ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ YÜKSEK LİSANS TEZİ Ahmet DEMİR TEMEL MÜHENDİSLİĞİNDE ÇEKME DAYANIMININ İRDELENMESİ VE KAZIKLI TEMELLERİN ÇEKME DAYANIMININ ANALİZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI ADANA, 2006

ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ TEMEL MÜHENDİSLİĞİNDE ÇEKME DAYANIMININ İRDELENMESİ VE KAZIKLI TEMELLERİN ÇEKME DAYANIMININ ANALİZİ Ahmet DEMİR YÜKSEK LİSANS TEZİ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Bu tez / / 2006 Tarihinde Aşağıdaki Jüri Üyeleri Tarafından Oybirliği/Oyçokluğu İle Kabul Edilmiştir. İmza:... İmza:... İmza:... Prof. Dr. Mustafa LAMAN Prof. Dr. M. Arslan TEKİNSOY Yrd. Doç. Dr. Hakan GÜNEYLİ DANIŞMAN ÜYE ÜYE Bu tez Enstitümüz İnşaat Mühendisliği Anabilim Dalında hazırlanmıştır. Kod No: Prof. Dr. Aziz ERTUNÇ Enstitü Müdürü İmza ve Mühür Not: Bu tezde kullanılan özgün ve başka kaynaktan yapılan bildirişlerin, çizelge, şekil ve fotoğrafların kaynak gösterilmeden kullanımı, 5846 sayılı Fikir ve Sanat Eserleri Kanunundaki hükümlere tabidir.

ÖZ YÜKSEK LİSANS TEZİ TEMEL MÜHENDİSLİĞİNDE ÇEKME DAYANIMININ İRDELENMESİ VE KAZIKLI TEMELLERİN ÇEKME DAYANIMININ ANALİZİ Ahmet DEMİR ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Danışman : Prof. Dr. Mustafa LAMAN Yıl : 2006, Sayfa : 110 Jüri : Prof. Dr. Mustafa LAMAN : Prof. Dr. M. Arslan TEKİNSOY : Yrd. Doç. Dr. Hakan GÜNEYLİ Bu çalışmada, kum zeminlere inşa edilen kazık temellerin çekme kapasitesi laboratuvar ortamında model deneyler yapılarak araştırılmıştır. Kazık temel olarak 17mm ve 34 mm çapında iki farklı metal kazık kullanılmıştır. Model deneylerde, temel boyutu, gömülme oranı, kum sıkılığı ve kum-kazık arasındaki yüzey sürtünmesinin kazık temellerin çekme kapasiteleri üzerindeki etkileri araştırılmıştır. Gömülme oranı, temel boyutu, kum sıkılığı ve yüzey sürtünmesiyle kazık temelin çekme kapasitesinin arttığı görülmüştür. Ayrıca, model deney düzeneği, sonlu elemanlar yöntemi kullanan PLAXIS bilgisayar programı ile modellenip analiz edilmiştir. Elde edilen deney sonuçları sayısal ve teorik sonuçlarla karşılaştırılmış ve gerekli öneriler yapılmıştır. Anahtar kelimeler: Kazık temel, yüzey pürüzlülüğü, çekme kapasitesi, zemin sıkılığı I

ABSTRACT MSc THESIS AN INVESTIGATION OF UPLIFT RESISTANCE IN FOUNDATION ENGINEERING AND THE ANALYSES OF UPLIFT RESISTANCE OF PILE FOUNDATIONS Ahmet DEMİR DEPARTMENT OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES UNIVERSITY OF ÇUKUROVA Supervisor : Prof. Dr. Mustafa LAMAN Year : 2006, Page : 110 Jury : Prof. Dr. Mustafa LAMAN : Prof. Dr. M. Arslan TEKİNSOY : Assist. Prof. Dr. Hakan GÜNEYLİ In this study, uplift capacity of pile foundations embedded in sand was investigated by conducting laboratory model tests. Model pile foundations with 17mm and 34mm diameters were used in the tests. The parameters investigated for the uplift capacity of pile foundations include the length, diameter, embedment ratio and surface roughness of pile foundations and density of sand. It was observed that uplift capacity of pile foundation increased with increasing the embeddment ratio, dimensions of foundation, density of sand and surface roughness of pile foundations. On the other hand, the tests were modelled by using the finite element program PLAXIS. The experimental results were compared with the numerical and theoretical results and finally, some necessary suggestions for continuation of this work were put forward. Keywords: Pile foundation, surface roughness, uplift capacity, density of sand. II

TEŞEKKÜR Öncelikle, yüksek lisans tez konumun belirlenmesinde ve çalışmalarımda beni yönlendiren ve benden yardımlarını esirgemeyen, danışman hocam sayın Prof. Dr. Mustafa LAMAN a teşekkürlerimi sunarım. Ayrıca Yrd. Doç. Dr. Cafer KAYADELEN hocama ve Arş. Gör. Ali DOĞAN olmak üzere diğer tüm araştırma görevlisi arkadaşlara teşekkür ederim. Çalışmalarımda beni teknik yönden yalnız bırakmayan, İnşaat Mühendisliği Laboratuvarı, Dekanlık Atölyesi ve Makine Mühendisliği Laboratuvarı personeline teşekkür ederim. Son olarak, her zaman bana destek olan ve yardımlarını esirgemeyen özellikle dedem, babaannem ve aileme özel teşekkürlerimi sunarım. III

İÇİNDEKİLER SAYFA ÖZ... I ABSTRACT...II TEŞEKKÜR...III İÇİNDEKİLER... IV SİMGELER VE KISALTMALAR...VII ÇİZELGELER DİZİNİ... IX ŞEKİLLER DİZİNİ... X 1. GİRİŞ... 1 2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR... 4 2.1. Giriş... 4 2.2. Sığ Temellerin Çekme Kapasitesi... 4 2.2.1. Giriş... 4 2.2.2. Kum Zeminlerde İnşa Edilen Temeller... 5 2.2.2.1. Balla (1961) Teorisi... 5 2.2.2.2. Meyerhof ve Adams (1968) Teorisi... 8 2.2.2.3. Vesic (1965) ve Vesic (1971) Teorileri... 10 2.2.2.4. Saeedy (1965) Teorisi... 13 2.2.3. Suya Doygun Kil Zeminlerde İnşa Edilen Temeller... 15 2.2.3.1. Vesic (1971) Teorisi... 16 2.2.2.2. Meyerhof (1973) Teorisi... 17 2.2.2.3. Das (1978) Teorisi... 18 2.3. Çekme Kapasitesi Üzerinde Dolgunun Etkisi... 18 2.4. Kazık Temellerin Çekme Kapasitesi... 20 2.5. Zemin Çivilerinin Çekme Kapasitesi... 33 3. DENEYSEL ÇALIŞMALAR... 36 3.1. Giriş... 36 3.2. Deney Düzeneği... 36 3.2.1. Deney Kasası... 36 3.2.2. Model Kazık Temel... 36 IV

3.2.3. Yükleme Sistemi... 38 3.2.4. Yük Halkası... 38 3.2.5. Düşey Deplasman Transduceri... 40 3.2.6. ADU (Data Kaydetme Ünitesi)... 41 3.2.7. Titreşim Cihazı... 41 3.3. Zemin Özellikleri... 41 3.4. Deney Yöntemi... 43 3.4.1. Aletlerin Kalibrasyonu... 43 3.4.2. Deneyin Yapılışı... 46 3.5. Deney Programı... 46 3.6. Deney Sonuçları... 47 3.6.1. Sıkılığın Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi... 47 3.6.2. Pürüzlülüğün Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi... 50 3.6.3. Gömülme Oranının Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi... 52 3.6.4. Kazık Boyutunun Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi... 53 3.6.5. Sürşarj Yükünün Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi... 57 3.6.6. Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 60 4. SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİ İLE ANALİZ... 62 4.1. Giriş... 62 4.2. Sonlu Elemanlar Yöntemi... 62 4.3. PLAXIS Bilgisayar Programı... 63 4.3.1. Zemin Modelleri... 63 4.3.1.1. Lineer Elastik (LE) Zemin Modeli... 63 4.3.1.2. Mohr-Coulomb (MC) Zemin Modeli... 64 4.3.1.3. Hardening-Zemin (HZ) Modeli... 64 4.3.1.4. Soft-Soil-Crep (SSC) Modeli... 64 4.4. Sonlu Elemanlar Analizi... 65 4.5. PLAXIS Bilgisayar Programı İle Analiz Sonuçları... 67 4.5.1. Hardening-Soil Zemin Modeli, (HZ) İle Analiz... 67 4.5.2. Mohr-Coulomb Zemin Modeli, (MC) İle Analiz... 69 4.5.3. Lineer Elastik Zemin Modeli, (LE) İle Analiz... 69 V

4.6. PLAXIS Bilgisayar Programı İle Yapılan Analiz Sonuçlarının Karşılaştırılması... 72 5. TEORİK VE DENEY SONUÇLARININ KARŞILAŞTIRILMASI... 76 5.1. Giriş... 76 5.2. Pürüzsüz Model Kazık Çekme Kapasitesinin Deneysel ve Teorik olarak Karşılaştırılması... 76 5.3. Pürüzlü Model Kazık Çekme Kapasitesinin Deneysel ve Teorik olarak Karşılaştırılması... 78 5.4. Teorik Yaklaşım ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 80 5.4.1. Pürüzsüz Model Kazık Çekme Kapasitesinin Deneysel ve Teorik Olarak Karşılaştırılması... 80 5.4.2. Pürüzlü Model Kazık Çekme Kapasitesinin Deneysel ve Teorik Olarak Karşılaştırılması... 84 6. SONUÇLAR VE ÖNERİLER... 89 6.1. Sonuçlar... 89 6.2. Öneriler... 90 KAYNAKLAR... 92 ÖZGEÇMİŞ... 95 EKLER... 96 VI

SİMGELER VE KISALTMALAR A : Temel alanı A s A 1 B c c u D D f D r D R D f /B : Kazık gövdesinin yüzey alanı : Kazığın net çekme kapasite faktörü : Sığ dairesel temel çapı : Kohezyon : Zemin drenajsız kayma mukavemeti : Kazık taban çapı : Sığ temel gömülme derinliği : Kumun rölatif sıkılığı : Geogrid çapı : Sığ temel gömülme oranı (D f /B) cr : Sığ temel kritik gömülme oranı E s E oed E ur E 50 F c F q f s K u K a K p K b K o L L/D m m n : Zeminin elastisite modülü : Odometre yükleme rijitliği : Üç eksenli boşaltma-yükleme rijitliği : Üç eksenli yükleme rijitliği : Kil zeminlerin kopma faktörü : Kopma faktörü : Kazık ortalama birim yüzey sürtünmesi : Nominal çekme katsayısı : Aktif zemin basınç katsayısı : Pasif zemin basınç katsayısı : Zemin sürtünme açısı ve gömülme oranına bağlı bir katsayı : Zemin basınç katsayısı : Kazık gömülme boyu : Kazık gömülme oranı : Zemin sürtünme açısına bağlı bir katsayı : Gerilme seviyesine bağlı üs değeri : Kopma faktörü sabiti VII

n : Kazık guruplarındaki kazık sayısı p : Kazık kesitinin çevresi P o P 1 P u (Net) P ref Q o Qnet Q og Q u Q u Q ug R R f r W W W g W 3 α δ φ γ γ k η : Vesic (1965) önerdiği temel çekme kapasitesi : İlave zemin basıncı : Düz bir kazığın net çekme kapasitesi : Referans basınç değeri : Kazığın net çekme kapasitesi : Kazık net çekme kapasitesi : Kazık gurubundaki her bir kazığın net çekme kapasitesi : Temel çekme yükü : Kazık nihai çekme kapasitesi : Kazık guruplarının nihai çekme kapasitesi : Pürüzlülük faktörü : Göçme oranı : Yenilme yayının yarıçapı : Temel ve zemin ağırlığı : Kasa genişliği : Kazık gurubunun ağırlığı : Küresel boşluktaki zemin ağırlığı : Yenilme eğrisinin zemin yüzeyi ile yapmış olduğu açı : Düşey yer değiştirme : Zemin ile kazık arasındaki sürtünme açısı : Zemin içsel sürtünme açısı : Zemin birim hacim ağırlığı : Zemin kuru birim hacim ağırlığı : Kazık gurup etkisi µ : Sıkışma faktörü σ v ψ ν : Ortalama efektif gerilme : Dilatasyon açısı : Zeminin poisson oranı VIII

ÇİZELGELER DİZİNİ SAYFA Çizelge 3.1. Yük Halkası... 39 Çizelge 3.2. Elek Analizi Sonuçları... 42 Çizelge 3.3. Yük Halkası Kalibrasyon Tablosu... 44 Çizelge 3.4. Transducerlerin Kalibrasyon Tablosu... 45 Çizelge 3.5. Kazık Çekme Kapasitesinin Sıkılık, Pürüzlülük, Gömülme Oranı ve Kazık Boyutu ile Değişimi... 54 Çizelge 3.6. Sürşarj Yükü, Sıkılık ve Gömülme Oranı Parametrelerinin Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkileri... 59 Çizelge 4.1. Deney Kumu İçin Model Parametreler... 66 Çizelge 4.2. Pürüzlü ve Pürüzsüz Kazıkta Gevşek-Sıkı Kum İçin HZ Analiz Sonuçları... 67 Çizelge 4.3. Pürüzlü ve Pürüzsüz Kazıkta Gevşek-Sıkı Kum İçin MC Analiz Sonuçları... 69 Çizelge 4.4. Model Kazığın, =0.03mm Deplasman Değeri İçin, Gevşek-Sıkı Kum Koşulundaki LE Analiz Sonuçları... 71 Çizelge 4.5. Deney ile HZ ve MC Analiz Sonuçlarının Karşılaştırılması... 75 Çizelge 5.1. Pürüzsüz Kazıkta PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 76 Çizelge 5.2. Pürüzlü Model Kazıkta PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 78 Çizelge 5.3. Pürüzsüz Model Kazıkta Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 81 Çizelge 5.4. Pürüzsüz Model Kazıkta Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması......83 Çizelge 5.5. Pürüzlü Model Kazıkta Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 85 Çizelge 5.6. Pürüzlü Model Kazıkta Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 87 IX

