney numunesi ve kesilmiş bir numunenin görünümü τ (kpa) 120 100 80 60 40 100 kpa 200 kpa 300 kpa τ (kpa) 400 300 200 100 ϕ r =10 c r = 0 kpa 20 0 0 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 σ n (kpa) ΔL (mm) Şekil 5. Halka kesme deney sonuçları
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN TKK ve HK deneylerinde kalıcı kohezyon oluşmamıştır. Bu nedenle bu çalışmada kalıcı kayma direncinin sadece daneler arasındaki sürtünmeden oluşan kalıcı kayma direnci açısından ( r ) kaynaklandığı kabul edilmiştir Üç farklı deney yöntemi ile elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının karşılaştırması Şekil 6 da verilmiştir. Tekrarlı kesme kutusu deneyi ile belirlenmiş kayma direnci açıları ile halka kesme deney yöntemi ile belirlenmiş kayma direnci açıları arasında bir uyum söz konudur. Ancak halka kesme deneylerinden daha küçük açı değerleri elde edilmiştir. Konsolidasyonlu- drenajlı üçeksenli basınç deneylerinden elde edilen kayma direnci açıları diğerleri ile karşılaştırıldığında bir saçılım göze çarpmaktadır. 30 30 30 ϕ r (HK) 20 10 ϕ r (CD) 20 10 ϕ r (CD) 20 10 0 y = 0.9663x - 1.8449 R² = 0.913 y = 0.8382x + 6.5843 R² = 0.741 y = 0.761x + 9.377 R² = 0.625 0 0 0 10 20 30 0 10 20 30 0 10 20 30 ϕ r (TKK) ϕ r (TKK) ϕ r (HK) Şekil 6. Farklı deneylerden elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının karşılaştırması
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Şekil 7 de üç farklı deney yöntemi ile elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının likit limit (w L ) ve plastisite indisi (I p ) ile değişimi verilmiştir. Genel olarak bakıldığında her deney yöntemi için kalıcı kayma direnci açısının artan likit limit ve plastisite indisi ile azalmaktadır. Konsolidasyonlu-drenajlıdrenajlı üçeksenli basınç deneylerinden elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının diğerlerinden daha yüksek olduğu ve en düşük kalıcı kayma direnci açısının halka kesme deney sonuçlarından elde edildiği görülmektedir. 30 25 20 CD TKK HK 30 25 20 CD TKK HK ϕ r (º) 15 ϕ r (º) 15 10 10 5 5 0 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 100 120 Likit limit, w L (%) Plastisite İndisi, Ip (%) Şekil 7. Kalıcı kayma direnci açısının likit limit (w L ) ve plastik limit (I p ) ile değişimi
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Bu deneysel çalışmada elde edilen sonuçlar önceki çalışmalarla (Suzuki (2005), Mersi (1986) ve Cancelli (1977) ) beraber karşılaştırılması Şekil 8 de verilmiştir. Verilen bu şekilden, kesme kutusu ve halka kesme deneylerinden elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının önceki çalışma sonuçları ile genelde uyumlu olduğu ancak drenajlı üçeksenli deneylerinden bulunan kalıcı kayma direnci açılarının diğerlerinin üzerinde yer aldığı görülmektedir. Bu farklılığın nedeninin deney yöntemleri arasındaki farklılıktan kaynaklandığı söylenebilir. 35 ϕ r ( ) 30 25 20 15 10 5 0 Suzuki, 2005 Mesri, 1986 Cancellli, 1977 0 25 50 75 100 125 150 Likit Limit, w L (%) CD TKK Şekil 8. Deney sonuçlarının geçmişteki çalışmalarla karşılaştırılması HK
Recep İYİSAN Ayşegül BAYIN Mustafa HATİPOĞLU Gökhan ÇEVİKBİLEN Yapılan deneyler sonucunda konsolidasyonlu drenajlı üçeksenli deneylerden elde edilen kalıcı kayma direnci açılarının diğer iki yöntemle elde edilenlerden daha büyük olduğu, Genel olarak bakıldığında her deney yöntemi için kalıcı kayma direnci açısının artan likit limit ve plastisite indisi ile azaldığı görülmüştür. Bu çalışma kapsamında, farklı deney yöntemi ile belirlenmiş kalıcı kayma direnci açıları ile likit limit ve plastisite indisi arasında sunulan ilişkiler, sınırlı sayıda numune üzerinde yapılan deney sonuçlarına dayanmaktadır. Deney sayısının artması ile bu ilişkilerin değişmesi ve geliştirilmesi mümkün olacaktır.
KUM BENTONİT KARIŞIMLARINDA KARIŞIM ORANININ ZEMİN EMMESİ ÜZERİNDEKİ ETKİSİ Soner UZUNDURUKAN Turan Selçuk GÖKSAN Çalışmada kum-bentonit karışımlarında, bentonit miktarındaki artışın zemin emmesi üzerindeki etkisi araştırılmıştır. Ayrıca karışımlarda iki farklı boyuta sahip üniform kum numunesi kullanılarak, iri taneli kısmın boyutunun emme üzerindeki etkisi incelenmiştir.
