Geoteknik Deprem MühendisliğiGeoteknik Deprem Mühendisliği 6. Geoteknik Sempozyomu 26-27 KasÕm 2015, Çukurova Üniversitesi, Adana 1063

Geoteknik Deprem Mühendisliği

6. Geoteknik Sempozyomu 26-27 Kas m 2015, Çukurova Üniversitesi, Adana

1063

TÜNEL ÇEVRESİ ZEMİNLERİNİN DEPREM SONRASIDAVRANIŞI

POST EARTHQUAKE BEHAVIOUR OF SOILS AROUND TUNELS

Berna UNUTMAZ1

ABSTRACT

The aim of this paper is to investigate the effect of underground circular tunnels on cyclic behavior and liquefaction potential of soils surrounding them. For this purpose, an intensive numerical analyses scheme which includes three-dimensional, finite difference based analyses on generic soil, tunnel and earthquake combinations has been performed. The tunnels with diameters of 5 m and 10 m has been analyzed under 10 m and 15 m overburden. The rigidity of the tunnels is selected based on the shear wave velocities between 100 to 300 m/sec. Four different earthquake records with peak ground acceleration in between 0.10 g and 0.36 g have been used in the analyses. The combinations of these all altering parameters have been analyzed and the most critical situations are tried to be identified. The peak ground accelerations and factor of safeties against liquefaction have been determined and presented in detail. As a result of these analysis, the diameter is found to be ineffective especially near the ground surface and the shallower tunnels cause a higher potential of liquefaction compared to the deeper ones.

Keywords: Soil liquefaction, finite difference method, circular tunnels.

ÖZET

Bu çalışmanın amacı tünellerin çevresinde yer alan zeminlerin deprem sırasında ve sonrasında nasıl davrandığını belirlemektir. Bu amaçla sonlu farklar yöntemine dayanan çok sayıda analiz yapılmış, sonuçlar karşılaştırılarak deprem sırasında oluşacak ekstra yüklerin, tüneller ve zeminin üzerinde bulunan yapılar üzerindeki etkisi belirlenmeye çalışılmıştır. Bu kapsamda yapılan analizlerde 5 m ve 10 m çapındaki tüneller 10 m ve 15 m derinliklerde analiz edilmiştir. Farklı zemin gruplarının tünellerin deprem sonrası davranışları üzerindeki etkisi incelemek için zeminlerin kesme dalga hızları 100 m/s ile 300 m/s arasında değiştirilmiştir. Bu kapsamda maksimum yer ivme değerleri 0.10 g ve 0.36 g arasında değişen dört adet farklı deprem kaydı kullanılmıştır. Bütün bu değişen parametrelerin farklı kombinasyonları denenerek kritik durumlar belirlenmiş ve sonuçlar karşılaştırılmalı olarak sunulmuştur. Analizler sonucunda zeminde oluşan maksimum ivme değerleri ve sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısı değerleri elde edilmiş, bu değerler ayrıntılı olarak sunulmuştur. Bu analizler sonucunda tünel çapının özellikle yüzeye yakın kesimlerde zemin sıvılaşması açısından çok önemli bir parametre olmadığı, daha derinde yer alan tünellerin içinde bulundukları zeminlerde sığ tünellere göre sıvılaşma potansiyellerini azalttığı görülmektedir.

Anahtar Kelimeler: Zemin sıvılaşması, sonlu farklar yöntemi, dairesel tüneller.