ŞEKİLLER DİZİNİ SAYFA Şekil 1.1. Yüksek Gerilim Hattı... 1 Şekil 2.1. Çekmeye Maruz Sığ Temel (Das, 1999)... 5 Şekil 2.2. Sığ Dairesel Temeller İçin Balla (1961) Teori (Das, 1999)... 6 Şekil 2.3. F 1 +F 3 Fonksiyonunun φ ve D f /B ye Bağlı Olarak Değişimi (Das, 1999)... 7 Şekil 2.4. D f /B ile Fq nun Doğal Değişimi (Das, 1999)... 8 Şekil 2.5. Çekmeye Maruz Sürekli Temel (Das, 1999)... 9 Şekil 2.6. Vesic (1965) in Genişleyen Boşluk Teorisi (Das, 1999)... 11 Şekil 2.7. Dairesel Temelde Vesic (1971) in Genişleyen Boşluk Teorisi (Das,1999)... 12 Şekil 2.8. Saeedy nin Dairesel Temeller İçin Önermiş Olduğu Kopma Faktörü, F q (Das, 1999)... 14 Şekil 2.9. Çekmeye Maruz Suya Doygun Kil İçerisindeki Sığ Temel (Das, 1999)... 16 Şekil 2.10. Vesic (1971) in Önerdiği Kopma Faktörü, F c (Das, 1999)... 17 Şekil 2.11. Kum Dolgu İçerisinde Çekmeye Maruz Sığ Temeldeki Yüzeysel Yenilme Mekanizması (Das, 1999)... 19 Şekil 2.12. Kum Dolgu İçerisinde Çekmeye Maruz Sığ Temeldeki Kama veya Birleşik Kayma Yenilme Mekanizması (Das, 1999)... 20 Şekil 2.13. Deneysel Düzenek (Ilamparuthi ve Dickin, 2001)... 22 Şekil 2.14. Değişik Güçlendirme Düzenlemeleri ile Çekme davranışındaki Değişim (Ilamparuthi ve Dickin, 2001)... 23 Şekil 2.15. Gurup Kazık Çekme Deney Sisteminin Şematik Diyagramı (Das, 1986)... 26 Şekil 2.16. Çekmeye Maruz Sığ Temel (Das, 1999)... 28 Şekil 3.1. Deney Düzeneği... 37 Şekil 3.2. Deney Kasası... 38 Şekil 3.3. Yük Halkası... 39 Şekil 3.4. Düşey Deplasman Transducerleri... 40 Şekil 3.5. ADU Cihazı ve Bilgisayar Data Logger Sistemi... 42 X

Şekil 3.6. Titreşim Cihazı... 43 Şekil 3.7. Yük Halkası Kalibrasyon Eğrisi... 44 Şekil 3.8. Transducerlerin Kalibrasyon Grafikleri... 45 Şekil 3.9. Kum Dolguların Kasa İçerisine Yerleştirilmesi... 48 Şekil 3.10. D=17mm Çaplı Kazığın Sıkı ve Gevşek Kum Ortamında Yük-Deplasman Eğrilerinin Karşılaştırılması... 49 Şekil 3.11. D=34mm Çaplı Kazığın Pürüzlülük Durumuna Bağlı Çekme Kapasitesinin Değişimi... 51 Şekil 3.12. D=34mm Çaplı Kazığın Gömülme Oranı (L/D) ile Çekme Kapasitesinin Değişimi... 52 Şekil 3.13. Çekme Kazıkların Nihai Taşıma Kapasitesi ile Kazık Temel Boyutu Arasındaki İlişki... 53 Şekil 3.14. Pürüzlü Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi... 55 Şekil 3.15. Pürüzsüz Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi... 55 Şekil 3.16. Pürüzlü Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi... 56 Şekil 3.17. Pürüzsüz Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi... 56 Şekil 3.18. Sürşarj Yükü Altındaki Model Çekme Kazığı... 57 Şekil 3.19. Kazıkların Çekme Kapasiteleri ile Sürşarj Yükü Arasındaki İlişki... 58 Şekil 3.20. Gevşek Kumda ve Farklı Sürşarj Yükleri Altında Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranına Bağlı Olarak Değişimi... 59 Şekil 3.21. Sıkı Kumda Sürşarj Yükü Altındaki Model Kazığın Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranına Bağlı Olarak Değişimi... 60 Şekil 4.1. Model Zemin Ortamının Sonlu Elemanlar Ağı... 66 Şekil 4.2. Gevşek Kum İçin Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranı L/D ile Değişimi... 68 Şekil 4.3. Sıkı Kum İçin Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranı L/D ile Değişimi... 68 XI

Şekil 4.4. Gevşek Kum İçin Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranı L/D ile Değişimi... 70 Şekil 4.5. Sıkı Kum İçin Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranı L/D ile Değişimi... 70 Şekil 4.6. Gevşek Kum İçin Kum Sıkılığına Bağlı Kazık Çekme Kapasitesinin Gömülme Oranı L/D ile Değişimi... 71 Şekil 4.7. Gevşek kumdaki Pürüzlü Kazık Çekme Kapasitesinin, Farklı Modellerle Karşılaştırılması... 72 Şekil 4.8. Sıkı Kumdaki Pürüzlü Kazık Çekme Kapasitesinin, Farklı Modellerle Karşılaştırılması... 73 Şekil 4.9. Gevşek Kumdaki Pürüzsüz Kazık Çekme Kapasitesinin, Farklı Modellerle Karşılaştırılması... 73 Şekil 4.10. Sıkı Kumdaki Pürüzsüz Kazık Çekme Kapasitesinin, Farklı Modellerle Karşılaştırılması... 74 Şekil 4.11. Deney ile HZ ve MC Analiz Sonuçlarının Gömülme Oranı (L/D) ile Değişimi... 75 Şekil 5.1. Sıkı Kum İçin PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 77 Şekil 5.2. Gevşek Kum İçin PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 77 Şekil 5.3. Sıkı Kum İçin PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 79 Şekil 5.4. Gevşek Kum İçin PLAXIS ve Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 79 Şekil 5.5. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 81 Şekil 5.6. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 82 Şekil 5.7. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 83 Şekil 5.8. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 84 Şekil 5.9. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 85 XII

Şekil 5.10. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 86 Şekil 5.11. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 87 Şekil 5.12. Chattopadhyay ve Pise (1986) Teorisi ile Deney Sonuçlarının Karşılaştırılması... 88 XIII

1. GİRİŞ Ahmet DEMİR 1. GİRİŞ Günümüzde teknolojik gelişmeye paralel olarak, büyük ölçekli yapıların inşa edilebilecek duruma gelmesi ile, temel sistemlerinin yeniden değerlendirilmesi ortaya çıkmaktadır. Bu tip yapılarda, yapıdan zemine aktarılacak yüklerin çok büyük değerlere ulaşması nedeniyle çoğu zaman, yüzeysel temeller ile temel sisteminin çözümü mümkün olmamakta ve böyle durumlarda kazık temel sisteminin seçilmesi zorunluluğu ortaya çıkmaktadır. Kazık temeller genellikle basınç yükleri altında çalışırlar. Bazı durumlarda da çekme kuvvetine maruz kalmaktadırlar. Bu durum özellikle yüksek gerilim hatları (Şekil 1.1), haberleşme kuleleri (radyo ve televizyon kuleleri vb.), uzun fabrika bacaları, deniz platformları (deniz yüzeyinde yapılmış rıhtım yapıları, su altındaki platformlar ve dalgakıran yapıları gibi yapılar), otoban ve demiryollarındaki işaret levhaları ve reklam panolarını taşıyan direkler ve boru hatları gibi özel yapıların tasarımını yakından ilgilendirmektedir. Şekil 1.1 Yüksek Gerilim Hattı 1

1. GİRİŞ Ahmet DEMİR Söz konusu yapıların temelleri, suyun kaldırma kuvveti, kablo yükleri ya da rüzgar kuvveti gibi dış etkilerden dolayı çekme kuvvetlerine maruz kaldığından, bu tür yapıların temelleri çekme kapasitesi yönünden de irdelenmelidir. Temel Mühendisliği, zemin mekaniği ve zemin dinamiği bölümlerine ayrılan geoteknik mühendisliğinde, son 45 yıldır temellerin çekme (uplift) kuvvetleri ile ilgili çalışmalar yer almakta olup, konu ile ilgili dizayn kriterleri geliştirilmektedir. Çekme kazık temel sistemleri üzerine yapılan çalışmalar, basınç kazıkları üzerine yapılan çalışmalara kıyasla oldukça azdır. Bir gömülü ankraj veya çan kazığın çekme kapasitesi, genellikle temelin kendi ağırlığı, serbest yüzey boyunca sürtünme direnci ve çan eğrisi üzerindeki serbest bölge içerisinde kalan zeminin ağırlığından oluşmaktadır. Gerekli olan çekme kapasitesi ancak temel boyutu, gömülme derinliği ve dolgu sıkılığı artırılarak elde edilebilir. Bir ankraj davranışının daha iyi anlaşılmasını sağlamak amacıyla bu parametrelerin, kum içerisindeki temellerin çekme kapasitesi üzerindeki etkileri bir çok araştırmacı tarafından incelenmiştir. Giffels ve ark. (1960), Ireland (1963) ve Adams ve Hayes (1967) yayın hattı kuleleri inşaatı için, ankrajlar üzerinde geniş ölçekli arazi deneyleri yapmışlardır. Ankrajların davranışlarını daha iyi anlamak amacıyla Majer (1955), Balla (1961), Downs ve Chieurzzi (1966), Baker ve Kondner (1966), Meyerhof ve Adams (1968), Hanna ve Carr (1971), Hanna ve Sparks (1973), Das ve Seeley (1975a, b), Clemence ve Veesaert (1977), Andreadis ve ark. (1981), Sutherland ve ark. (1982), Murray ve Geddes (1987) ve Ghaly ve ark. (1991a, b) geleneksel olarak laboratuarda küçük ölçekli model çalışmalar yapmışlardır. Ayrıca diğer araştırmacılardan Ovesen (1981), Tagaya ve ark. (1983, 1988), Dickin (1988) ve Dickin ve Leung (1990, 1992) santrifüj modelleme tekniğini geliştirerek tam ölçekli prototipler üzerinde istenilen gerilme durumları için gerekli verileri elde etmişlerdir. Teorik analizler ise, Vesic (1971) in boşluk genişleme teorisini, Chattopadhyay ve Pise (1986), Saran ve ark. (1986) in sınır denge analizini ve Rowe ve Davis (1982) in elastoplastik sonlu eleman analizlerini içermektedir. Bu geniş araştırma kaçınılmaz olarak farklı dizayn metotlarını ortaya çıkarmıştır. Dickin 2

1. GİRİŞ Ahmet DEMİR (1988) ve Dickin ve Leung (1990) kum içerindeki ankraj plakalarının çekme kapasitesini veren mevcut dizayn metotlarının büyük bir kısmını özetlemişlerdir. Çekme ile ilgili ankraj davranışı üzerinde yeterince çalışma yapılmıştır (Hanna ve ark., 1972; Khadilkar ve Gokhale, 1972; Radhakrishna, 1976; Das ve Jin, 1987; Ghaly ve Hanna, 1994; Hanna ve Ghaly, 1994). Ancak güçlendirilmiş bir zemin yatağındaki ankrajların davranışı hakkında daha az bilgi mevcuttur. Johnston (1986) TENSAR geogridlerinin çekme dayanımı üzerinde, Subbarao ve arkadaşları (1988) ise, kuma gömülmüş ankrajları sabitlemek için geotextil kullanarak, ankrajların çekme kapasitesindeki iyileşme üzerine çalışmışlardır. Bu çalışmada, kum zeminlere gömülü kazık temellerin çekme kapasitesi model deneyler yapılarak araştırılmıştır. Kazık temel olarak D=17mm ve 34mm çapındaki iki farklı metal kazık kullanılmıştır. Model deneylerde temel boyutu, gömülme derinliği, kum sıkılığı ve kum-kazık arasındaki ara yüzey sürtünme açısının kazık temellerin çekme kapasitesi üzerindeki etkileri araştırılmıştır. Ayrıca, model deney düzeneği, sonlu elemanlar yöntemi kullanılarak modellenip, kum zeminlere gömülü kazık temellerin çekme kapasitesi PLAXIS bilgisayar programı kullanılarak analiz edilmiştir. Sonuç olarak deney sonuçları, hem kaynaklarda belirtilen teorik yaklaşımlar ile hem de PLAXIS sonuçları ile karşılaştırılmıştır. 3