Soner UZUNDURUKAN Turan Selçuk GÖKSAN Deneylerde, Tokat Reşadiye bölgesine ait doğal sodyum bentoniti ve Isparta yöresine ait doğal dere kumu kullanılmıştır. Bentonit-kum karışımlarında %10, %30 ve %50Bentonit kullanılmıştır. Karışımlar farklı boyut aralığındaki iki üniform kum (0.075075 mm 0.149 mm, 0.59 mm - 1.1919 mm) ile ayrı ayrı hazırlanmıştır. Bentonitin bazı kimyasal özellikleri Çizelge 1. de, hazırlana örnekler ve özellikleri Çizelge 2. de verilmiştir. Emme potansiyellerinin belirlenmesinde WP4-T dew point potansiyometre kullanılmıştır (Şekil 1 ) Kimyasal Bileşim % SiO2 61.28 Al2O3 17.79 Fe2O3 3,01 CaO 4,54 Na2O 2.70 MgO 2.10 K2O 1.24 Çizelge 1. Çalışmada kullanılan bentonitin bazı kimyasal özellikleri Örnek Adı Bentonit Yüzdesi (%) Kum Yüzdesi (%) Kum Boyutu (mm) N1 10 90 0.075-0.149 N2 30 70 0.075-0.149 N3 50 50 0.075-0.149 N4 10 90 0.59-1.19 N5 30 70 0.59-1.19 N6 50 50 0.59-1.19 Çizelge2. Çalışmada kullanılan örnekler ve özellikleri Şekil 1. WP4-T dew point potansiyometre (Demirci, 2010).
Soner UZUNDURUKAN Turan Selçuk GÖKSAN Bentonit ve kum numuneleri önce 105 C sabit sıcaklık sağlayan bir etüvde 24 saat tutularak kurutulmuş ve ardından farklı karışım oranlarına sahip olacak şekilde karıştırılmışlardır. Bu örnekler gerekli miktarda su ile karıştırılarak sıcaklık ve nem kontrollü ortamda iki gün süreyle bekletilmişlerdir. Ardından örnekler PVC kaplara yerleştirilerek emme ölçümleri gerçekleştirilmiştir. Emme deneyleri sonucu elde edilen deney snuçları Şekil 2 (0.075075 mm 0.149 mm) ve Şkil 3 de (0.59 mm - 1.1919 mm) verilmiştir. Şekil 2. N1, N2 ve N3 örnekleri için emme-su muhtevası ilişkisi Şekil 3. N4, N5 ve N6 örnekleri için emme-su muhtevası ilişkisi
Soner UZUNDURUKAN Turan Selçuk GÖKSAN Her iki şekilde de eğrilere dikkat edildiğinde, emme - su muhtevası ilişkisinin esasen iki farklı davranışa sahip parçadan oluştuğu görülmektedir. Her bir örnek için kendine özgü bir su muhtevası (veya emme) değerinde eğri kırılmaktadır. Bu değerin altındaki su muhtevalarında eğri daha dik, üstündeki su muhtevalarında ise yataya yakın bir form almaktadır. Karışımdaki kil miktarı arttıkça kırılma noktasındaki eğriliğin azaldığı görülmektedir. Kum bentonit karışımlarında iri taneli kısmın boyutlarının emme üzerindeki etkisini görebilmek amacıyla çizilen, aynı bentonit oranına sahip N1 ve N4 örneklerinin su muhtevası ve toplam emme ilişkisi Şekil 4 te görülmektedir. Şekilden emme su muhtevası ilişkisinde kum çapının ciddi bir etkisinin olmadığı görülmektedir Şekil 4. Karışımdaki iri tane çapının emme-su muhtevası ilişkisine etkisi
Soner UZUNDURUKAN Turan Selçuk GÖKSAN Kum bentonit karışımlarında, iri taneli kısmın boyutlarının emme-su muhtevası ilişkisine belirgin bir etkinin olmadığı görülmüştür. Zemin emmesi ve su muhtevası arasındaki ilişkinin tek bir denklemle ifade edilemeyen iki farklı kısımdan meydana geldiği gözlenmiştir. Yani, zemine özgü belirli bir su muhtevası değerinin öncesinde ve sonrasında, su muhtevası - emme ilişkisinin farklı olduğu belirlenmiştir. Ancak, mevcut çalışma belirli oranda bentonit ve üniform kum kullanılarak hazırlanmış sınırlı sayıda yapay örnek üzerinde yürütülmüştür. Dolayısıyla, bu olaya etki eden daha başka parametrelerin bulunup bulunmadığının, bu sınır su muhtevası değerinin zeminin mekanik davranışı açısından önemli olup olmadığının araştırılması için daha detaylı çalışmaların yapılması gerekmektedir.