1 Doç. Dr., Hacettepe Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected]


1064

doi: 10.5505/2015geoteknik.S090

1. GİRİŞ

Yer altı yapıları insanlık tarihinin ilk çağlarından beri su temini, maden işletmeleri, savaş taktiği gibi çeşitli amaçlarla kullanılmaktadır. Günümüzde ise özellikle artan arsa fiyatları ve yerleşim yeri sıkıntısı bizleri yerin altını daha çok ve daha planlı bir şekilde kullanmaya zorlamaktadır. Artan yer altı yapıları, özellikle ulaşım için kullanıldığından deprem gibi acil durumlarda bu yapıların mutlaka sağlam kalmaları ve faaliyetlerine devam etmeleri gerekmektedir. Bir tünelin göçmesi sadece o tünelde can kayıplarına ve maddi kayıplara yol açmakla kalmayacak, aynı zamanda ulaşımın aksaması sonucu gerekli yardım hizmetlerinin bölgeye ulaşmasını imkânsız hale getirecektir. İşte bu nedenlerle, yer altı yapılarının, özellikle tünellerin, deprem sonrasındaki davranışlarının belirlenmesi ve tasarım aşamasından sonlandırma aşamasına kadar dikkatli bir şekilde yapılması günümüzde büyük önem taşımaktadır.Yer altı yapılarının öneminin kavranarak, yapılan mühendislik tasarımlarının başarıyla uygulanması sebebiyle bu tip yapılar ile ilgili literatürde çok büyük yıkımlar bulunmamaktadır. Bununla birlikte 1995 Kobe, Japonya, 1999 Chi-Chi, Tayvan ve 1999 Kocaeli ve Düzce, Türkiye depremleri sonucunda bazı hasarlar tespit edilmiştir [1]. Yapılan çalışmalar [1, 2, 3, 4, 5 vd.] tünellerin deprem sonrası davranışının tünel aksının derinliği, tünelin şekli ve et kalınlığı gibi tünel özelliklerine, zeminin rijitliği, yer altı suyu seviyesi vb. zemin özelliklerine ve sismik yüklemenin frekans içeriği, süresi ve maksimum yer ivmesi gibi dinamik yükleme parametrelerine bağlı olduğunu göstermiştir. Bu çalışma kapsamında farklı çaplardaki tüneller farklı zemin tipleri içerisine yerleştirilerekdört farklı deprem kaydı ile sarsılmış ve elde edilen sonuçlar karşılaştırılmalı olarak sunulmuştur. İlk olarak yapılan sonlu farklar analizleri hakkında ayrıntılı bilgi verilecek, sonrasında ise elde edilen sonuçlar ve değerlendirmeler sunulacaktır.

2. SONLU FARKLAR MODELİ

Bu çalışma kapsamında tünellerin deprem sonrasındaki davranışlarının belirlenebilmesi amacı ile 3 boyutlu (3D) sonlu farklar analizleri yapılmıştır. Analizler hakkında ayrıntılı bilgi ve sonuçlar bu bölümde anlatılacaktır.

2.1. Zemin, tünel ve deprem özellikleri

Yapılan analizlerde ilk olarak 3D sistem (zemin + tünel) statik olarak modellenmiş, sonrasında da aynı sistem üzerinde dinamik yüklemeler yapılmıştır. Serbest saha durumundaki zemin davranışının içerisinde tünel bulunan durum ile karşılaştırmasını yapmak amacı ile içerisinde hiçbir yapı bulunmayan zeminlerin de analizleri yapılmıştır. Analizlerde kullanılan tipik 3 boyutlu model Şekil 1’de gösterilmektedir.


1065


Şekil 1. 3D Sonlu Farklar Modeli

Kullanılan ivme-deprem kayıtları üç boyutlu modelin taban kısmından uygulanmış böylece yer altı kayasının hareketi modellenmeye çalışılmıştır. Analizlerde homojen ve farklı kesme dalga hızlarına (Vs = 100 m/s, 200 m/s ve 300 m/s) sahip zeminler, zeminin etkisinin tünel davranışı üzerindeki etkisini belirlemek amacı ile kullanılmıştır. Kullanılan zeminler içsel sürtünme açısı 30° ve kohezyonu da 5 kPa olarak seçilen temiz kumlu zeminlerdir. Bu üç farklı zemin tabakasına Tablo 1’de özellikleri verilen dört farklı deprem kaydı taban hareketi olarak uygulanmıştır. Bu kayıtlar PEER veri tabanından alınmış ve yatay bileşenlerden büyük olanı analizlerde kullanılmıştır.

Tablo 1. Kullanılan Deprem Kayıtlarının Özellikleri Deprem Adı Deprem Kodu Mw PGA1995 Kobe CHY 6.9 0.10

1979 Imperial Valley IMP 6.4 0.361989 Loma Prieta LP 7.0 0.16

1999 Kocaeli SKR 7.4 0.34

Tünellerin çapları 5 m ve 10 m, derinlikleri ise 5 m ve 10 m olarak seçilmiştir. Tünellerin yer aldığı zemin tabakasının kalınlığı 30 m olarak belirlenmiştir. Tünellerin et kalınlıkları 30 cm ve 100 cm olarak belirlenmiş ve malzeme olarak da 24 kN/m3 yoğunluklu, 3800 MPa elastik modülü ve 0.25 Poisson oranı olan beton kullanılmıştır. Analizlerde belirleyici rol oynadığı düşünülen ve değişken olarak kullanılan parametreler i) tünel çapı, ii) tünel derinliği, iii) deprem büyüklüğü, iv) maksimum yer ivmesi ve v) zeminin rijitliğidir. Bu parametrelerin çeşitli kombinasyonlarında analizler yapılmış ve sonuçları sunulmuştur. Analizlerde tüneller bir bütün olarak kazılmıştır. Üç boyutlu analizler, sonlu farklar yöntemini kullanan FLAC-3D programı ile yapılmıştır. Sınır koşulları olarak programın öngördüğü şekilde serbest saha sınırları kullanılmıştır ve Şekil 1’de gösterilmiştir. Bu sınır koşulları kullanılarak sınırlardan geri dönen yansımaların engellenmesi sağlanmış ve gerçeğe daha yakın sonuçlar elde edilmeye çalışılmıştır. Serbest saha zemin koşulları ile ilgili ayrıntılı bilgi FLAC-3D kullanma kılavuzunda [6] bulunabilir.