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 2. ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR 2.1. Giriş Bu bölümde, temellerin çekme (uplift) kapasitesi ile ilgili önceki çalışmalar yer almaktadır. Öncelikle sığ temellerin çekme kapasitesi üzerinde yapılmış olan çalışmalara yer verilip, daha sonra, mevcut çalışmanın konusunu da içerisine alan, kazık temellerin çekme kapasitesinin belirlenmesine yönelik deneysel ve teorik çalışmalar sunulmuştur. 2.2. Sığ Temellerin Çekme Kapasitesi 2.2.1. Giriş Temeller ve diğer yapılar özel koşullar altında çekme kuvvetlerine maruz kalabilirler. Temellerin tasarımında, çekmeye karşı da yeterince güvenli tarafta kalacak, güvenlik faktörlerinin seçilmesi gerekmektedir. Günümüze kadar, kum ve kil zeminlere gömülü temellerin nihai çekme kapasitesini tahmin etmek için, bir çok teori geliştirilmiş olup bu teorilerden başlıcaları bu bölümde incelenmiştir. Çalışmalar iki ana başlık altında toplanacaktır. 1. Granüler zeminlerdeki temeller 2. Doymuş kil (φ=0) zeminlerdeki temeller Genişliği B, gömülme derinliği D f olan bir sığ temelin nihai çekme kapasitesi Q u, yenilme yüzeyi boyunca zeminin sürtünme dayanımı ile yenilme bölgesindeki zeminin ve temelin ağırlığının toplamından oluşmaktadır. Eğer temel, çekme yüküne (Q u ) maruz kalırsa, küçük D f /B değerlerinde, zemindeki yenilme yüzeyinin tipik şekli Şekil 2.1 de gösterildiği gibi kabul edilir. 4

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Burada, zemin seviyesiyle yenilme yüzeyinin kesişimi yatayla bir α açısı yapmaktadır. α nın büyüklüğü kumlu zeminlerde sıkılığa, killi zeminlerde ise kıvama bağlı olarak değişmektedir. Q U α D f Zemin γ φ c B Şekil 2.1. Çekmeye Maruz Sığ Temel (Das, 1999) Eğer zemindeki yenilme eğrisi, çekme yükü altında zemin yüzeyine kadar uzuyorsa, bu tür temeller, çekme altındaki bir sığ temel olarak tanımlanır. D f /B nin daha büyük değerleri için, yenilme temel etrafında oluşur ve yenilme yüzeyi zemin yüzeyine kadar uzamaz. Bu temeller ise, çekme altındaki derin temeller olarak adlandırılırlar. Bir temelin sığ durumdan derin duruma geçtiği andaki gömülme oranı (D f /B), kritik gömülme oranı (D f /B) cr olarak ifade edilir. Kritik gömülme oranının büyüklüğü; kumlarda 3-11 arasında, suya doygun kilde ise 3-7 arasında değişebilir (Das, 1999). 2.2.2. Kum Zeminlerde İnşa Edilen Temeller 2.2.2.1. Balla (1961) Teorisi Sıkı kum zemin içerisinde yapılan çok sayıdaki model ve arazi deney sonuçlarına dayanarak, Balla (1961) dairesel temeller için, zemindeki yenilme yüzeyini Şekil 2.2 deki gibi önermektedir. 5

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Q U b a α=45-φ/2 D f Kum γ φ b B a r=yarıçap Şekil 2.2. Sığ Dairesel Şekil 2.2. Temeller Sığ Dairesel İçin Balla Temeller (1961) İçin Teori Balla (Das, Teori 1999) Balla (1961) nın yaklaşımına göre, yenilme yüzeyleri daire yayları şeklinde olduğu, yenilme yüzeyinin ise, zemin yüzeyi ile, α=45-φ/2 lik bir açı yaptığı ve bu Df dairenin yarıçapının, r = e eşit olduğu kabul edilmektedir. Temelin φ Sin 45 + 2 nihai çekme kapasitesinin, yenilme bölgesindeki temel ve zemin ağırlığı ile yenilme yüzeyi boyunca oluşan kayma dayanımının toplamından oluştuğu varsayılmaktadır. Temel malzemesinin birim hacim ağırlığı ile zemin birim hacim ağırlıklarının yaklaşık aynı olduğu varsayılarak, dairesel bir temelin nihai çekme kapasitesi aşağıdaki denklemle ifade edilmiştir. 3 D = φ f D + φ f Q u Df *γ F1, F3, (2.1) B B Burada, γ, zemin birim hacim ağırlığını, φ, zemin içsel sürtünme açısını, D f, temel gömülme derinliğini ve B, dairesel temelin çapını ifade etmektedir. 6

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Balla (1961) tarafından önerilen F 1 ve F 3 fonksiyonları, φ nin ve D f /B nin çeşitli değerleri için Şekil 2.3 te gösterilmiştir. Şekil 2.3. F 1 +F 3 Fonksiyonunun φ ve D f /B ye Bağlı Olarak Değişimi (Das, 1999) 7

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Ayrıca, dairesel bir temelin nihai çekme kapasitesi için boyutsuz formdaki kopma faktörü olarak aşağıdaki ifadeyi vermiştir. F q Q γ * A * D u = (2.2) f Bu denklemdeki A temel alanı, F q kopma faktörü, Q u çekme yükü ve γ zemin birim hacim ağırlığı olarak ifade edilmektedir. F q nun D f /B ye bağlı olarak değişimi Şekil 2.4 te görülmektedir. Fq=(Qu/γ*A*Df) Fq Sığ Koşullardaki Çekme Derin Koşullardaki Çekme D f B cr D f /B Şekil 2.4. D f /B ile Fq nun Doğal Değişimi (Das, 1999) 2.2.2.2. Meyerhof ve Adams (1968) Teorisi Bir sığ temelin nihai çekme kapasitesinin tahmini için en rasyonel metotlardan biri, Meyerhof ve Adams (1968) tarafından önerilmiştir. Bu yöntemde, öncelikle çekme kuvvetine maruz B genişlikte sürekli bir temel tanımlanmaktadır (Şekil 2.5). α açısının 90 -(2/3)φ ile 90 -(1/3)φ aralığında değiştiği önerilmiştir. 8

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR d Q U c α P P δ δ P P Kum γ φ W/2 W/2 D f a B b Şekil 2.5. Çekmeye Maruz Sürekli Temel (Das, 1999) Şekil 2.5 teki bütün kuvvetlerin düşey bileşenlerinin dengede olması gerektiği koşuluna göre, B genişliğindeki sürekli temelin nihai çekme kapasitesi için aşağıdaki eşitlik elde edilmiştir. 2 Q u = W + K u * γ * D f * tan φ (2.3) Burada K u nominal (itibari) çekme katsayısı olup, φ nin 30 ile 48 arasındaki tüm değerleri için 0,95 e eşit olarak alınabileceği ifade edilmektedir. Eşitlik (2.2), sürekli bir temel için yeniden ifade edilecek olursa, kopma faktörü; Df Fq = 1+ K u * tanφ (2.4) B 9

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 10 dairesel temellerin nihai çekme kapasitesi, φ + + = tan * * K *γ*b* D B D m 1 2 π * D *γ*b 4 π Q u 2 f f f 2 u (2.5) olup kopma faktörü F q ise, φ + + = tan * K B D B D m 1 2 1 F u f f q (2.6) Benzer şekilde, BxL ölçülerindeki dikdörtgen temellerin nihai çekme kapasitesi, φ + + + γ γ = tan * * K B L * B B D m 1 2 * D * B* L * D Q u f 2 f f u (2.7) olup kopma faktörü F q ise, φ + + + = tan * K B D 1 L B B D 2m 1 1 F u f f q (2.8) Meyerhof ve Adams (1968) m katsayısını, φ ye bağlı parabolik olarak değiştiğini ifade etmiştir. 2.2.2.3. Vesic (1965) ve Vesic (1971) Teorileri Vesic (1965) yarı sonsuz, homojen izotropik bir katı cismin (zemin) yüzeyine yakın, küresel bir boşluğun genişlemesi-göçme yükü problemi üzerine çalışmıştır. Şekil 2.6 da görüldüğü üzere, eğer D f ölçüsü yeterince küçükse boşluk üzerinde bulunan zemini kesecek nihai bir P o basıncı olacaktır.

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 11 Vesic (1965) bir c-φ zemini için; P o basıncının aşağıdaki gibi hesaplanabileceğini önermiştir. q f c o F * * D c* F P γ + = (2.9) Buradaki, 2 f 2 f 1 f q 2 B D A 2 B D A D 2 B 3 2 1.0 F + + = (2.10) + = 2 B D A 2 B D A F f 4 f 3 c (2.11) A 1, A 2, A 3, A 4 zeminin içsel sürtünme açısı φ nin fonksiyonlarıdır. Granüler zeminler için c=0 olduğundan P o aşağıdaki şekilde ifade edilmiştir. q f o F * P γ * D = (2.12) b d γ c φ c a 45-φ/2 45-φ/2 W 1 W 2 /2 W 2 /2 P o B/2 D f F v Şekil 2.6. Vesic (1965) in Genişleyen Boşluk Teorisi (Das, 1999)

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Vesic (1971) sığ dairesel temellerin nihai çekme kapasitesini hesaplamak için 1965 teki çalışmasını temel alarak, Şekil 2.7 de zemin yüzeyi altında, D f derinliğinde yer alan B çapındaki dairesel bir temeli ele alarak, zeminin birim ağırlığı ile temelin birim ağırlığının yaklaşık aynı olduğunu kabul etmiştir. Eğer, temelin üzerindeki yarı-küresel boşluk zeminle doldurulursa, W 3 gibi ağırlığa sahip olacaktır. 3 1 4 3 2 B W 3 = πr γ = π γ (2.13) 2 3 3 2 Q U D f Kum γ φ W 3 R=B Şekil 2.7. Dairesel Temelde Vesic (1971) in Genişleyen Boşluk Teorisi (Das,1999) Bu zeminin ağırlığı P 1 gibi bir basınç artışına sebep olacaktır. W3 = 2 B π 2 2 B π γ 3 2 = B π 2 P 1 2 3 2 = 3 B γ 2 Eğer, temel kohezyonsuz (c=0) bir zemine gömülü ise, Vesic (1971) tüm çekme durumlarını göz önüne alarak her bir birim ankraj alanına karşılık gelen (q u ) kuvvetini elde etmek için P 1 basıncının, Eşitlik (2.12) ye eklenmesi gerektiğini ifade etmiştir. 12

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Böylece q u ifadesi, q q u u QU QU 2 B = = = P + = γ + 0 P1 *Df * Fq * * γ A π 2 *B 3 2 2 2 Q D D U f f = = γ * D f 1+ A1 + A 2 = γ * Df * Fq (2.14) A B B 2 2 olarak elde edilmiştir. Dairesel ve sürekli sığ temeller için kopma faktörü F q nun değişimi Vesic (1971) tarafından verilmiştir. 2.2.2.4. Saeedy (1965) Teorisi Kum içerisine gömülmüş olan dairesel temellerin nihai çekme kapasitesini belirlemek için Saeedy (1987) bir teori ortaya koymuştur. Bu teoride, yenilme yüzeyi logaritmik bir eğri yayı olarak kabul edilmektedir. Bu teoriye göre, sığ temeller için yenilme yüzeyi zemin yüzeyine kadar uzamakta iken, derin temeller için (D f >D f(cr) ) yenilme yüzeyi yalnızca temel üzerindeki D f(cr) mesafesine kadar uzar. Saeedy (1987) temel olarak bu analizde, D f /B oranı ve Q u nun değişik değerleri için nihai çekme kapasitesini, kopma faktörü ile ifade etmiştir. Sonuç olarak dairesel temel için elde edilen kopma faktörünün zeminin sürtünme açısı ve gömülme oranıyla artmakta olduğu görülmüştür. Saeedy e göre, temelin çekilmesi sırasında ankraj (tutunma) bölgesi üstünde yer alan zemin yavaş yavaş sıkışmaya başlar. Bu arada zeminin kayma dayanımı artarak nihai çekme kapasitesine ulaşır. Sonuç olarak Saeedy (1987), aşağıdaki formda bir ampirik sıkışma faktörü (µ) ortaya koymuştur. µ = 1.044* Dr + 0.44 (2.15) 13

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Dr, kumun rölatif sıkılığı olmak üzere, dairesel temelin gerçek nihai çekme kapasitesi aşağıdaki gibi hesaplanabilir. ( F * γ * A * D ) µ Q u (actual) = q f * (2.16) F q Zeminin Sürtünme Açısı, φ ( ) Şekil 2.8. Saeedy nin Dairesel Temeller İçin Önermiş Olduğu Kopma Faktörü, F q (Das, 1999) Yukarıda bahsedilen teorilerden genel bir gözlem yapılacak olursa; 1. Dikdörtgen temellerin problemi hakkında sadece Meyerhof ve Adams (1968) çözüm teorisi ortaya koymuşlardır. 14

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 2. Bir çok teori; sığ temel durumunu D f /B 5 olarak kabul etmektedir. Meyerhof ve Adams (1968) in ileri sürdüğü teoride ise, kare ve dairesel temeller için kritik gömülme oranını (D f /B) cr zeminin içsel sürtünme açısı φ nin bir fonksiyonu olarak tanımlamaktadırlar. 3. Genellikle deneysel gözlemler gösteriyor ki, Balla (1961) in ortaya koyduğu teori, sığ temellerin nihai çekme kapasitesini gevşek kumda olduğundan çok daha büyük gösterirken, sıkı kumda iyi sonuçlar elde edilmiştir. 4. Vesic in teorisi (1971) ise, genelde gevşek kumdaki sığ temellerin nihai çekme kapasitesinin tahmininde daha kesin sonuç vermektedir. Ancak laboratuarda deneysel gözlemler göstermiştir ki, sıkı kumdaki sığ temeller için bu teori, gerçek çekme kapasitesi değerinden çok düşük değerler verebilmektedir. 5. Gevşek kum (φ=30 ) ve sıkı kum (φ=45 ) içerisine gömülmüş olan sığ dairesel temellerin nihai çekme kapasiteleri için Balla (1961), Vesic (1971) ve Meyerhof ve Adams (1968) in önermiş olduğu teoriler ile bulunan sonuçlar, bazı laboratuar deneysel sonuçlarla karşılaştırıldığında, Meyerhof ve Adams (1968) ın teorisi geniş ölçekli temeller için hem daha uygulanabilir, hem de çekme kapasitesi için daha iyi sonuçlar vermektedir. 2.2.3. Suya Doygun Kil Zeminlerde İnşa Edilen Temeller Suya doygun kil zeminler içerisine gömülü temellerin, nihai çekme kapasitesinin tasarımı için, mevcut teorik ve deneysel araştırmalar oldukça sınırlıdır. Drenajsız kayma mukavemeti c u ve dane birim hacim ağırlığı γ olan, suya doygun bir kil içerisindeki temel derinliği, D f ve temel genişliği, B olan bir sığ temel, Şekil 2.9 da görülmektedir. Burada temel malzemesinin birim ağırlığı ile kil zeminin birim ağırlığı yaklaşık olarak aynı kabul edilirse, kil zemindeki temelin nihai çekme kapasitesi aşağıdaki gibi ifade edilebilir. Q = A * ( γ * D c * F ) (2.17) u f + u c 15