İKINCIL KONSOLIDASYON MODELINDE MIKROGRAFLARıN KULLANıLMASı İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU Çalışmada kilin ikincil konsolidasyon davranışı sürecinde mikro boyuttaki mekanizmanın araştırılması amaçlanmıştır. Bu amaçla bir boyutlu konsolidasyon deneyleri sonunda çekilen, ESEM (Taramalı Elektron Mikroskobu) mikrografları ile konsolidasyon süreci takip edilmiştir. Deneylerin sonunda alınan mikrografların sayısallaştırılması ile, kil topakları alansal büyüklüklerinin derecelenme eğrileri elde edilmiştir. Elde edilen bulgularla literatürde aktarılan modelin geçerliliği araştırılmıştır. Bildiri mikro boyutta elde edilen incelik yüzdesi (İY) parametresinin makro boyuttaki davranış modelinde kullanılması ile benzer çalışmalar içinde bir ilk olma niteliği taşımaktadır.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU Çalışmada veri olarak Yüksel (2007), tarafından gerçekleştirilen bir boyutlu konsolidasyon deneylerinin sonuçları kullanılmıştır. Deneyler hedeflenen maksimum gerilme düzeyine (20, 50, 100, 200 ve 400 kpa) ulaşıldıktan sonra, bu gerilme düzeyinin zemin üzerinde 1 dakika, 15 dakika, 24 saat 72 saat bekletilmesi ile her bir gerilme seviyesinde 4 deney olarak planlanmıştır. Deneyler sonunda düşey düzlemde, 1x1cm 2 numune alınmış ve her bir numuneden 3 tane olmak üzere toplamda 60 ESEM görüntüsü çekilmiştir. Çalışmada açık erişimli ImageJ programı kullanılmıştır (Rasband (1997-2009)). Örnek ESEM görüntülerinin doğal ve sayısallaştırılmış halleri Şekil 1-2 de verilmiştir. Şekil 1. 20 kpa yüklemenin 1 dakika etkitilmesi sonucunda elde edilen ESEM görüntüsünün doğal ve sayısallaştırılmış hali Şekil 2. 400 kpa yüklemenin 1 dakika etkitilmesi sonucunda elde edilen ESEM görüntüsünün doğal ve sayısallaştırılmış hali
Kil topaklarının alanları İBRAHIM kullanılarak YİĞİT topak derecelenme S. FEYZA eğrileri ÇİNİCİOĞLU söz konusu durumlarda alınan mikrograf çekimlerinin sayısallaştırlması ile elde edilmiştir (Şekil 3.a-b) b). Derecelenme eğrilerinde kil topaklarının incelik derecesinin değişim miktarını belirlemek için 5μm 2 alan değeri eşik değer olarak seçilmiş ve bu eşik değerden küçük topakların yüzdesi (% geçen değeri) incelik yüzdesi İY olarak adlandırılmıştır. İY değerleri kullanılarak aynı gerilme altında farklı yükleme sürelerinde derecelenme eğrilerindeki değişim yorumlanmıştır. Buna göre, düşük gerilme uygulamalarında erken yükleme evrelerinde topaklanma (Şekil 3.a, 20 kpa, 15 dakika) ve uzun süreli yüklemelerde ise (1440 ve 4320 dakika ) topaklarda ayrışmanın olduğu,yüksek gerilme altında ise (Şekil 3.b, 400 kpa ) erken yükleme evrelerinde kil topaklarında ayrışma, 4320 dakika gibi uzun süreli yükleme durumunda topaklanma görülmüştür. Yüzde Geçen Topakların Alanı (m 2 ) 20 kpa Topakların Alanı (m 2 ) 400 kpa Şekil 3. Derecelenme eğrilerinin yükleme süresine göre değişimi
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU İkincil Konsolidasyonun açıklanması için önerilen modellerden Dehidratasyon Modeli Navarro ve Alonso (2001) ödometre deneyinden elde edilen boşluk oranı (e) ve bunun makro ve mikro bileşenlerini (e M ve e m ) Eşitlik 1 deki gibi ilişkilendirmişlerdir. e e M e m (1) Navarro ve Alonso (2001) ikincil konsolidasyonun mikro boşluklardan makro boşluklara suyun kütlesel transferi ile oluştuğu hipotezine dayandırdıkları bir model geliştirmişler ve klasik ödometre deneyinin ikincil konsolidasyon aşamasını önerdikleri mikro boşluktan makro boşluğa su transferi teorisine göre modellemişlerdir. Mikro boşluk oranı değişim hızını Eşitlik 2 deki gibi elde etmişlerdir. Eşitlik 3 teki C parametesini, mikro boşluk suyunu içeren kil topaklarının, permabilitesinin, boyutunun ve rijitliğinin bir ölçüsü olan malzeme parametresi olarak tanımlamışlardır. G e 1 e 1 E x p e D m i m i m (2) (3)
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU ikincil konsolidasyonun mikro boyutta görsel takibi ile dehidratasyon yaklaşımının irdelenmesi Sayısal analiz sonuçları farklı yük aşamaları veya farklı ikincil konsolidasyon süreleri içinde, kil topakları boyutlarının parçalanma veya farklı kil topaklarının birbirine tutunması ile topaklaşma şeklinde değiştiğini göstermektedir. Bu sonuç ayrıca yapılan sayısallaştırma analizleri ile İncelik Yüzdesi olarak tanımlanan bir parametre ile sayısal olarak da tanımlanmıştır. Halbuki Navarro ve Alonso (2001) ve Alonso ve Navarro (2005) topakların parçalanması veya birleşerek büyümesi gibi bir mekanizma tanımlanmamıştır. Sadece topakların mikro boşluklarından makro boşluklara su transferi veya makro boşluktan mikro boşluğa su transferi mekanizması tanımlanmıştır. Bu durumda, yazarlar gözlemledikleri parçalanma-topaklaşma mekanizması ile literatürde önerilen model arasında bir geçiş veya karşılıklılık noktasını aramanın mikro davranışı anlamak veya değerlendirmek bakımından yararlı olacağını düşünmüşlerdir.