2.2. Analiz sonuçları

Yer altı yapısının zemin yüzeyindeki etkisini görebilmek amacı ile deprem hareketi uygulandığı sırada zemin profili boyunca oluşan maksimum ivme değerleri FLAC-3D programı kullanılarak kaydedilmiştir. Analizlerde farklı zemin tiplerinde ve farklı derinliklerde yer alan tünellerde SKR deprem kaydı kullanılarak elde edilen maksimum ivme değerleri Şekil 2’de


1066


gösterilmektedir. Bu şekilde tünel çapları 5 m ve 10 m olan tüneller, 5 m ve 10 m derinliklerde yer almaktadır. Grafikler dikkatli incelendiğinde beklendiği üzere diğer parametreler sabit kalmak üzere, kesme dalga hızları değiştirildiğinde maksimum ivme değerlerinin en yüksek kesme dalga hızına sahip zeminde oluştuğu görülebilir. Aynı şekilde, tünelin daha derinde olması ivme değerlerini düşürmektedir.

Şekil 2. SKR Deprem Kaydı İçin Farklı Zeminlerde Elde Edilen Maksimum İvme Değerleri

Farklı derinliklerinde yer alacak tünellerin etkisi altında zeminde oluşacak maksimum ivme değerleri karılaştırılmalı olarak Şekil 3’de sunulmuştur.

Şekil 3. Farklı Derinliklerdeki Tüneller İçin Elde Edilen Maksimum İvme DeğerleriŞekil 3’de görüleceği üzere aynı tip zeminde ve aynı özelliklerde olmasına rağmen farklı derinlikte yer alan tünellerden sığ olan tünelin yarattığı maksimum yüzey ivmesi değerleri derin olan tünele göre daha yüksektir.


1067


Bir diğer değişken parametre olarak da uygulanan deprem ivmesinin yönü seçilmiştir. Bu ana kadar yapılan analizlerde daha kritik olduğu düşünülen tünel eksenine dik yön olan x-yönü deprem ivmesinin yönü olarak seçilmişti. Tünele paralel yönde gelen bir deprem yükü altında oluşacak ivme değerlerinin karşılaştırmalı sonucu Şekil 4’de sunulmuştur. Bu şekilde tünel çapı 5 m olan tünelin farklı deprem kayıtları altındaki tepkisi sunulmaktadır.

Şekil 4. x- ve y- Doğrultularında Gelen İvme Kayıtlarından Elde Edilen Maksimum İvme Değerleri

Bu şekilden de anlaşıldığı üzere tünel eksenine dik gelen deprem kayıt (x-doğrultusu) paralel olan kayıtla (y-doğrultusu) kıyaslandığında biraz daha yüksek ivme değerleri vermektedir. Fakat mertebe olarak aralarında büyük farklar bulunmamaktadır. Şekil 5’de çapları 5m ve 10 m olan tünellerin farklı zeminlerde yer aldıkları takdirde oluşacak tepki spektrumları sunulmuştur. Bu şekillerden de görüleceği üzere, tünellerin yer alması serbest saha (FF) tepkisine göre daha yüksek spektral ivmelere yol açsa da, çapların değişmesi ile ilgili genel bir yargıya varmak mümkün gözükmemektedir.