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR bu ifadede A, temel alanı F c, kopma faktörü c u, zemin drenajsız kayma mukavemeti ve γ zemin suya doygun birim hacim ağırlığı dır. Q U D f Suya Doygun Kil γ c u B Şekil 2.9. Çekmeye Maruz Suya Doygun Kil İçerisindeki Sığ Temel (Das, 1999) 2.2.3.1. Vesic (1971) Teorisi Vesic (1971) yapmış olduğu çalışmalarda, genişleyen boşluklar analojisini kullanarak gömülme oranı (D f /B) ile teorik olarak kopma faktörünün değişimini φ=0 koşulu için ifade etmiştir. Bu değerler daha açık bir ifade ile Şekil 2.10 da verilmiştir. 16

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 100 Dairesel Temel Sürekli Temel 10 Log (Fc) 1 0,1 0 1,5 3 4,5 Df/B Şekil 2.10. Vesic (1971) in Önerdiği Kopma Faktörü, F c (Das, 1999) 2.2.3.2. Meyerhof (1973) Teorisi Meyerhof (1973) yapmış olduğu deneysel çalışmalar sonucunda, bir sığ temelin nihai çekme kapasitesi için aşağıdaki ifadeyi önermiştir. Q u = A * ( γ * Df + F c *c u ) bu ifadede yer alan kopma faktörünü kare ve dairesel temeller için, F c D f = 1.2* 9 (2.18) B 17

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR şerit temeller için ise, F c D f = 0.6* 8 (2.19) B şeklinde ifade etmiştir. (2.18) ve (2.19) eşitliği, kritik gömülme oranının (D f /B) cr yaklaşık olarak; kare ve dairesel temeller için 7.5 ve şerit temeller için ise, 13.5 olduğunu göstermektedir. 2.2.3.3. Das (1978) Teorisi Das (1978) yapmış olduğu benzer bir çalışma ile önerilen amprik ifadeleri daha da geliştirerek, serbest basınç mukavemeti, c u =5.18-172.50 kn/m 2 arasında değişen, doymuş kil içerisindeki dairesel temeller üzerinde, çok sayıda laboratuar model deneyler yapmıştır. Bu deney sonuçlarına göre, kritik gömülme oranları boyunca bu çalışmalardan elde edilen D f /B ye karşı, ortalama F c eğrileri elde edilmiştir. Sığ temeller için elde edilen F c değerleri aşağıdaki bağıntıyla ifade edilmektedir. F c D f n 8 9 (2.20) B Bu ifadedeki n sabit olup, büyüklüğü 2.0-5.9 arasında değişmektedir ve drenajsız kohezyonun (c u ) bir fonksiyonudur. Das (1978) ayrıca kare ve dikdörtgen temeller için bazı model deneyler yapmıştır. Bu deney sonuçlarına dayanarak, kare (veya dairesel) ve dikdörtgen temeller için kritik gömülme oranlarının ifadelerini de elde etmiştir. 18

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 2.3. Çekme Kapasitesi Üzerinde Dolgunun Etkisi Elektrik iletim kulelerinin inşaatı için kullanılan ayrık temeller genellikle çekme kuvvetlerine maruz kalırlar. İşte bu tür temellerin çekme kapasitesi, önceki bölümlerde ifade edilen, benzer denklemler kullanılarak hesaplanabilir. Bu tür temellerin inşası sırasında, gömülme oranı (D f /B) genellikle 3 veya daha küçük seçilmektedir. Temel inşaatı için, öncelikle doğal zemin kazılır ve daha sonra temel inşaatı yapılarak tekrar uygun bir malzeme ile kontrollü bir şekilde doldurulup sıkıştırılır. Kulhawy ve ark. (1987), doğal zemin ile dolgunun sıkışma derecesinin etkisini gözlemlemek amacıyla çok sayıda laboratuar model deneyler yapmışlardır. Bu gözlemlere göre, çoğu durumda zemindeki yenilme, Şekil 2.11 de gösterilen yüzey kayması şeklinde olmaktadır. Ancak, orta sıkı ile sıkı arasındaki doğal zeminlerde, gömülme oranı yaklaşık D f /B<2 olan temellerde ise zemin kaması veya birleşik kayma yenilmesi oluşmaktadır (Şekil 2.12). Q U Kum Dolgusu Kayma Yüzeyi Doğal Zemin D f Kum γ φ B Şekil 2.11. Kum Dolgu İçerisinde Çekmeye Maruz Sığ Temeldeki Yüzeysel Yenilme Mekanizması (Das, 1999) Kulhawy ve ark. (1987) dolgu malzemesine ait sıkışma yüzdesinin kopma faktörü F q nun üzerindeki etkisini incelemiştir. Bu çalışma dolgunun sıkışma yüzdesinin temelin kopma faktörü, F q nun üzerinde çok önemli bir etkisinin 19

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR olduğunu ve temelin nihai çekme kapasitesinin, dolgunun sıkışma yüzdesiyle önemli derecede arttığını göstermektedir. Q U Kayma Yüzeyi Kum γ φ Kum Dolgusu Doğal Zemin D f B Şekil 2.12. Kum Dolgu İçerisinde Çekmeye Maruz Sığ Temeldeki Kama veya Birleşik Kayma Yenilme Mekanizması (Das, 1999) 2.4. Kazık Temellerin Çekme Kapasitesi Gömülü bir kazığın çekme kapasitesi, genellikle temelin kendi ağırlığı, serbest yüzey boyunca sürtünme direnci ve kazık tabanı üzerindeki serbest bölge içerisinde kalan zemininin ağırlığından oluşmaktadır. Gerekli olan çekme kapasitesi, ancak temelin boyutu, gömülme derinliği ve dolgu yoğunluğu artırılarak elde edilebilir. Johnston (1986), TENSAR geogridlerinin çekme dayanımı üzerinde çalışırken Subbarao ve arkadaşları (1988) ise, kuma gömülmüş ankraj kazıklarını sabitlemek için geotekstil kullanarak, kazıkların çekme kapasitesindeki iyileşme üzerine çalışmışlardır. Bu çalışmada deneyler, 55mm genişliğinde ve 0.72mm kalınlığındaki Polipropilen güçlendirme elemanları ile güçlendirilmiş, silindirik ve çan şeklindeki model beton ankraj kazıkları üzerinde yapılmıştır. Silindirik ve çan kazıklar için güçlendirme elemanlarından biri 650mm, diğeri ise, 350mm uzunluğunda olup birkaç tabaka için, çelik mengene kullanılarak tutturulmuştur. 20

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Ayrıca her bir tabakadaki altı şerit, aralarında 60 lik bir açıyla uzatılıp modelle birleştirilmiştir. Bu çalışmada, geotekstil ile güçlendirilmiş model ankraj kazıkların, güçlendirilmemiş olanlara göre çok daha yüksek çekme dayanımı verdiği gözlenmiş olup ayrıca, kazığa yakın olan tek tabakalı güçlendirme kullanımının, çok tabakalılara göre daha etkili olacağı ifade edilmektedir. Krishnaswamy ve Parashar (1991) de su altında geosentetikle güçlendirilmiş bir kum yatağına gömülü ankraj plakalarının çekme davranışı üzerinde çalışmışlardır. Ayrıca Krishnaswamy ve Parashar (1994) te güçlendirilmiş ve güçlendirilmemiş kohezyonlu ve kohezyonsuz zeminlere gömülü 60mm çapındaki dairesel plakalar ile genişliği 53mm uzunluğu ise, 23.8-53.0mm arasında değişen dikdörtgen plakaların çekme davranışı üzerinde araştırmalar yapmışlardır. Sonuçta geokompozitle güçlendirme, geogrid ve geotekstil ile güçlendirmeden daha yüksek çekme dayanımı vermiştir. Ayrıca ankraj plakasının çekme kapasitesi, güçlendirme elemanının ankraj plakasının tam üzerinde olması durumu ile, diğer seviyelerdeki ve herhangi bir seviyeye ilave bir güçlendirme elemanının konması durumu açısından karşılaştırıldığında, güçlendirme elemanının ankraj plakasının hemen üzerinde olduğu durumda elde edilen çekme kapasitesi diğer koşullardakinden çok daha büyük bulunmuştur. Ilamparuthi ve Dickin (2001) kenetlenmeyi artırma yolunun, güçlendirme ile kazığın hemen çevresine önemli derecede büyük boyuttaki granüler malzemenin kullanılmasıyla sağlanacağını düşünmüşlerdir. Yapmış oldukları çalışmada, güçlendirilmiş ve güçlendirilmemiş kum zemine gömülü kazık temeller üzerinde geniş kapsamlı deneyler yapmışlardır. Kazık temel olarak değişik geometrilerdeki silindirik çan kazıklar kullanılmıştır. Yürütülen deneylerde silindirik çan kazıkların çekme davranışı üzerinde, temel çapının, gömülme derinliği ve zemin yoğunluğunun etkileri ayrıntılı bir şekilde araştırılmıştır. Yapılan bu araştırmalarda kullanılan deney düzeneği, 30 kn luk düşey çekme yüküne güvenli şekilde karşı koyacak şekilde tasarlanmış bir yükleme çubuğu ile, fabrikada üretilmiş iki çelik kolonla zemine tutturulmuştur. Deney düzeneğinin şematik diyagramı Şekil 2.13 te gösterilmektedir. Deneyler, 2.54cm kalınlıklı, 76cm 76cm 90cm ölçülerindeki ahşap bir kare tankta yapılmıştır. 21

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Hareket Ettirecek Yükleme Sistemi 3kN Kapasiteli Yük Halkası Çelik Halat Makara Deplasman Ölçer Destek Çubuğu Syscon Dijital Gerilme İndikatörü 90 cm L D R Model Çan Kazığı Geogrid Güçlendirmesi Kum Ahşap Kasa (76cmx76cmx90cm) 76 cm Şekil 2.13. Deneysel Düzenek (Ilamparuthi ve Dickin, 2001) Bu çalışmada, ayrıntılı araştırma yapılark en uygun bir güçlendirme düzenlemesini seçmek için, değişik güçlendirme düzenlemesiyle taban çapı (D) 100 mm ve gömülme derinliği (L) 300 mm olan, orta sıkı kum içerisine gömülü bir model ankraj kazığı üzerinde beş pilot deney yapılmıştır. Bu deneylerle ilgili düzenlemeler Şekil 2.14 te gösterilmektedir. Hem geogrid hücresiyle güçlendirilmiş hem de güçlendirilmemiş 3 farklı kum sıkılığında, farklı gömülme oranlarında hazırlanan 3 farklı taban çaplı, model çan kazıkları üzerinde yapılmış olan laboratuar araştırmalarına dayanarak aşağıdaki bazı önemli sonuçlar çıkartılmıştır; 1. Geogrid hücresiyle güçlendirme düzenlemesinin, özellikle sığ derinliklerde gömülü olan çan tipi kısa kazıkların, çekme davranışını iyileştirmede çok etkili olduğu görülmüştür. Ayrıca, güçlendirme elemanında, önemli ölçüde kenetlenmeyi sağlayacak şekilde, geogrid hücresini uygun bir malzeme sınıfından seçmenin çok önemli olduğu anlaşılmıştır. 22

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR 2. Çan kazıkların çekme kapasitesi, kazık tabanının çevresi geogrid hücresi ile güçlendirilerek önemli ölçüde artırılmıştır. Kapasitedeki bu artışlar, gevşek kum ve en sığ derinlikteki kazık için, güçlendirilmemiş koşula göre 7 kat daha fazladır ki bu durum geogrid hücresiyle güçlendirmenin ne kadar etkili olduğunu ortaya koymaktadır. Sıkı kumda daha derin gömülmüş kazıkların çekme kapasitesinde ise, %25 ten daha fazla bir artış gözlenmiştir. 600 Çakıl 500 Çekme Yükü, Q (N) 400 300 200 Orta sıkı kum φ=39.5 100 D=100 mm L/D=3 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Düşey Yerdeğiştirme, (mm) Geogridler Kum (Güçlendirmesiz) Şekil 2.14. Değişik Güçlendirme Düzenlemeleri ile Çekme davranışındaki Değişim (Ilamparuthi ve Dickin, 2001) Kazık temeller ile desteklenen kıyı yapıları bazen rüzgar, dalga ve buz hareketlerinden dolayı, çekme kuvvetlerine maruz kalırlar. Ancak düşey çekme yüküne maruz kalmış kazıkların; çekme kapasitesiyle ilgili çalışmalar kaynaklarda yeterince bulunmamaktadır. Das (1986) yapmış olduğu çalışmada, doymuş orta ve sıkı kum içerisine gömülmüş olan tekil ve grup metal kazıkların, nihai çekme kapasiteleri için, laboratuvarda yapılmış olan model deney sonuçlarını sunmuştur. Deney sonuçlarını mevcut teorilerle de karşılaştırmıştır. 23