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU Buna göre Navarro ve Alonso yaklaşımı, Yüksel (2007) konsolidasyon ölçümlerine uygulanırsa bir C değeri elde edilecektir. C parametresi ile bildiridr tanımlanan İY parametresi arasında bir karşılıklılık olmalıdır. Yazarlar eğer böyle bir karşılıklılık elde edilirse bu, Navarro ve Alonso (2001) ve Alonso ve Navarro (2005) teorisinin önerdiğinden daha farklı bir mekanizmanın varlığının göstergesi olacağını düşünmüşlerdir. Bu nedenle Yüksel (2007) tarafından gerçekleştirilen konsolidasyon deneylerinde, ikincil oturmaları Navarro ve Alonso (2001) dehidratasyon modeliyle hesaplamak için G/r m - De m grafikleri çizilerek Eşitlik 3 formunda en uygun eğriyi veren parametreler bulunmuştur. Örneğin Şekil 4 de 400 kpa lık konsolidasyon basıncının 1440 dakika süre etkitildiği deneyde her bir basınç kademesindeki mikro boşluk oranı değişimi ile transfer katsayısının değişim grafiği Şekil 4 de verilmiştir. Şekil 4 de en uygun eğri, G 0 /r m0 = 5*10-6 (skpa) - 1 ve C=1.243*10-3 değerinde geçmektedir. Aynı deneyde maksimum basınç kademesine ulaşıncaya kadar geçen her bir yükleme kademesinde oluşan ikincil oturmalar Şekil 5 de verilmiştir.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU. Şekil 4. 400 kpa (1440 dakika süreli yükleme) basınç kademesine çıkarken gerçekleştirilen yükleme adımlarında, mikro boşluk oranı değişimi ile G m parametresinin değişimi Şekil 5. 400 kpa (1440 dakika süreli yükleme) basınç kademesine çıkarken gerçekleştirilen yükleme adımlarında oluşan ikincil oturmalar.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU İncelik Yüzdesi Parametresinin Dehidratasyon Modelindeki C Parametresi İle Karşılaştırılması Navarro ve Alonso (2001) tarafından önerilen ikincil konsolidasyon modelinde C parametresi, kil topaklarının boyutu, permeabilitesi ve rijitliğinin bir ölçüsü olan malzeme parametresi olarak verilmiştir. Ancak, yazarlar Navarro Alonso (2001) in aksine, kil topaklarının boyutu ve dizilimindeki değişimin, permeabilite ve kil topaklarının rijitliğini de değiştireceğinden C nin bir malzeme parametresi olamayacağını düşünmektedirler. Yüksel (2007) de her bir maksimum konsolidasyon basıncının (20, 50, 100, 200 ve 400 kpa), 1440 ve 4320 dakika süre ile etkitildiği deneylerdeki G 0 /r m0 ve C parametreleri Navarro ve Alonso (2001) yöntemine göre elde edilmiştir. Bu C değerlerine karşılık, herbir deneydeki mikrografların sayısallaştırılması ile elde edilen incelik yüzdesi değerleri Şekil 6 da verilmiştir. Şekil 6. İncelik yüzdesi ve C parametresi arasındaki ilişki.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU C ve İY arasındaki ilişki grafikteki en uygun eğri ile Eşitlik 4 deki gibi elde edilmiştir. (4) Eşitlik 4 ten, C parametresi çekilerek, Eşitlik 3 te yerine yazılırsa, transfer katsayısı Eşitlik 5 deki gibi incelik yüzdesi değişimi ve su transferinin birleşik etkisine bağlı olarak elde edilebilir. (5) Böylece, mikrografların sayısallaştırılması ile elde edilen ve kil topaklarının konsolidasyon sürecinde, dağılması veya yeniden topaklanmasını gösteren incelik yüzdesi parametresi Navarro ve Alonso (2001) tarafından önerilen ikincil konsolidasyon modelini modifiye ederek kullanılmıştır. Yazarların yaptıkları önceki çalışmalarda (Yigit ve Cinicioglu (2011) ve Yiğit ve Çinicioğlu (2011)) bu sonuçları doğrulayıcı niteliktedir.
İBRAHIM YİĞİT S. FEYZA ÇİNİCİOĞLU Bu bildiride, Navarro ve Alonso (2001) tarafından öne sürülen ikincil konsolidasyon dehidratasyon modelindeki, mikro boşluk suyunu içeren kil topaklarının, permabilitesinin, boyutunun ve rijitliğinin bir ölçüsü olan C malzeme parametresi; Yigit ve Cinicioglu (2011) ve Yiğit ve Çinicioğlu (2011) de tanımlanan, mikrografların sayısallaştırılması ile elde edilen derecelendirme eğrileri ve incelik yüzdesi parametresi ile yeniden düzenlenmiştir. Böylece deney sonlarında çekilen mikrograflardan elde edilen bulgular modele yerleştirilmiştir. Sayısallaştırılmış mikrograflardan elde edilen kil topakları büyüklükleri ilk defa bir konsolidasyon modeline yerleştirilmiştir. Yazarlar, bu tür çalışmalar için bunun önemli bir ilk adım olduğu ve bir mikro parametrenin böyle makro boyuttaki bulgular cinsinden ifade edilmesinin yolunun açıldığı düşünmektedir.
ANİZOTROPİK KOHEZYONSUZ ZEMİNLERİN MUKAVEMET VE GENLEŞİM ÖZELLIKLERI Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Bildiride kritik durum sürtünme açısı, genleşim açısı ve maksimum içsel sürtünme açısı arasındaki ilişkilerin pratik bir biçimde hesaplanmasına olanak sağlayacak bağıntılar üzerinde çalışılmıştır. Bu amaçla, yeniden yapılandırılmış kumlar üzerinde çok sayıda CD (konsolidasyonlu drenajlı) üç eksenli deneyden oluşan detaylı bir deneysel çalışma gerçekleştirilmiştir. Deneyler sırasında zeminin hacim ve gerilme şartlarını tanımlayan aşırı konsolidasyon oranı, ortalama efektif gerilme ve bağıl yoğunluk gibi değişkenlerin maksimum içsel sürtünme açısı ve genleşim açısı üzerinde etkileri araştırılmıştır.