Şekil 5. Farklı Çaplardaki Tüneller İçin Tepki Spektrumları


1068


3.SIVILAŞMA ANALİZLERİ

Sıvılaşma tekrarlı yükler altında suya doygun granüler zeminlerde yüklemeyle birlikte birikme ile artan boşluk suyu basıncı nedeniyle azalan efektif düşey (veya ortalama efektif) gerilmenin sıfıra inmesi ve zeminin taşıma kapasitesinin tamamen yok olması şeklinde tanımlanmaktadır. Sıvılaşma potansiyeli hesaplanmasında, uzun yıllardır Seed ve Idriss [7] tarafından önerilen basitleştirilmiş yöntem kullanılmaktadır. Bu yöntemde sırası ile tekrarlı gerilme oranı (CSR) ve tekrarlı dayanım oranı (CRR) adı verilen iki parametre karşılaştırılmakta ve herhangi bir derinlik için sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısı Denklem (1)’de sunulduğu şekilde elde edilmektedir.

zCSRzCRRzFS

eqliq

(1)

Bu denklemdeki tekrarlı gerilme oranı (CSR) değeri Denklem (2)’de gösterildiği şekilde ortalama kesme gerilmesinin efektif gerilmeye bölünmesi ile elde edilir.

zrzz

ga

zCSR dv

neq

max65.0(2)

zCSReq: z derinliğindeki eşdeğer CSR

maxa : Maksimum yüzey ivmesi

n : Zemin tabakasının birim hacim ağırlığı z : Sıvılaşmanın hesaplanacağı derinlik

zv : z derinliğinde efektif gerilmezrd : z derinliğinde azalım oranı

Sonrasında bu terim kapasite terimi olan CRR ile karşılaştırılır. CRR değerinin hesaplanmasında farklı referanslar da kullanılabilir [8, 9, 10].Bu çalışma kapsamında, tünellerin yer aldığı ve almadığı durumlar için sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayıları hesaplanmış ve tünellerin içinde bulundukları zeminlerin sıvılaşmapotansiyellerini nasıl etkiledikleri açıklanmaya çalışılmıştır. Bu amaçla hazırlanan ve elimizdeki mevcut zeminler arasında sıvılaşma potansiyeli en yüksek olan, kesme dalga hızı 100 m/s, zemin içerisinde yer alan farklı tünellerin dört farklı deprem kaydı ile yapılan analizlerinde elde edilen sonuçlar Şekil 6’da sunulmuştur. Bu grafiklerde koyu siyah ile çizilen çizgi serbest saha koşullarında hesaplanan güvenlik katsayılarını, gri ve kırmızı çizgiler ise sırası ile tünel çapının 5 m ve 10 m olması durumunda hesaplanan güvenlik katsayılarını göstermektedir.


1069


Şekil 6. Vs=100 m/s Olan Zeminde Yer Alan Farklı Tüneller için Sıvılaşmaya Karşı Güvenlik Katsayıları

Bu şekillerden de görüleceği üzere tünellerin yer alması serbest saha durumuna göre sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısının düşmesine yol açmıştır. Grafiklerde gösterilen bütün senaryolar için sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısı serbest saha durumunda da 1.00’in altında olmasına rağmen, tünellerin açılmış olması güvenlik katsayısının %30 mertebelerinde azalmasına sebep olmuştur. Tünel çapının artması güvenlik katsayısı üzerinde olumsuz bir etki yapsa da, özellikle tünellerin üst kotundan zemin yüzeyine kadar olan bölgede çok büyük değişiklik görülmemektedir. Buna rağmen tünellerin alt kotunda, daha büyük çaplı tünelin yarattığı efektif gerilmedeki azalışlar, sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısının daha hızlı bir şekilde azalmasına sebep olmuştur.

4.SONUÇLAR

Bu çalışmada yeraltında sıklıkla yer alan tünellerin sismik yüklemeler altındaki davranışı ve içlerinde yer aldıkları zeminlerin sıvılaşma potansiyellerinin belirlenmesi amaçlanmıştır. Bu kapsamda zemin-tünel etkileşimini bir arada inceleyen üç boyutlu sonlu farklar yöntemine dayalı analizler yapılmıştır. Önemli parametreler olarak tünel çapı, zemin cinsi ve deprem kayıtları belirlenmiştir. Analizler sonrasında elde edilen sonuçlara göre yüzeyde oluşacak maksimum yer ivmesi ve zeminlerin sıvılaşma potansiyeli açısından en etkili parametrenin tünelin yer yüzeyinden derinliği olduğu belirlenmiştir. Diğer bulgular da

Tünel et kalınlığının maksimum ivme değerleri ve sıvılaşma potansiyelleri üzerinde fazla etkisinin olmadığı,Tünel çaplarının sıvılaşma potansiyelleri üzerinde fazla etkisi olmadığı, Tünel derinliğinin sıvılaşma potansiyeli açısından en önemli parametre olduğu, Sığ tüneller etrafındaki zeminlerin derin tüneller etrafındaki zeminlere nazaran sıvılaşmaya daha müsait olduğu,Çap uzunluğu arttıkça özellikle tünelin alt bölgelerinde sıvılaşma riskinin arttığı,