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Das (1986), tekil bir kazığın nihai çekme kapasitesini aşağıdaki denklemle ifade etmektedir. Q = Q W (2.21) u o + Burada, Q u kazığın nihai çekme kapasitesin, Q o kazığın net çekme kapasitesini, W ise kazık ağırlığını ifade etmektedir. Ireland (1957), kum içerisinde ucu kesik koni kazıklar üzerinde yapmış olduğu 6 adet arazi çekme deney sonuçlarına dayanarak, tekil bir kazığın net çekme kapasitesi için aşağıdaki şekilde bir bağıntı ileri sürmüştür. ' Qo = K. σ v.l.p. tan φ (2.22) ' Burada, K yanal zemin basınç katsayısını; σ v ortalama düşey efektif gerilmeyi; L kazığın gömülme boyunu; p kazık kesitinin çevresini ve φ zemin içsel sürtünme açısını ifade etmektedir. Ancak çoğu durumda, kum içerisindeki kazıkların net çekme kapasitesi, aşağıdaki şekilde genel bir formda ifade edilmektedir. Q = f. A (2.23) o s s Burada, f s ortalama birim yüzey sürtünmesi, A s ise gömülü kazık kısmının yüzey alanı olarak tanımlanmıştır. Ortalama birim yüzey sürtünmesi f s aşağıdaki gibi hesaplanabilir. γ *L fs = K u * tan δ (2.24) 2 24

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Eşitlik (2.24) te yer alan K u yanal zemin basınç katsayısı, δ ise zemin-kazık ara yüzeyindeki sürtünme açısıdır. Meyerhof (1973), gömülü model kazıklar için zeminin sürtünme açısı φ ile K u nun değişimini içeren teorik bir yaklaşım elde etmiştir. Bu yaklaşımdaki K u değerlerinin Rankine nin teorik olarak ifade ettiği aktif zemin basınç katsayısı K a =tg 2 (45-φ/2) ile pasif zemin basınç katsayısı K p =tg 2 (45+φ/2) arasında değiştiği ifade edilmiştir. Ayrıca, kum içerisine gömülmüş olan üniform dairesel kesitli kazıkların net çekme kapasitesi için aşağıdaki formda başka bir ifade elde etmiştir. Q o 1 ' 2 =.K b. γ.l.d (2.25) 2 Bu ifadede, K b zemin sürtünme açısı (φ) ve gömülme oranı (L/D) nin bir fonksiyonudur. Kazık guruplarının çekme kapasitesi ise, basınç kuvveti altındaki, kazık guruplarında olduğu gibi hesaplanabilir. Q og = η*(n * Q ) (2.26) o bu ifadedeki η gurup etkisini; n guruptaki kazık sayısını; Q o her bir kazığın net çekme kapasitesini; Q og ise kazığın net gurup çekme kapasitesini ifade etmektedir. Bu ifade, deneysel olarak aşağıdaki gibi önerilmiştir. Q og = Q W (2.27) ug g Burada, Q ug kazık guruplarının nihai çekme kapasitesini, W g ise kazık guruplarının ağırlığını ifade etmektedir. Gurup etkisi (η) kazığın gömülme derinliği (L), kazıkların merkezleri arasındaki mesafe ve kumun sıkılığı gibi parametrelere bağlı olarak değişim gösterecektir. 25

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Das (1986), tekil kazıkların çekme kapasitesinin laboratuarda belirlenmesi amacıyla, 0.61m 0.61m 0.91m (yükseklik) ölçülerindeki gurup kazıkların çekme kapasitesinin belirlenmesi için, 1.52m 1.52m 0.91m boyutlarındaki çelik bir kasa içerisinde model deneyler yapmıştır (Şekil 2.15). Su 91 cm L 152 cm Şekil 2.15. Gurup Kazık Çekme Deney Sisteminin Şematik Diyagramı (Das, 1986) D Tekil model kazık deneylerinden elde edilen Q o (net çekme kapasitesi) kullanılarak, bütün deneyler için, ortalama birim yüzey sürtünmeleri (f s ) hesaplanmıştır. Orta sıkı kumdaki deneylerde f s nin büyüklüğü, pratik olarak yaklaşık gömme oranı L/D=12 ye kadar lineer olarak artmaktadır. L/D oranı 12 den büyük durumlar için f s değeri, yaklaşık olarak sabit kalmaktadır. Sonuçta, orta-sıkı kumda kritik gömülme oranı (L/D) cr 12 olarak tespit edilmiştir. Bu değer, Chaudhuri ve Symons (1983) tarafından bulunan bulgularla da tutarlılık göstermektedir. Bu mekanizmanın geçmişte çok sayıda araştırmacı tarafından da eğrisel olduğu vurgulanmıştır. Ancak sıkı kumdaki deneylerde f s büyüklüğü, deneysel sınırlar içerisinde, L/D oranıyla artış göstermektedir. Sonuçta L/D 20 durumu için, kritik gömülme oranı tam olarak gözlemlenememiştir. 26

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Das (1986) ayrıca kazık guruplarının çekme kapasitesini ve kazık gurup etkisini araştırmak amacıyla, kazıklar arasında farklı gurup konfigürasyonları ile, kazıkların merkezleri arasındaki farklı boşluklar için gömülme oranlarını L/D = 12 ve 20 alarak çekme deneyleri yapmıştır. Sonuç olarak, Verilen bir kazık konfigürasyonu ve L/D oranı için, gurup etkisi η, kazıkların merkezler arasındaki boşluk oranının artmasıyla artmaktadır. Verilen s (kazık merkezleri arası mesafe), L/D ve φ değeri için, gurup etkisi, bir guruptaki kazık sayısıyla azalmaktadır. Benzer olarak, aynı s değerleri, gurup konfigürasyonu ve L/D oranı için, gurup etkisi, zeminin sıkılığının artmasıyla beraber azalmaktadır. Gurup etkisinin (η), s nin yaklaşık olarak (4-5)D olduğu ve kazık guruplarının da 2x1, 3x1 ve 3x2 olduğu konfigürasyonlarda, %100 olduğu gözlemlenmiştir. Diğer faktörler sabit kaldığı zaman, gurup etkisi L/D oranının artmasıyla azalmaktadır. Dash ve Pise (2003) günümüze kadar yapılan çalışmaların temelinde, kazık temelin çekme kapasitesinin özellikle kazık ile zemin arasındaki yüzey sürtünmesine bağlı olduğunu vurgulamışlardır. Kazıkların üst yapıdan dolayı eş zamanlı olarak ilave basınç yüklerine maruz kaldıkları için, kazığın çekme kapasitesi üzerinde bu ilave yüklerin nasıl bir etki yaptığı konusunda çok az çalışma olduğunu vurgulamışlardır. Dolayısıyla, basınç yükünün büyüklüğünün etkisi ve basınç altındaki kazıkların nihai kapasitelerinin % 0, 25, 50, 75 ve 100 basınç yük kademelerinin, eş zamanlı olarak yüklenerek basınç yüklerinin, model kazıkların çekme dayanımı üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla laboratuarda ölçüleri 620mm 600mm 760mm olan kasa içerisinde, değişik gömülme oranları L/D için, gevşek ve sıkı kum içerisinde model deneyler yapılmıştır (Şekil 2.16). Kum sıkılığının; model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla, gevşek kum (rölatif sıkılığı, R.D=%35) için γk=1.5 g/cm 3 ve sıkı kum (R.D=%80) için 1.64 g/cm 3 olacak şekilde, iki farklı sıkılıkta hazırlanarak deneyler yapılmıştır. 27

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Gömülme oranının; model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla, L/D=8, 16 ve 24 olacak şekilde, 3 farklı gömülme oranı seçilmiştir. İlave basınç yüklerinin model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla, model kazıkların basınç altındaki taşıma kapasitelerinin %25, 50, 75 ve 100 ü kadar bir ilave yük altında deneyler yapılmıştır. Mekanik Pompa Mesafe Düzenleyicisi Yük Halkası İlave Yük Deplasman Ölçer Model Kazık Kum Kasa Şekil 2.16. Deney Düzeneği (Dash ve Pise, 2003) 28

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Deneysel çalışmalardan aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir. İlave basınç yükleme kademesi, kazığın net çekme kapasitesini etkileyen önemli bir parametredir. Kazığın net çekme kapasitesi, ilave basınç yüklerinin artmasıyla beraber bir azalma göstermiştir. Ayrıca, aynı basınç yükü altında ve aynı gömülme oranı için, kazığın net çekme kapasitesindeki azalma oranı gevşek kumda, sıkı kuma göre çok daha fazla olmuştur. Kazığın net çekme kapasitesindeki bu azalma, ilave basınç yükünün zemin ile kazık arasındaki sürtünme açısı δ nın azalmasına sebep olmasıyla açıklanmaktadır. Zemin ile kazık ara yüzeyindeki sürtünme açısına bağlı olarak; kazıkların çekme kapasitesini teorik olarak ifade eden Chattopadhyay ve Pise (1986) metodu ile bulunan değerler, mevcut deney sonuçları ile uyum içerisinde olduğu görülmüştür. Dickin ve Leung (1990) laboratuarda yapmış oldukları santrifüj deneylerde, kum içerisindeki geniş tabanlı kazıkların çekme davranışını gömülme oranı, kazık taban çapı ve kum sıkılığı etkilerini göz önünde bulundurarak araştırmışlardır. Ayrıca düz kazıklarla karşılaştırmak amacıyla deneyler yapılmıştır. Yapılan araştırma sonucunda, çan kazıkların çekme kapasitesinin, kazığın gömülme oranı ve kum sıkılığından önemli derecede etkilendiği gözlenmiştir. Sıkı kumdaki kazıkların çekme kapasitesinin, ankraj plakaları üzerinde yapılmış önceki çalışmalarla ve diğer deneysel uygulamalarla uyum içerisinde olduğu, fakat gevşek kumda ise bu uygulama sonuçlarına göre önemli derecede düşük değerler verdiği gözlemlenmiştir. Ayrıca sıkı kumdaki deneyler, ankraj plakaları üzerinde santrifüj deneyleri sonucunda elde edilen amprik ifadelerle ve sonlu elemanlar yöntemine dayanan bir programla karşılaştırıldığında, sonuçlar arasında makul bir ilişki olduğu gözlenmesine rağmen, ankraj plakaları için yapılmış olan çok sayıda teorik yaklaşımlarla karşılaştırıldığında hem gevşek hem de sıkı kum için, teorik yaklaşımların aşırı büyük değerler verdiği ifade edilmektedir. Dickin ve Leung (1992) laboratuar santrifüj model deneylerde, kum içerisindeki geniş tabanlı kazıkların çekme kapasitesi üzerinde, kazık gövde çapının taban çapına oranı ve kazık taban açısının etkilerini araştırmışlardır. Çap oranındaki 29

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR artış ve kazık taban açısındaki artış, kazığın net çekme kapasitesinde ve yenilme anındaki yer değiştirmesinde bir azalmaya neden olmuştur. Bu durumun, ankraj plakaları ile çan kazıkların çekme kapasitesi arasındaki farklılığı gösterdiği iddia edilmektedir. Ayrıca, model çan kazıklar ile ankraj plakalarının yenilme mekanizmaları için yapılan çalışmalar, temel tipleri arasında önemli ölçüde farklı davranış karakteristiklerinin olduğunu göstermiştir. Çan kazıkların ankraj plakalarına göre daha düşük çekme kapasitelerinin olması, daha düşük zemin yer değiştirmelerinin olmasıyla açıklanmıştır. Son olarak çan kazıkların amprik dizayn yöntemi için, temel geometrisini de içeren, uygun parametreleri kullanan bir basit ve sürekli ankraj formülünün kullanılmasını önermişlerdir. Ilamparuthi ve Dickin (2000) değişik model geometrileri ve kum sıkılıklarına bağlı olarak, geogrid hücresiyle güçlendirilmiş model çan kazıklar (veya geniş tabanlı kazıklar) üzerinde laboratuarda çekme deneyleri yapmışlar ve çan kazıkların kopma faktörlerini araştırmışlardır. Sonuçta her hangi bir kum sıkılığı için, efektif kopma faktörü ile efektif gömülme oranı arasında çok ender bir ilişki elde edilmiştir. Deneysel kopma faktörleri ankraj temeller için önerilen mevcut bazı teorilerle karşılaştırıldığında, sonuçların uyum içerisinde olduğu ifade edilmektedir. Son olarak model çan kazığın çekme yükü ile yer değiştirmesi arasında hiperbolik bir ilişki kurulmuştur. Bu ilişkinin, nonlineer analizlerde zemin rijitliğini hesaplamak için kullanılabileceğini ileri sürmüşlerdir. Zemin yapısı bazı durumlarda homojen olmamakta ve farklı tabakalardan oluşabilmektedir. Patra, Deograthias ve James (2004) homojen ve tabakalı kum içerisine gömülü geniş tabanlı model kazıkların eksenel ve eğik çekme yükleri altındaki davranışlarını araştırmak amacıyla, 914mm 914mm 62mm boyutlarındaki bir kasa içerisinde, çekme deneyleri yapmışlardır. Deneylerde, model kazık olarak 12mm ve 16mm çaplı yumuşak çelik kullanılmıştır. Deneyler, gömülme oranı L/D=20, 25 ve 30 olacak şekilde, model kazık iki farklı sıkılıktaki kum tabakası içerisine yerleştirilerek yapılmıştır. Burada model kazık, tamamen sıkı ya da tamamen orta sıkı kum içerisine yerleştirilmeyip, gömülme oranının yarısına kadar orta sıkı, diğer yarısı ise sıkı kum içerisinde kalmıştır. Çalışmada, farklı sıkılıktaki zemin tabakalarının, kazık tabanının genişlemesinin ve yük eğim açılarının eksenel 30