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Çalışmada, genleşim açısının bağıl yoğunluk ve çevresel basınçla değişimi daha önce genellikle kavramsal olarak incelenmiş olduğu, sadece Bolton (1986) ve Chakraborty ve Salgado (2010) tarafından nicel olarak tanımlanmaya çalışıldığına vurgu yapılmıştır. Fakat bu çalışmalarda yaklaşım arazide ölçülmesi mümkün olmayan en yüksek genleşimin meydana geldiği andaki gerilme ve bağıl yoğunluk değerlerinin kullanılarak genleşim açısının hesaplandığı ifade edilmiştir. Bu nedenle önerilen bağıntılar ne uygulamada, ne de akademik çalışmalarda kullanılabilmektedir. Bu araştırmada, kohezyonsuz zeminlerin genleşim açısının değişiminin ölçülebilir veya hesaplanabilir değişkenlere bağlı olarak tanımlanması araştırılmıştır. Araştırma kapsamında 80 K 0 konsolide drenajlı üç eksenli deneyler farklı bağıl yoğunluk (D R ), aşırı konsolidasyon oranı (AKO) ve konsolidasyon sonunda etkiyen ortalama efektif gerilme (p) değerlerinde yapılmıştır. Bu değişkenlerin kumun içsel sürtünme açısı ve genleşim açısına etkisi incelenmiştir. Tablo 1 kullanılan kumun özellikleri vermektedir. Kum tipi Ottawa dane dağılımlı kum (SP) Özgül Ağırlık C u C c Maks boşluk oranı (e maks ) Min boşluk oranı (e min ) 2.67 2.16 1.45 0.96 0.56 Tablo 1. Kullanılan Kumun Özellikleri
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Deneysel çalışmada numuneler 1, 2, 4 ve 8 aşırı konsolidasyon oranlarında, %30 30--%100 arası değişen bağıl yoğunluklarda ve 25 kpa den 1000 kpa değişen çevresel basınçlarda test edilmişlerdir edilmişlerdir.. Deneyler K0 koşulları altında gerçekleştirilmiştir.. gerçekleştirilmiştir Bağıl Yoğunluk ve Ortalama Efektif Gerilmenin Genleşim Açısına Etkisi Deney sonuçları AKO nın genleşim açısı ( ) üzerinde etkisiz olduğunu göstermiştir (Abadkon Abadkon,, 2012 2012)). Şekil 1 farklı DR aralıkları için p - ilişkileri göstermektedir.. Şekil 1 de görüldüğü göstermektedir gibi -p ilişkisi her bir farklı DR aralığında doğrusal olmakta ve bu doğrusal ilişkilerin eğimleri ve başlangıç değerleri değişmektedir değişmektedir.. Buna göre sabit bir DR için -p ilişkisi Eşitlikte ki gibi tanımlanabilir. ve bağıl yoğunluğa bağlı parametrelerdir. Şekil 1. Genleşim açısının ( ) farklı DR aralıklarında p ile değişimi (a) DR=0.45-0.5, (b) DR=0.5-0.55, (c) DR=0.6-0.65, (d) DR=0.7-0.75, (e) DR=0.75-0.8, (f) DR=0.9-0.95.
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Şekil 2 de -D R ilişkisi, Şekil 3 de -D R ilişkisi gösterilmiştir. Şekillerde tanımlanan -D R ve -D R ilişkileri sırasıyla aşağıdaki eşitliklerde verilmişlerdir. Eşitliklerde doğru formülasyonu tercih edilmesinin sebebi yaklaşımın tüm zeminler için uygun olmasının sağlanmasıdır. a D b m D n R R Şekil 2. Her bir D R aralığında ölçülen değerleri kullanılarak elde edilen -D R ilişkisi Şekil 3. Her bir D R aralığında ölçülen değerleri kullanılarak elde edilen -D R ilişkisi Tüm zeminler için geçerli genleşim açısı denklemi aşağıdaki gibi verilmektedir. Şekil 2 den =-0.03derece/kPa, =20D R derece bulunmuştur. Buna göre zeminin içinde bulunduğu gerilme durumu ve boşluk oranına göre test edilen kum için genleşim açısı Eşitlik deki gibi ifade edilebilir
Özer Çinicioğlu Önerilen bu eşitlik Bolton (1986) tarafından önerilen eşitlik ile Arshiya Abadkon Schanz ve Vermeer (1996) tarafından önerilen eşitliğine göre çok daha kullanışlıdır. Bunun öncelikli sebebi, kullanılan parametrelerin zeminde deformasyon olmadan önce ölçülebilen ve hesaplanabilen (D R ve p) olmasıdır. Bolton (1986) ve Schanz ve Vermeer (1996) en yüksek genleşim açısının meydana geldiği andaki p ve D R değerlerini girdi olarak kullanmaktadırlar. Dolayısıyla kullanımları pratik açıdan imkansızdır.
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Yoğunluk ve Ortalama Etkin Basıncın Maksimum İçsel Sürtünme Açısına Etkisi Maksimum içsel sürtünme açısı kritik durum sürtünme açısı ve genleşim açılarının birleşimidir ve eşitlikteki gibi verilmiştir. Genleşim açısının araştırılmasında kullanılan yöntemle farklı küçük DR aralıklarında p değişkeninin r üzerine etkisi araştırılmıştır (Şekil 4). Buna göre sabit DR değerleri için r-p ilişkisi eşitlik ile tanımlanabilir. Şekil 4. Farklı DR aralıklarında r-p ilişkisi (a) DR=0.45-0.5, (b) DR=0.5-0.55, (c) DR=0.6-0.65, (d) DR=0.7-0.75, (e) DR=0.75-0.8, (f) DR=0.9-0.95.
Özer Çinicioğlu Farklı D r aralıkları için r ve r parametrelerinin D r ile değişimi Şekil 5 te verilmektedir. Elde edilen sonuçlara göre eşitlikler şu şekilde tanımlanabilir. Arshiya Abadkon a D b r r R r m D n r r R r r parametresi ile hesaplanabilmektedir. Şekil 5. r -D R ve r -D r ilişkileri Buna göre ve birleştirilerek maks elde edilir.
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Literatürdeki (Vaid (Vaid ve Sasitharan (1991))sonuçlar incelendiğinde ilişkilerin bu çalışmadaki sonuçlarla gayet uyumlu oldukları görülmüştür (Şekil 6). Şekil 6. Vaid ve Sasitharan (1991) ın Erksak kumu üzerinde yaptıkları deney sonuçlarının bu çalışma kapsamında incelenmesi sonucunda elde edilen ilişkiler (a) DR=0.26, (b) DR=0.56, (c) DR=0.7. a1, b1 ve c1 -p ilişkilerini, a2, b2 ve c2 r-p ilişkilerini göstermekte (Abadkon, 2012).
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Şekil 6. Vaid ve Sasitharan (1991) ın Erksak kumu üzerinde (1991) ın yaptıkları deney sonuçlarının bu çalışma kapsamında incelenmesi sonucunda elde edilen ilişkiler (a) DR=0.26, (b) DR=0.56, (c) DR=0.7. a1, b1 ve c1 -p ilişkilerini, a2, b2 ve c2 rrp ilişkilerini göstermekte (Abadkon Abadkon,, 2012). Erksak kumunun incelenmesi sonucunda bu çalışma kapsamında geliştilen bağıntıların farklı kumlarda da çalıştığı gösterilmiş olmaktadır. Şekil 7. Şekil 6 da verilen ilişkileri tanımlayan parametreler (Abadkon, 2012)
Özer Çinicioğlu Arshiya Abadkon Bu çalışma kapsamında tek yönlü anizotropik kohezyonsuz zeminlerin genleşim açıları ve maksimum içsel sürtünme açıları araştırılmıştır. Bu amaçla oluşturulan deney programı sonucunda elde edilen veriler incelenerek genleşim açısını ve maksimum içsel sürtünme açısını hesaplamayı mümkün kılan bağıntılar elde edilmiştir. Elde edilen bağıntıların genel geçerliliği literatürde mevcut deney sonuçları ile karşılaştırılmış ve farklı kumlarda da geçerli olduğu saptanmıştır. Bu çalışma sonucunda ortaya çıkan bulgularla özellikle genleşimi (dilatasyonu) bir girdi olarak kabul eden bünye modellerinde aslında gerilme ve hacim özellikleri ile değişen genleşim açısını ve dolayısıyla maksimum içsel sürtünme açısını daha doğru olarak tanımlamak mümkün olacaktır. Ayrıca 1g şartlarında yapılan küçük ölçekli fiziksel model çalışmalarında kumun sıkılığı ayarlanarak arazideki davranışla çok daha yüksek benzetim sağlamak mümkün olacaktır.
FARKLI ÖZELLİKTEKİ KUMLARIN VE KUM-ATIK LASTİK KARIŞIMLARININ GEÇİRİMLİLİĞİ ÜZERİNE BİR ÇALIŞMA Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Çalışmada, kum, ve kum- atık lastik kırpıntısı karışımlarının geçirimliliğinin tespit edilmesi için yapılan bir deneysel araştırma sunulmaktadır. Deneysel çalışmalarda değişik tane çapı aralıklarına (2-4.75mm, 1.18-2mm, ve 0.075-4.75mm) ve farklı şekil özelliğine (yuvarlatılmış ve köşeli) sahip iki kum örneği kullanılarak şekilsel özelliklerin geçirimlilik katsayısı üzerindeki etkisi araştırılmıştır. Buna ilaveten, aynı kum örnekleri atık lastik kırpıntısı (%10, %15 ve %20) ile karıştırılarak geçirimlilik katsayıları tespit edilmiştir.
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Çalışmada, kullanılan yuvarlatılmış ve köşeli şekildeki kum ve fiberimsi şekildeki kırpıntı lastik parçalarının SEM görüntüleri Şekil 1de,kumlara ait dane çapı dağılım eğrisi ise Şekil 2 de gösterilmiştir. Yapılan deneylerdeki tüm numuneler gevşek halde, hiçbir vibrasyona maruz bırakılmadan hazırlanmış ve tamamen suya doygun hale geldikten sonra deneyler başlatılmıştır. Şekil 1. Deneysel çalışmada kullanılan (a) köşeli kum, (b) yuvarlatılmış kum, (c) katı atık lastik kırpıntısı örneklerine ait SEM görüntüleri. Daha incelerin yüzdesi 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 0.075-4.75 mm 1.18-2 mm 2-4.75 mm 0,01 0,1 1 10 Tane çapı (mm) Şekil 2. Köşeli ve yuvarlatılmış kumlara ait granülometre eğrileri
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Kum- atık lastik örnekleri üzerindeki deneylerde % 10, 15, ve 20 oranlarında, Gaziantep Sanayi Sitesi nden alınan, 1.18-2 mm arasındaki katı lastik kırpıntıları kullanılmıştır. Deneysel çalışmada kullanılan zemin örneklerinden biri Kahramanmaraş taki Narlı Bölgesi nden elde edilmiş ve yuvarlatılmış şekle sahiptir. Diğeri ise, Gaziantep te kırma taş olarak bilinen köşeli kum örneğidir. Her iki kum da bölgedeki yapı faaliyetlerinde yoğun bir şekilde kullanılmaktadır. Kullanılan kum örneklerine ait bazı bilgiler Çizelge 1 de gösterilmektedir. Çizelge 1. Kullanılan kumlara ait bazı özellikler Birleştirilmiş Zemin Sınıflama Sistemi (USCS) 1.18-2 mm Köşeli kum 2-4.75 mm 0.075-4.75 mm 1.18-2 mm Yuvarlak kum 2-4.75 mm 0.075-4.75 mm SP SP SW SP SP SW Özgül ağırlık, G s 2,65 2,65 2,65 2,63 2,63 2,63 Maksimum boşluk oranı (e maks ) 0,962 0,804 0,578 0,730 0,633 0,561 Minimum boşluk oranı (e min ) 0,662 0,603 0,392 0,523 0,460 0,335 İçsel sürtünme açısı (ϕ) 47 o 54 o 52 o 38 o 46 o 43 o Üniformluk katsayısı (C u ) 1,24 1,41 9,55 1,24 1,41 9,55 Ortalama dane boyutu (D 50 ) 1,59 3,38 1,65 1,59 3,38 1,65 Efektif dane boyutu (D 10 ) 1,25 2,2 0,22 1,25 2,2 0,22