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR ve eğik çekme yüklerine maruz, geniş tabanlı kazıkların nihai çekme kapasitesi ve yük-deplasman davranışı üzerindeki etkileri araştırılmıştır. Sonuçta: Kazıkların eksenel ve eğik çekme yükleri altındaki yük-deplasman eğrileri genellikle nonlineer bir davranış göstermiştir. Deneyde kullanılan tüm model kazıklar, eksenel ve eğik çekme yükleri altında 2-8mm aralığında bir yer değiştirme yaparak, nihai çekme kapasitelerine ulaşmışlardır. Model kazığın çekme kapasitesinin, gömülme oranı L/D ile ve kazık taban genişlemesi ile arttığı ve kazığın alt tarafı orta sıkı, üst tarafı ise sıkı kum tabakası içerisinde bulunduğu halde, model kazığın nihai çekme kapasitesinin, kazığın alt kısmı sıkı ve üst kısmı orta sıkı kum içerisinde iken elde edilen nihai çekme kapasitesinden daha büyük olduğu gözlemlenmiştir. Eğik çekme durumunda kazığın maksimum çekme kapasitesinin, kazığın gömülme oranına (L/D), taban genişleme oranına (B/D), çekme yükünün eğimine ve kum sıkılığına bağlı olduğu vurgulanmıştır. Patra ve Pise (2004), tekil kazık ve kazık guruplarının (2 1, 3 1, 2 2 ve 3 2) sıkı kum içerisinde iki farklı gömülme oranında, iki farklı yüzey karakteristiği (pürüzlü-pürüzsüz kazık) için ve kazık gurupları içindeki kazıklar arası mesafenin farklı olmaları hali için, laboratuarda çekme deneyleri yapmışlardır. Araştırmanın temel amacı, kazık guruplarının yük-deplasman davranışını; maksimum çekme kapasitesi için, gurup içerisindeki kazık sayısını ve kazıklar arası mesafenin belirlenmesine yönelik olmuştur. Sonuçta; Kazık guruplarının nihai çekme kapasitelerinin, kazığın gömülme oranına, kazık gurup konfigürasyonuna, zemin-kazık arasındaki sürtünme açısına, guruptaki kazıklar arasındaki mesafeye ve zeminin kayma dayanım açısına bağlı olduğu, Genellikle yük-deplasman eğrilerinin nonlineer bir davranış gösterdiği, ve özellikle belirli deplasman değerinde, pürüzlü kazık guruplarının pürüzsüz olana göre daha büyük çekme kapasitesi verdiği, Her bir kazığın nihai çekme kapasitesinin, guruptaki kazıklar arası boşluğun artmasıyla lineer olarak değiştiği, 31

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Ayrıca pürüzsüz kazık guruplarının, kazık nihai çekme kapasitesine yaklaşık olarak kazık çapının %0.5-2.5 katı bir deplasmanda, pürüzlü durumda ise kazık çapının %1-5 katı bir deplasmanda ulaştığı, Gömülme oranı L/D=12 için, pürüzsüz kazık guruplarındaki her bir kazığın nihai çekme kapasitesi, tekil kazığın nihai çekme kapasitesinden daha düşük olurken, bu durumun pürüzlü kazık gurubunda tam zıt bir davranış gösterdiği, Gömülme oranı L/D=38 için, pürüzlü kazık guruplarında her bir kazığın nihai çekme kapasitesinin, gurup içerisindeki kazık sayısının artmasıyla ve ayrıca gurup kazık içerisinde tek bir sıra kazık konfigürasyonundan kare veya dikdörtgen şekle geçilmesiyle bir azalma gösterdiği, Kazık gurup etkisinin h, guruptaki kazıklar arası mesafenin artmasıyla yaklaşık olarak lineer bir şekilde artış gösterdiği, Ayrıca deney sonuçlarının, Das ve ark. (1976), Siddamal (1989) ve Chattopadhyay (1994) gibi araştırmacıların ileri sürdükleri yaklaşımlarla, yakın bir ilişki içerisinde olduğu gözlenmiştir. Maharaj ve ark. (2004) yapmış oldukları çalışmada, çeşitli kesitlerdeki tekil kazık ve kazık guruplarının çekme kapasitelerini, düzlem şekil değiştirme koşulu ile nonlineer sonlu elemanlar yöntemiyle araştırmışlardır. Bu çalışmada, enine doğrultudaki her bir kazık gurubu, toplam kazık sayısına göre eşdeğer şeritlere dönüştürülmüştür. Kazık başlıklarının, her bir kazığın çekme yükü altında aynı düşey deplasman yaptığı düşünülmüştür. Sistemdeki kazık başlığı, kazık ve zemin dört düğümlü izoparametrik eleman olarak tanımlanıp, zemin ortamı, Drucker-Prager metoduna göre elastoplastik ortam olarak modellenmiştir. Sonuçta kazık gurupları ve tekil kazıkların yük-deplasman eğrileri elde edilerek, Çekme yükü altındaki değişken kesitli kazığın yük taşıma kapasitesi, aynı beton hacmine sahip düz kazığın yük taşıma kapasitesinden daha büyük bulunmuştur. Gurup içerisinde kazıklar arasındaki etkileşimin, kazıklar birbirine yakınken daha fazla, uzak olduğunda ise daha az olduğu bulunmuştur. Tekil kazığın çekme kapasitesinin, değişken kesitli kazık gurupları içerisindeki her bir kazığın çekme kapasitesinden daha büyük olduğu ifade edilmiştir. 32

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR Chattopadhyay ve Pise (1986) yapmış oldukları çalışmada, kum içerisine gömülü, dairesel kazıkların nihai çekme kapasitesini hesaplamak için analitik bir yöntem geliştirmişlerdir. Bu analitik yöntemde, zemin içerisindeki yenilme yüzeyinin eğri olduğu varsayılarak, dairesel düz bir kazığın net çekme kapasitesi (2.28) eşitliğiyle ifade edilmiştir. P u (Net) 2 = A1 * π* D * L (2.28) Bu ifadedeki A 1 katsayısı, kazığın net çekme kapasite faktörü olarak tanımlanmıştır. Bu yöntemde; Kazığın nihai çekme kapasitesi ve bunun yanı sıra ortalama yüzey sürtünme değerleri üzerinde uygun mantıksal bir analiz yapılarak, nihai çekme kapasitesi ile ortalama yüzey sürtünmesi değerleri için gömülme oranı, kazık sürtünme açısı δ, kayma dayanım açısı φ gibi parametrelerin etkilerini içine alan bir yaklaşım yapılmaktadır. Ortalama yüzey sürtünmesinin sabit bir değere ulaştıktan sonraki derinliği kritik gömülme derinliği olarak tanımlamışlardır. Ayrıca ortalama yüzey sürtünmesinin yalnız kumun kayma mukavemeti açısına bağlı olmadığı, aynı zamanda önemli derecede kazık sürtünme açısına da bağlı olduğu bulunmuştur. Sonuç olarak, mevcut teoriler içerisinde ileri sürülen bu yöntem, hem model hem de arazi deney sonuçlarıyla karşılaştırıldığında, ortalama yüzey sürtünmesi ve nihai çekme dayanımı için makul değerler vermekte olduğu gözlemlenmiştir. 2.5. Zemin Çivilerinin Çekme Kapasitesi Zemin çivisi yöntemleri, zemin kazısında ve şev stabilizasyonunda yaygın olarak kullanılmaktadır. Burada amaç, daha kompakt bir zemin kütlesi elde etmektir. Bunun için zemin çivileri birbirlerine yakın olarak, zemin içerisine ya gömülürler ya 33

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR da çakılırlar. Bu yöntemin avantajları ise düşük maliyet, hızlı imalat ve uygulama sırasındaki revize edilebilir olmasındaki esneklikdir. Arazi deneyleri ve teorik analizler göstermiştir ki, sıradan bir kazıda veya dik şev stabilizasyon uygulamalarında kullanılan zemin çivileri daha çok eksenel kuvvetlere maruz kalmaktadır (Pedley, 1990; Shewbridge ve Sitar, 1990; Jewell ve Pedley, 1992; Raju, 1996). Dolayısıyla zemin ile çivi ara yüzeyinde oluşan sürtünme kuvvetinin zemin kütlesinin stabilizasyonuna çok daha büyük katkıda bulunacağı aşikardır. Elias ve Juran (1991) yapmış oldukları çeşitli zemin çivisi çekme deneylerine göre, zemin çivisinin zemin içerisine yerleştirme işleminin, çevredeki zemin ile zemin çivisi arasında oluşan sürtünme dayanımı hesabını çok önemli ölçüde etkilediğini ifade etmişlerdir. Arazi uygulamaları genellikle, önce sondaj çukurlarının açılması ve zemin çivisini oluşturan donatıların yerleştirilmesi sonrasında, geçirimli çakıl tabakaları içerisine kolayca penetre olabilen, yüksek çekme mukavemetleri veren akışkan çimentolar ile enjeksiyon yapılması şeklindedir. Bu uygulamada zemin çivisinin yüzey pürüzlülüğü çimento kıvamına, enjeksiyon basıncına ve zemin danelerinin sıkılığı gibi bir çok parametreye bağlı olduğu ifade edilmektedir. Zemin çivi guruplarının çekme davranışı ve yüzey pürüzlülüğü üzerinde kaynaklarda çok fazla çalışma bulunmadığından, Hong, Wu ve Yang, (2003) bir kum kasası içerisinde, tekil ve gurup zemin çivisi üzerinde model çekme deneyleri yapmışlardır. Deneysel programda yüzey pürüzlülüğü, çivi boyunun çapına oranı, jeolojik yük ve çiviler arasındaki mesafe gibi parametrelerin, zemin çivilerinin çekme davranışı üzerinde etkileri olduğu bulunmuştur. Yapmış oldukları deneylerde, alüminyum alaşımlı tüpler üzerinde farklı yüzey pürüzlülüğü elde etmek için, çeşitli vida boyutlarını atölyede işleyip, sondaj çukuruna yerleştirip, zemin çivileri ile zemin arasında istenilen kenetlenmeyi sağlayan enjeksiyon yaparak üretilen zemin çivilerine benzetmek için basit bir metot kullanmışlardır. Zemin çivisi olarak, dış çapı 9mm ve iç çapı 4.8mm olan alüminyum alaşımlı tüpler kullanılmıştır. Deneylerde zemin çivisinin yüzey pürüzlülüğü için, tüp üzerinde açılan vida derinliği sırasıyla, 0.42, 0.65 ve 0.87mm olarak seçilmiştir. Dolayısıyla vida adım derinliğinin 0.42, 0.65 ve 0.87mm olması durumunda elde edilen yüzey pürüzlülüğü faktörleri 34

2.ÖNCEKİ ÇALIŞMALAR Ahmet DEMİR sırasıyla R=0.144, 0.236 ve 0.335 olarak tespit edilmiştir. Pürüzsüz tüpün pürüzlülük faktörü ise, sıfır olarak alınmıştır. Farklı yüzey pürüzlülüğü ile zemin çivisinin çekme kapasitesinin nasıl değiştiğini gözlemek amacıyla, gömülme oranı L/D=30 olacak şekilde 98 kpa sürşarj gerilmesi altındaki 4 farklı yüzey pürüzlülüğüne sahip tekil zemin çivisi üzerinde çekme deneyleri yapılmıştır. Yapılan deney sonuçlarına göre: Zemin çivisinin çekme kapasitesinin yüzey pürüzlülüğünün artmasıyla arttığı, Ayrıca pürüzsüz zemin çivisi (R=0) üzerinde elde edilen maksimum çekme kuvveti, çok küçük deplasmanlarda (<0.2mm) meydana gelirken, pürüzlü zemin çivilerinde elde edilen maksimum çekme yüklerinin ise nispeten daha büyük deplasmanlarda (1.5-2.1mm) oluştuğu, Raju (1996) tarafından da gözlemlendiği gibi, pürüzsüz bir zemin çivisinin çekme yükü-yer değiştirme davranışının daha çok elastoplastik bir davranışa benzediği, pürüzlü zemin çivilerinde ise yumuşak kayma gerilmeli bir davranış gözlendiği, Yine yüzey pürüzlülüğünün çekme deneyi sırasında pürüzlülüğe bağlı olarak zemin içerisinde çok derin iniş-çıkışlar yapan ve olağan dışı bir yük-deplasman davranışı ortaya çıkardığı ifade edilmektedir. Zemin çivisinin çekme kapasitesi üzerinde incelenen diğer bir parametre ise, gömülme oranı L/D nin etkisidir. Bu parametrenin etkisini araştırmak amacıyla, pürüzsüz (R=0) ve pürüzlülük faktörü (R=0.236) olan zemin çivisi üzerindeki gömülme oranları L/D=10, 20, 30, 40 ve 50 olacak şekilde ve 98 kpa sürşarj gerilmesi altında çekme deneyleri yapılmıştır. Deney sonuçlarına göre; Pürüzlü zemin çivilerinin daha büyük gömülme oranları için, maksimum göçme yüklerine daha büyük yer değiştirmelerde ulaşıldığı, ayrıca iniş-çıkışlı davranışın da daha açık olarak gözlenebildiği, Her iki zemin çivisi (R=0 ve R=0.236) için de maksimum çekme yüklerinin gömülme oranı (L/D) nin artmasıyla arttığı ifade edilmiştir. 35

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3. DENEYSEL ÇALIŞMA 3.1. Giriş Bu bölümde, öncelikle deney düzeneği, deneylerde kullanılan zemin ve ölçüm aletleri ile deneysel çalışma programı açıklanıp, deneylerden elde edilen sonuçlar sunulmuştur. 3.2. Deney Düzeneği Deneysel çalışmada, kum zeminler içerisine gömülü model kazıklar üzerinde çekme deneyleri yapılarak; sıkılık, pürüzlülük, temel boyutu ve farklı gömülme derinliklerinin, kazığın net çekme kapasitesine etkileri araştırılmıştır. Çalışmada, model kazık olarak metalden yapılmış iki farklı çapta dairesel kazıklar ve bu model kazıkların çekme kapasitelerini ölçmek için STCS S tipi yük hücresi kullanılmıştır. 3.2.1. Deney Kasası Model kazıkların çekme kapasitelerinin araştırılması ile ilgili çalışmalar, Çukurova Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Laboratuarında mevcut 70cm 70cm plan boyutlarında ve 70cm yükseklikteki kare kesitli kasa içerisinde gerçekleştirilmiştir (Şekil 3.1. ve 3.2.). Deney kasası iskeleti çelik profilden olup, ön ve arka yüzü 8mm kalınlığında cam, yan yüzler ile alt taban ise, 20mm kalınlıkta ahşap malzemeden imal edilmiştir (Yıldız, 2002). 3.2.2. Model Kazık Temel Deneysel çalışmada, dış çapı 17mm, et kalınlığı 2.2mm ve yüksekliği 340mm ile, dış çapı 34mm, et kalınlığı 3.2mm ve yüksekliği 340mm olan iki farklı boyutta metalden imal edilen model kazıklar kullanılmıştır. Deneyler sırasında, çekme 36

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR nedeniyle herhangi bir sınır etkisinin oluşmaması için, model kazıkların merkezde olmasına dikkat edilmiştir. Çekme Motoru Mekanik Pompa Deplasman Ölçer Yük Halkası L Model Kazık H=70cm D Deney Kumu W=70cm Şekil 3.1. Deney Düzeneği 37

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Şekil 3.2. Deney Kasası 3.2.3. Yükleme Sistemi Deneylerde kullanılan yükleme sistemi, Çukurova Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Laboratuarındaki yükleme iskeletine, CONTROLS firması tarafından imal edilen 45 kn kapasiteli, mekanik kriko ile farklı çekme hızlarına sahip çekme motorundan oluşmaktadır. 3.2.4. Yük Halkası Deneylerde model kazık temellere gelen çekme yük değerlerini okumak için, ESİT firması tarafından üretilen ve teknik özellikleri Çizelge 3.1 de verilen, yük halkası kullanılmıştır (Şekil 3.3.). Yük halkasında bulunan yük transduceri yardımı 38

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR ile, tüm okumalar data logger cihazına aktarılmıştır. Bu yük halkasının en önemli özelliği, hem basınç hem de çekme durumunda kullanılabilir olmasıdır. Çizelge 3.1. Yük Halkası KATALOG NO KAPASİTE MAKSİMUM MALZEME AĞIRLIĞI (kg) HATA (%) (DIN) (G) STCS S TİPİ 50 ±0.03 Paslanmaz Çelik 480 STCS S TİPİ 100 ±0.03 Paslanmaz Çelik 480 Şekil 3.3. Yük Halkası 39

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.2.5. Düşey Deplasman Transduceri Çekme nedeniyle model kazık temelinin merkezinde meydana gelen düşey deplasmanları ölçmek için, ELE firması tarafından üretilen 0.0-9.999mm arasında okuma alabilen EL27-1355 seri numaralı, düşey deplasman transducerleri kullanılmıştır (Şekil 3.4.). Her bir deney için, zemin yüzeyinde 2 farklı noktada düşey deplasman ölçümleri alınarak, model kazığın yenilme eğrisi için, bu iki okumanın ortalaması alınmıştır. Şekil 3.4. Düşey Deplasman Transducerleri 40

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.2.6. ADU (Data Kaydetme Ünitesi) Deney sırasında çekme yükleri ve düşey yer değiştirmeler transducerler yardımıyla, EL27-1495 seri numaralı ve 8 kanal girişli, ADU data logger cihazına aktarılmıştır (Şekil 3.5.). Bu veriler daha sonra bilgisayar ortamında, DIALOG programı yardımıyla sayısal değerlere dönüştürülmüştür. 3.2.7. Titreşim Cihazı Deneyde kullanılan kum numuneleri, deney kasası içerisine tabakalar halinde ve belli bir sıkılık oranında yerleştirilmiştir. Bu amaçla deney kasasının duvarları ölçeklendirilmiştir. Her bir tabakanın istenilen sıkılık oranında sıkıştırılması için, elektrikle çalışan, BOSCH GBH 2-24 DSE titreşim cihazı kullanılmıştır (Şekil 3.6.). Sıkıştırma sırasında üniform sıkılık elde etmek ve kum danelerinin ezilmesini önlemek amacıyla, titreşim cihazının uç kısmına 13cm 13cm boyutlarında ve 20mm kalınlığında, derlin malzemeden yapılmış bir plaka monte edilmiştir. 3.3. Zemin Özellikleri Deneysel çalışmalarda, Çukurova bölgesi, Seyhan nehir yatağından getirilen kum numuneler kullanılmıştır. Kum numuneler üzerinde, zemini sınıflamaya yönelik ve mukavemet özelliklerini tespit etmek için, bir gurup deneyler yapılmıştır. Bu deney sonuçlarına göre, kullanılan kumun zemin sınıfı, kötü derecelenmiş ince ve temiz kum (SP) ve dane birim hacim ağırlığı γ s =2.68 g/cm 3 olarak bulunmuştur (Yıldız, 2002). Ayrıca kuru birim hacim ağırlığı γ k =1.71 g/cm 3 olacak şekilde hazırlanmış kum numuneler üzerinde, zeminin kayma mukavemet parametrelerini tespit etmek için, yapılan kesme kutusu ve drenajlı üç eksenli basınç deneyleri sonucunda, kayma mukavemet açısı, φ=41 ve kohezyon c=0 kg/cm 2 olarak bulunmuştur. Zeminin granülometrik dağılımıyla ilgili özellikler Çizelge 3.2 de sunulmuştur (Yıldız, 2002). 41

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Çizelge 3.2. Elek Analizi Sonuçları GRANÜLOMETRİK PARAMETRELER Kaba Daneli Kum Yüzdesi Orta Daneli Kum Yüzdesi İnce Daneli Kum Yüzdesi Efektif Dane Çapı, D 10 D 30 D 60 Zemin Sınıfı BİRİM % % % mm mm mm - DEĞER 0.0 34 66 0.26 0.30 0.40 SP Şekil 3.5. ADU Cihazı ve Bilgisayar Data Logger Sistemi 42

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Şekil 3.6. Titreşim Cihazı 3.4. Deney Yöntemi 3.4.1. Aletlerin Kalibrasyonu Deneyler sırasında, yük ve deplasman ölçümlerinin doğru bir şekilde yapılabilmesi için, deneyler öncesi yük halkası ve deplasman transducerlerinin kalibrasyonu yapılmıştır. Yük halkası kalibrasyon tablosu ve grafiği Çizelge 3.3 ve Şekil 3.7 de verilmektedir. Transducerlerin kalibrasyon tablosu ve grafiği ise, Çizelge 3.4 ve Şekil 3.8 de görülmektedir. 43

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Çizelge 3.3. Yük Halkası Kalibrasyon Tablosu YÜK DEĞERİ (G) MONITÖR OKUMASI 1008.02 42.00 2009.01 84.00 3017.03 126.00 4020.07 168.00 5021.14 209.50 10060.19 420.00 20097.33 839.00 40099.76 1674.00 45000 40000 y = 23,955x - 0,8832 R2 = 1 35000 30000 Yük Değeri (g) 25000 20000 15000 10000 5000 0 0 500 1000 1500 2000 Monitör Okuması Şekil 3.7. Yük Halkası Kalibrasyon Eğrisi 44

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Çizelge 3.4. Transducerlerin Kalibrasyon Tablosu 1. Transducer 2. Transducer Yer Değiştirme (mm) Monitör Okuması Yer Değiştirme (mm) Monitör Okuması 0.00 0.00 0.00 0.00 0.25 62.85 0.25 66.50 0.50 129.85 0.50 118.50 0.75 190.35 0.75 191.00 1.00 253.85 1.00 252.50 1.50 377.20 1.50 379.00 2.00 500.50 2.00 505.50 2.50 620.85 2.50 633.50 3.00 750.85 3.00 761.00 4.00 1008.00 4.00 1016.00 5.00 1266.50 5.00 1272.30 6.00 1520.80 6.00 1528.00 7.00 1772.50 7.00 1783.00 1. Transducer 2. Transducer 8 7 y = 0,004x + 0,0081 R 2 = 0,9999 8 7 y = 0,0039x + 0,0098 R 2 = 1 Yer değiştirme (mm) 6 5 4 3 2 Yer değiştirme (mm) 6 5 4 3 2 1 1 0 0 0 1000 2000 0 1000 2000 Monitör Okuması Monitör Okuması Şekil 3.8. Transducerlerin Kalibrasyon Grafikleri 45

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.4.2. Deneyin Yapılışı 1. Öncelikle model kazık, deney kasasının merkezine gelecek şekilde yerleştirildi. 2. Kum numuneleri, deney kasası içerisine birim hacim ağırlığı, gevşek halde γ k =1.50 g/cm 3 ve sıkı halde ise, γ k =1.71 g/cm 3 olacak şekilde, 5cm lik tabakalar halinde dinamik yöntem kullanılarak yerleştirilmiştir. Yapılan tüm deneylerde, kazığın çekme kapasitesini etkilemeyecek olan kazık tabanından 25cm lik derinlikteki bir kum tabakasına sıkıştırma işlemi uygulanmamıştır. İstenilen sıkılığı deney koşullarında sağlamak amacıyla, deney kasasının kenarları ölçeklendirilmiş ve her bir tabaka için gerekli olan kum ağırlığı önceden hesaplanarak, kontrollü bir şekilde sıkıştırma işlemi yapılmıştır. Ayrıca, her bir tabakada dolgu yüzeyinin düzgün olup olmadığı su terazisi yardımıyla kontrol edilmiştir. 3. Çekme yükü, yük halkası ile model kazık arasındaki bir zincir yardımıyla sağlanmış olup, uygulanan yükün eksantrik olmamasına dikkat edilmiştir. Deneyler, model kazık ile mevcut kum zemin arasında yenilme koşulunun oluşmasına kadar, elektrikli bir motor yardımıyla, 0.0221 mm/sn lik sabit bir yer değiştirme hızı altında yapılmıştır. 4. Her bir deneyde, model kazık taşıma kapasitesine ulaşana kadar saniyede 4 okuma alacak şekilde, deplasman değerleri ve buna karşılık gelen yük değerleri bilgisayar ortamına aktarılmıştır. 5. Yukarıdaki işlemler dört farklı gömülme oranı (L/D=5, 10, 15 ve 20 D=Temel çapı, L=Gömülme derinliği) için tekrarlanmıştır. 3.5. Deney Programı Bir model kazığın çekme kapasitesi, genellikle temelin kendi ağırlığı, serbest yüzey boyunca sürtünme direnci ve kazık taban seviyesi üzerindeki serbest bölge içerisinde kalan zeminin ağırlığından oluşmaktadır. Kum zeminlerin davranışına etki eden en önemli faktör kumların sıkılığıdır. Ayrıca kazıkların çekme kapasitesi; temel boyutu, gömülme derinliği ve kum-kazık arasında kalan ara yüzeyin sürtünme derecesi ile değişmektedir. Bu çalışmada, sözü edilen parametrelerin düz model 46

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkilerini araştırmak amacıyla, aşağıdaki deneyler yapılmıştır: Model deneylerde kum numuneler kasa içerisine, sıkı ve gevşek halde yerleştirilmek suretiyle, kum zeminlerde sıkılık oranının model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisinin belirlenmesi için, Model deneylerde, kasa içerisine istenilen sıkılıkta yerleştirilmiş olan kum yatağı ile model kazık arasında kalan ara yüzeyin sürtünme derecesinin, model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisinin belirlenmesi için, Model çekme kazığın farklı gömülme oranları için L/D=5, 10, 15 ve 20 (L=Model kazığın gömülme derinliği, D=Kazık çapı) çekme kapasitesi davranışının belirlenmesi için, D=17mm ve D=34mm çapındaki model kazıklar üzerinde, temel boyutunun model çekme kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla, 2 ve 4kg lık bir sürşarj yükü altında, D=17mm çaplı model kazık üzerinde farklı gömülme oranları ve kum sıkılığı için sürşarj yükünün, model kazığın çekme kapasitesi üzerindeki etkisini araştırmak amacıyla, deneyler yapılmıştır. 3.6. Deney Sonuçları 3.6.1. Sıkılığın Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi Kum zeminlerde, kayma mukavemeti parametrelerinden kohezyon c, sıfır değerini aldığı için, kayma mukavemeti denklemi τ = σ tan φ (3.1) şeklinde ifade edilmektedir. Bu duruma göre kayma mukavemeti ve dolayısıyla taşıma kapasitesi, φ açısına bağlıdır. Kumlarda kayma mukavemeti açısı (φ) değerini etkileyen en önemli faktör ise, kumun sıkılık derecesidir. φ açısını etkileyen diğer faktörler ise, dane çapı dağılımı, dane biçimi ve danelerin mineral yapısıdır. Kum 47