0 0, 5 1 1, 5 2 2, 5 3 3, 5 Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Çizelge 2 de deney sonuçları özetlenmiştir. Atık lastik oranı (%) 4-2 mm arası kötü derecelenmiş kum (SP) 2-1 mm arası kötü derecelenmiş kum (SP) 4-0.075 mm arası iyi derecelenmiş kum (SW) Köşeli Yuvarlatılmış Köşeli Yuvarlatılmış Köşeli Yuvarlatılmış 0 2,45 (cm/s) 1,44 (cm/s) 2,17 (cm/s) 1,00 (cm/s) 0,034 (cm/s) 0,019 (cm/s) 10 2,30 (cm/s) 1,72 (cm/s) 1,31 (cm/s) 1,07 (cm/s) 0,049 (cm/s) 0,127 (cm/s) 15 2,21 (cm/s) 1,99 (cm/s) 1,11 (cm/s) 1,30 (cm/s) 0,101 (cm/s) 0,196 (cm/s) 20 2,14 (cm/s) 2,42 (cm/s) 0,79 (cm/s) 1,49 (cm/s) 0,164 (cm/s) 0,224 (cm/s) Sabit seviyeli geçirimlilik deneylerinin sonunda elde edilen geçirimlilik katsayılarının (k, cm/s) köşeli kumda, yuvarlatılmış kuma oranla daha büyük olduğu gözlemlenmiştir (Şekil 3). Bu durumun, numune içindeki danelerin kendi aralarındaki yerleşim düzenleriyle ilgili olabileceğine inanılmaktadır. Geçirimlilik katsayısı, k (cm/s) 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Çizelge 2. Test sonuçları Y uvarlatılmış kum Köşeli kum 2-4.75 mm 1.18-2 mm 0.075-4.75mm Şekil 3. Farklı şekildeki kumlarda geçirimlilik katsayısı- derecelendirme ilişkisi
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Aynı hazırlama tekniği ile hazırlanmış, aynı gradasyona sahip, farklı şekildeki kum örneklerinde tespit edilen geçirimlilik katsayıları Şekil 4 te görülmektedir. Hazırlama tekniği aynı olmasına rağmen, ulaşılan yoğunluk (d, g/cm 3 )(dolayısıyla boşluk oranı değerleri) ve geçirimlilik katsayısı değerlerinin farklı olduğu tespit edilmiştir. Geçirimlilik katysayısı, k (cm/s) 10 1 0,1 0,01 K K Y 2-4.75 mm arası kum 1.18-2 mm arası kum 0.075-4.75 mm arası kum 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2 2,1 Y oğunluk, d (g/cm 3 ) Şekil 4. Şekilsel özelliklerin geçirimlilik katsayısı- yoğunluk ilişkisine etkisi (K: köşeli; Y : yuvarlatılmış) Y K Y
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Geçirimlilik katsayısının (k), toprak dolgu, dayanma duvarı ve palplanş gibi yapılardaki önemi düşünüldüğünde, k değerinin yalnızca elek analizi ya da benzer tekniklerle tespit edilen gradasyon eğrilerine bağlı olarak hesaplanmasının muhtemel belirsizlikleri artırabileceği düşünülmektedir. Bu durumun, örneğin, bazı yapılardaki geçirimlilik ile ilgili problemlerin azaltılmasında kullanılan filtre malzemeleri için önerilen alt ve üst limit eğrilerinin (Şekil 5) yeniden değerlendirilmesine yol açabileceği düşünülmektedir. Şekil 6. Filtre sınırları (Uzuner, 2007).
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Katı lastik atıklarının, kullanılması halinde geçirimlilik katsayısı değerleri, köşeli ve yuvarlatışmış kum için farklı eğilimler izlemektedir (Şekil 6). Yazarlar bunun nedenlerinden en önemlisinin boşluk oranı olduğuna inanmaktadırlar. Geçirimlilik katsayısı, k, (cm/s) 3 2,5 2 1,5 1 0,5 Köşeli kum- (2-4.75 mm) Köşeli kum- (1.18-2 mm) Köşeli kum- (0.075-4.75 mm) Geçirimlilik katsay ısı, k, (cm/s) 3 2,5 2 1,5 1 0,5 Y uvarlatılmış kum- (2-4.75 mm) Y uvarlatılmış kum- (1.18-2 mm) Y uvarlatılmış kum- (0.075-4.75 mm) 0 0 5 10 15 20 Atık lastik oranı (%) 0 0 5 10 15 20 Atık lastik oranı (%) Şekil 7. (a) Köşeli ve (b) yuvarlatılmış kum kullanılarak elde edilen geçirimlilik- lastik oranı grafikleri
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Boşluk oranı değerleri geçirimlilik katsayısını etkileyen parametrelerin başında gelmektedir (Mokwa ve Trimble, 2008). Bu nedenle, deneysel çalışmalarda, atık lastik kırpıntısı oranı ile maksimum ve minimum boşluk oranlarının değişimi ayrı olarak tespit edilmiştir (Şekil 7). Maksimum ve minimum boşluk oranı değerlerinin, farklı gradasyon eğrilerindeki her iki kum çeşidi için, artan atık lastik oranı ile arttığı görülmüştür. Atık lastik oranı değerleriyle değişen maksimum ve minimum boşluk oranı değerleri, köşeli kumun tüm gradasyonları için daha yüksek değerlere sahiptir. Maksimum boşluk oranı, (e max) 1,6 1,2 0,8 0,4 0,0 1.18-2 mm yuv. kum 2-4.75 mm yuv. kum 0.075-4.75 mm yuv. kum 1.18-2 mm köşeli kum 2-4.75 mm köşeli kum 0.075-4.75 mm köşeli kum 0 5 10 15 20 Atık lastik oranı (%) Minimum boşluk oranı, (e min) 1,2 0,8 0,4 0,0 1.18-2 mm yuv. kum 2-4.75 mm yuv. kum 0.075-4.75 mm yuv. kum 1.18-2 mm köşeli kum 2-4.75 mm köşeli kum 0.075-4.75 mm köşeli kum 0 5 10 15 20 Atık lastik oranı (%) Şekil 7. Atık lastik oranı- (a) maksimum, (b) minimum boşluk oranı değişimi.