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR zeminin, kuru veya su altında olması, φ açısını çok az etkilemektedir (Özaydın, 1989). Deneylerde farklı sıkılık oranlarında hazırlanmış, kum zemin içerisine gömülü model kazığın çekme kapasitesi araştırılmıştır. Deneylerde kum numuneleri iki farklı sıklılıkta kasa içerisine yerleştirilmiştir. Gevşek hal için γ k =1.50 gr/cm 3 ve sıkı hal için γ k =1.71 gr/cm 3 olacak şekilde, iki farklı sıkılıkta 5cm lik tabakalar halinde yerleştirilmiştir. Deney programının tamamında, çekme deneyi sırasında, yükün kazığa eksenel etkimesi amacıyla kum dolgular kasa içerisine yerleştirilirken öncelikle kazık etrafı beslenmiştir (Şekil 3.9.). Şekil 3.9. Kum Dolguların Kasa İçerisine Yerleştirilmesi Ayrıca sıkılık faktörünün çekme kazıkların nihai çekme kapasiteleri üzerindeki etkisini görmek amacıyla, D=17mm çaplı model kazık üzerinde, hem gevşek hem de sıkı kum koşulları, deney sonunda elde edilen yük-deplasman eğrileri Şekil 3.10 da görülmektedir. 48

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Çekme deneyleri sonucunda kazığın nihai çekme kapasitesi, yük-deplasman eğrileri üzerinde, eğrinin asimtot yapmaya başladığı noktadaki yük ve bu yüke karşılık gelen yer değiştirme göçme anındaki deplasman olarak tanımlanmıştır (Şekil 3.10). Bu grafikte aynı kazık geometrileri (D=17mm ve L=170mm) üzerinde yapılan çekme deneyleri sonucunda, model kazığın nihai çekme kapasitesi, sıkılık koşuluna bağlı olarak, sıkı halde iken 1741g ve buna karşılık gelen yer değiştirme 0.546mm olurken; gevşek halde ise, 666g ve bu göçme yüküne karşılık gelen yer değiştirme 0.213mm olarak tespit edilmiştir. 2000 1800 1600 Çekme Yükü, Q(g) 1400 1200 1000 800 600 400 200 Sıkı (L/D=10) Gevşek (L/D=10) 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 Düşey Yer Değiştirme, (mm) Şekil 3.10. D=17mm Çaplı Kazığın Sıkı ve Gevşek Kum Ortamında Yük- Deplasman Eğrilerinin Karşılaştırılması Deney sonuçlarına göre pürüzlülük koşulu ve farklı gömülme oranlarına bağlı olarak, sıkı kum içerisine gömülü çekme kazıkların nihai çekme kapasitelerinin, 49

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR gevşek kumda elde edilen çekme kapasitelerinden en az 1.77, en fazla ise 12.61 kat daha büyük olduğu gözlemlenmiştir. Kum sıkılığının model çekme kazıkların çekme kapasiteleri üzerindeki etkilerini araştırmak amacıyla deneyler, model çekme kazığı olarak, D=17mm ve D=34mm çapındaki kazıklar üzerinde farklı gömülme oranları (L/D=5, 10, 15 ve 20) için yapılmış olup, deneylerden elde edilen sonuçlar toplu olarak Çizelge 3.5 de verilmektedir. 3.6.2. Pürüzlülüğün Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi Statik olarak çekme yüklerinin uygulandığı düz yüzeyli kazıkların yüzey sürtünme dayanımı, basınç kazıklarındaki yüzey sürtünmesiyle aynı hesaplanmaktadır. Bazı deney sonuçları kazık gövdesinin yüzey sürtünmesinden dolayı oluşan çekme dayanımının, basınç altında oluşan yüzey sürtünme dayanımından daha küçük olduğunu göstermiştir. Granüler zeminlerde bu oran en az %50 civarındadır. Genellikle basınç durumunda emin taşıma kapasitesi için 3 gibi bir güvenlik faktörü alınmakta olup, kohezyonlu ve kohezyonsuz zeminlerdeki kazıkların çekme kapasitesini hesaplarken de aynı güvenlik faktörü kullanılmaktadır. Özellikle çekme kazığın taşıma gücüne ulaşana kadar yapmış olduğu düşey yer değiştirme, kazık çapının %0.5-1 katı ile sınırlandırılmıştır (Tomlinson, 1994). Kohezyonsuz zeminler ile katı killerin maksimum sürtünme dayanımı yumuşak konsolide killerden çok daha büyüktür. Yüzey sürtünme dayanımı genellikle maksimum bir değere ulaştıktan sonra azalır. Bu azalma, kohezyonsuz zeminler ve yumuşak killer için, genellikle çok küçüktür (Broms, 1978). Yüzey pürüzlülüğünün kazıkların nihai çekme kapasiteleri üzerindeki etkisini görmek amacıyla, D=34mm çaplı model kazık üzerinde, kazığın hem pürüzlü hem de pürüzsüz olması halinde deneyler yapılmıştır. Deneyler sonunda elde edilen yükdeplasman eğrileri Şekil 3.11 de görülmektedir. Bu grafikte aynı kazık geometrileri (D=34mm ve L=255mm) üzerinde yapılan çekme deneyleri sonunda, model kazığın nihai çekme kapasitesi, pürüzlü halde 24786.8g ve buna karşılık gelen yer değiştirme 50

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 1.021mm olurken, pürüzsüz halde, kazığın nihai çekme kapasitesi 11052.0g ve bu göçme yüküne karşılık gelen yer değiştirme ise 0.970mm olarak elde edilmiştir. 30000 25000 Pürüzsüz (L/D=7.5) Pürüzlü (L/D=7.5) 20000 Çekme Yükü, Q(g) 15000 10000 5000 0 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 Düşey Yer Değiştirme, (mm) Şekil 3.11. D=34mm Çaplı Kazığın Pürüzlülük Durumuna Bağlı Çekme Kapasitesinin Değişimi Mevcut araştırmada ayrıca 17mm çaptaki model kazık üzerinde de, kazığın hem pürüzsüz hem de pürüzlü olması durumunda, çekme deneyleri yapılmıştır. Deney sonuçları, kazıkların pürüzlü iken çekme kapasitelerinin, pürüzsüz duruma göre gömülme oranına (L/D) ve zemin sıkılığına bağlı olarak 1.11-8.25 kat daha büyük olduğunu göstermiştir (Çizelge 3.5). 51

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.6.3. Gömülme Oranının Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi Gömülme oranı L/D nin, kazıkların çekme kapasiteleri üzerinde, nasıl bir etki yaptığını görmek amacıyla, D=34mm çaplı model kazık üzerinde, farklı gömülme oranları için elde edilen yük-deplasman eğrileri Şekil 3.12 de verilmektedir. 18000 SIKI KUM 15000 Çekme Yükü, Q(g) 12000 9000 6000 L/D=10 L/D=5 L/D=7.5 L/D=2.5 3000 0 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 Düşey Yer Değiştirme, (mm) Şekil 3.12. D=34mm Çaplı Kazığın Gömülme Oranı (L/D) ile Çekme Kapasitesinin Değişimi Bu grafikte aynı kazık üzerinde (D=34mm) diğer parametreler (sıkılık, temel boyutu ve pürüzlülük) sabit iken, 4 farklı gömülme oranı için (L/D =2.5, 5, 7.5 ve 10) yapılan çekme deneyleri sonucunda, kazığın nihai çekme kapasitesi sırasıyla 2032g, 5050g, 11052g ve 16122g ve bu yüklere karşılık gelen yer değiştirmeler ise, 0.210mm, 0.600mm, 0.970mm ve 1.110 mm olarak tespit edilmiştir. Dört farklı gömülme oranı (L/D=5, 10, 15 ve 20) için, model çekme kazıklar üzerinde yapılan çekme deneylerinden elde edilen göçme yükleri ile yer değiştirmeler arasındaki ilişki toplu olarak Çizelge 3.5 de verilmiştir. Bu deney sonuçlarına göre, kazık nihai çekme kapasitesi L/D nin artmasıyla artmaktadır. 52

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.6.4. Kazık Boyutunun Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi Deneyler, temel boyutunun kazıkların çekme kapasitesi üzerinde nasıl bir etki yaptığını görmek amacıyla, çapı D=17mm ve D=34mm olan, iki farklı çekme kazığı üzerinde yapılmıştır (Şekil 3.13). 2500 2000 D=34mm (L=170mm) D=17mm (L=170mm) Çekme Yükü, Q(g) 1500 1000 500 0 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 Düşey Yer Değiştirme, (mm) Şekil 3.13. Çekme Kazıkların Nihai Taşıma Kapasitesi ile Kazık Temel Boyutu Arasındaki İlişki Bu grafikte farklı kazık geometrileri (D=17mm ve D=34mm) üzerinde yapılan çekme deneyleri sonucunda, model kazığın nihai çekme kapasitesi, kazık çapı D=17mm iken 1246g ve buna karşılık gelen yer değiştirme 1.300mm olurken, D=34mm iken, 2192.8g ve bu göçme yüküne karşılık gelen yer değiştirme ise, 1.510mm olarak tespit edilmiştir. Yapılan deney sonuçlarına göre, kazık çapının artmasıyla çekme kazıkların net taşıma kapasitelerinin de sıkılık, pürüzlülük ve gömülme oranına bağlı olarak 1.16-3.72 kat arttığı gözlenmiştir (Çizelge 3.5.). 53

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR Ayrıca, kazık çekme kapasitesinin, kum sıkılığına, pürüzlülük koşuluna ve gömülme oranına bağlı olarak kazık çapı ve gömülme oranı ile değişimleri, Şekil 3.14, Şekil 3.15, Şekil 3.16 ve Şekil 3.17 de gösterilmektedir. Çizelge 3.5. Kazık Çekme Kapasitesinin Sıkılık, Pürüzlülük, Gömülme Oranı ve Kazık Boyutu ile Değişimi Kum Sıkılığı Sıkı φ=41 D (mm) 17 17 17 17 34 34 34 34 L/D 5 10 15 20 2.5 5.0 7.5 10.0 Q UR (g) 1469.0 5661.0 17915.6 37018.0 2264.4 9565.1 24786.8 54003.9 Pürüzlü Hal Q UR Net(g) 1004.0 5196.0 17450.6 36553.0 1162.4 8463.1 23684.8 52901.9 UR (mm) 0.370 1.330 1.248 1.470 0.679 0.565 1.021 1.166 Q U (g) 966.0 1741.0 3613.0 4487.0 2032.0 5050.0 11052.0 16122.0 Pürüzsüz Hal Q U U Net(g) (mm) 536.0 1311.0 3183.0 4057.0 1002.0 4020.0 10022.0 15092.0 0.530 0.546 0.562 0.565 0.210 0.600 0.970 1.110 Q Q UR U 1.873 3.963 5.482 9.010 1.160 2.105 2.363 3.505 Net Gevşek φ=35 17 17 17 17 34 34 34 34 5 10 15 20 2.5 5.0 7.5 10.0 743.0 1246.0 1992.4 2935.0 1372.1 2192.8 3500.0 4426.0 278.0 781.0 1527.4 2470.0 270.1 1090.8 2398.0 3324.0 1.440 1.300 1.264 1.400 1.340 1.510 1.390 1.739 547.0 666.0 755.0 887.0 1170.0 1315.0 1645.0 2010.0 117.0 236.0 325.0 457.0 140.0 285.0 615.0 980.0 0.040 0.213 0.130 0.140 0.150 0.140 0.201 0.100 2.376 3.309 4.700 5.405 1.929 3.827 3.899 3.392 (Çizelgedeki Q UR, pürüzlü kazığın nihai çekme kapasitesini UR ise, Q UR e karşılık gelen yer değiştirmeyi ifade etmektedir.) 54

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 60000 50000 Qnet= 219,16(L/D) 2-2070,30(L/D) + 6338,50 R 2 = 1,00 Net Çekme Yükü, Qnet (g) 40000 30000 20000 10000 0 Qnet= 140,21(L/D) 2-1109,40(L/D) + 2851,80 R 2 = 1,00 SIKI KUM (φ=41 ) D=34mm D=17mm 0 5 10 15 20 25 Gömülme Oranı, L/D Şekil 3.14. Pürüzlü Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi 20000 Net Çekme Yükü, Qnet (g) 16000 12000 8000 4000 Qnet = 20,12(L/D) 2 + 463,24(L/D) - 2019,00 R 2 = 0,99 SIKI KUM (φ=41 ) D=34mm D=17mm Qnet = 248,70(L/D) - 837 R 2 = 0,97 0 0 5 10 15 20 25 Gömülme Oranı, L/D Şekil 3.15. Pürüzsüz Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi 55

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3750 Net Çekme Yükü, Qnet (g) 3000 2250 1500 750 0 Qnet = 1,053(L/D) 2 + 183,05(L/D) - 714,87 R 2 = 0,99 GEVŞEK KUM (φ=35 ) D=34mm D=17mm Qnet = 4,40(L/D) 2 + 36,54(L/D) - 17,00 R 2 = 1,00 0 5 10 15 20 25 Gömülme Oranı, L/D Şekil 3.16. Pürüzlü Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi 1200 Net Çekme Yükü, Qnet (g) 1000 800 600 400 200 Qnet = 2,051(L/D) 2 + 6,083(L/D) + 37,725 R 2 = 0,99 GEVŞEK KUM (φ=35 ) D=34mm D=17mm Qnet = 21,94(L/D) - 1,50 R 2 = 0,99 0 0 5 10 15 20 25 Gömülme Oranı, L/D Şekil 3.17. Pürüzsüz Kazıkların Çekme Kapasitelerinin Kazık Çapı ve Gömülme Oranı ile Değişimi 56

3. DENEYSEL ÇALIŞMA Ahmet DEMİR 3.6.5. Sürşarj Yükünün Kazık Çekme Kapasitesi Üzerindeki Etkisi Sürşarj yükünün, kazıkların çekme kapasiteleri üzerinde nasıl bir etki yaptığını görmek amacıyla, D=17mm çaplı pürüzlü model kazık üzerinde deneyler yapılmıştır (Şekil 3.18). Şekil 3.18. Sürşarj Yükü Altındaki Model Çekme Kazığı 57