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN Aynı tekniklerle hazırlanan örneklerdeki boşluk oranı değerleri yoğunluğa bağlı olarak değişmektedir (Şekil 8). Atık lastik oranı arttıkça deney numunelerine ait yoğunluk değerlerinin azaldığı görülmektedir. 2,2 Y oğunluk, d (g/cm 3 ) 1,8 1,4 1,0 0,6 1.18-2 mm köşeli kum 2-4.75 mm köşeli kum 0.075-4.75 mm köşeli kum 1.18-2 mm yuv. kum 2-4.75 mm yuv. kum 0.075-4.75 mm yuv. kum 0 5 10 15 20 Atık lastik oranı (%) Şekil 8. Atık lastik oranı (%)- yoğunluk (g/cm 3 )değişimi.
Ali Fırat ÇABALAR Nurullah AKBULUT Ahmet AYDIN SEM görüntüleri, Gaziantep ve çevresindeki yapı faaliyetlerinde yoğun olarak kullanılan, Narlı kumu ve kırma taş kumunun, sırasıyla yuvarlatılmış ve köşeli şekle sahip olduğunu göstermiştir. Elek analizi sonuçlarında elde edilen gradasyon eğrileri üst-üsteüste gelmesine rağmen, elde edilen maksimum ve minimum boşluk oranı değerleri farklı hesaplanmıştır. Bu durum, kumlara ait fiziksel (şekil ve büyüklük) farklılıklar ile açıklanmaktadır. Temiz köşeli kumlarda hesaplanan geçirimlilik katsayısı, her koşulda, temiz yuvarlatılmış kumlarda elde edilen geçirimlilik katsayısından büyüktür. Bunun nedeninin numune içindeki danelerin kendi içindeki yerleşim düzeni olduğu düşünülmektedir. Geçirimlilik katsayısı değerleri gradasyon özelliklerine (C u, D 10, D 50 ) bağlı olduğu gibi, şekilsel özelliklere de bağlıdır. Köşeli kuma ve yuvarlatılmış kuma ayrı ayrı eklenen atık lastik kırpıntıları, bu iki kumun geçirimlilik katsayısı değerleri üzerinde farklı bir etkiye sahiptir.
SIKIŞMA İNDİSİNİN ARTTIRILMIŞ VERİ SETİ İLE İSTATİSTİKSEL ANALİZİ Esra KAHRAMAN M.Ayşen LAV Çalışmada 560 adet numuneye ait konsolidasyon deney sonuçlarına dayanarak, sıkışma indisi ile zemin indeks özellikleri arasındaki ilişkiler incelenip, bu ilişkileri açıklayan istatistiksel bağıntılar bulunması hedeflenmiştir. 560 adet konsolidasyon deneyine ait veri seti istatistiksel yöntemlerle incelenmiş; sıkışma indisinin indeks özellikler ile korelasyonları tek değişkenli lineer bağıntılar halinde sunulmuştur. Sıkışma indisini belirlemeye yönelik literatürde bulunan bağıntıların, sıkışma indisini ne kadarlık bir hata payıyla belirleyebildiği, çalışmada kullanılan 560 adet konsolidasyon deneyi sonuçları ile sınanmıştır. Ayrıca konsolidasyon parametreleri ile sıkışma indisini belirlemeye yönelik literatürde mevcut olan bağıntıların, sıkışma indisini ne kadarlık bir hata payıyla belirleyebildiği, parametre belirleyen eşitliklerin sınanmasında kullanılan RMSE (Root Mean-Squared Error) değerleri ile araştırılmıştır.
Esra KAHRAMAN M.Ayşen LAV Yazarlar araştırmalarında literatürde sıkışma indisinin belirlenebilmesi amacıyla yapılan çeşitli çalışmalara yer vermiş (Çizelge 2.1) ve bu çalışmalardaki bağıntılar ile sıkışma indisini ne kadarlık bir hata payıyla belirleyebildikleri araştırmışlardır. Çalışma kapsamında tamamı İ.T.Ü. zemin mekaniği laboratuvarında yürütülmüş konsolidasyon deneylerini içeren iki ayrı veri seti ve bu iki setin birbirine eklenmesi ile elde edilen üçüncü bir veri seti kullanılmıştır. Herbir set; kil, silt, aşırı konsolide, normal konsolide, yüksek plastisiteli ve düşük plastisiteli zeminler olmak üzere 6 alt gruba ayrılmıştır. Bu çalışmada, veri setlerindeki zemin tiplerine uygun olan bağıntılar ile hesaplanan sıkışma indisi değerleri ile laboratuvar deneyleri sonucu elde edilmiş sıkışma indisi değerleri aynı grafik üzerinde gösterilip, parametre belirleyen eşitliklerin sınanmasında kullanılan RMSE (Root Mean Squared Error) değeri ile bağıntının parametreyi ne kadarlık bir hata payıyla belirlediği araştırılmıştır.