şeklinde özetlenebilir. Bu çalışma sonucunda elde edilen en önemli bulgu, sıvılaşma potansiyeli olan zeminlerde inşa edilecek tünel ya da yer altı yapılarının mümkün olduğu kadar derine yapılması gerekliliğidir. Bununla beraber, ön analizlerde inşaat aşamaları mutlaka dikkate alınmalı ve özellikle ara aşamalarda tehlikeli durumların ortaya çıkması engellenmelidir. Bu çalışmanın, tünellerin


1070


stabilitesini sadece geoteknik açıdan değerlendirdiği unutulmamalı ve yapısal ihtiyaçlar (tünel et kalınlığı, betonarme tasarım vb.) tasarım aşamasında mutlaka titizlikle incelenmelidir.

KAYNAKLAR

[1] Hashash, Y.M.A., Hook, J.J., Schmidt, B., Yao, J.I., “Seismic design and analysis of underground structures”, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 16, pp. 247–293, 2001.

[2] Pakbaz, M.C., Yareevand A., “2-D analysis of circular tunnel against earthquake loading. Tunnelling and Underground Space Technology”,Vol. 20, pp. 411–417, 2005

[3] Dowding, C.H., Rozen, A., “Damage to rock tunnels from earthquake shaking”, Journal of Geotechnical Engineering Division , ASCE. Vol. 104 (GT2), pp. 175–191, 1978.

[4] Sharma, S., Judd, W.R., “Underground opening damage from earthquakes”, Eng. Geol, Vol. 30 (3–4), pp. 263–276, 1991.

[5] Chen, C.-H., Wang, T.-T., Jeng, F.-S, Huang, T.-H., “Mechanisms causing seismic damage of tunnels at different depths”, Tunnelling and Underground Space Technology. Vol. 28, pp. 31–40, 2012.

[6] FLAC3D. Fast lagrangian analysis of continua in 3 dimensions. Itasca Consulting Group, Minnesota, 2005.

[7] Seed, H.B., Idriss, M.I., “Simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential”, J. Soil Mech. and Found. Div., Vol. 97(9), pp. 1249-1273, 1971.

[8] NCEER, “Proceedings of the NCEER workshop on evaluation of liquefaction resistance of soils”, NCEER-97-0022. Edited by Youd, T.L., Idriss, I.M., December 31, 1997.

[9] Seed H.B., Tokimatsu K., Harder L.F., Chung R.M., “The influence of SPT procedures in soil liquefaction resistance evaluations”, J. Geotech. Engng. ASCE. Vol. 111(12), pp. 1425–1445, 1985.

[10] Cetin, K.O., Seed, R.B., Kiureghian, A.D., Tokimatsu, K., Harder, L.F. Jr., Kayen, R.E., Moss, R.E.S., “SPT-based probabilistic and deterministic assessment of seismic soil liquefaction potential”, J. Geotech. Geoenviron. Engng, ASCE, Vol. 130(12), pp. 1314-1340, 2004.


1071


SİSMİK ZEMİN SIVILAŞMASI TETİKLENME BAĞINTILARININ KIYASLAMALI DEĞERLENDİRMESİ

A COMPARATIVE ASSESSMENT OF SEISMIC SOIL LIQUEFACTION TRIGGERING RELATIONSHIPS

Makbule ILGAÇ1 H. Tolga BİLGE2 Kemal Önder ÇETİN 3

ABSTRACT

Starting with 1964 Niigata and Alaska Earthquakes, seismic soil liquefaction behavior has become a major research stream in geotechnical earthquake engineering. Since then, a number of researchers (e.g.: Seed et al., Cetin et al. and Idriss and Boulanger, etc.) introduced deterministic and probabilistic liquefaction triggering assessment methodologies. The scope of this study is to i) assess the reasons behind the difference between cyclic resistance ratio (CRR)-boundary curves recommended by Seed et al., Cetin et al., Idriss and Boulanger, and ii) revise Cetin et al. SPT-based seismic soil liquefaction triggering relationship on the basis of updated liquefaction triggering case history database. Idriss and Boulanger claimed that the differences between Cetin et al. and Idriss and Boulanger boundary curves were "caused by the interpretations and treatment of eight key case histories". This hypothesis is simply tested by modifying the eight case histories in the Cetin et al. database as suggested by Idriss and Boulanger, and develop new set of boundary curves. These new curves were observed to be not very different than the original Cetin et al. curves. Hence, the hypothesis was rejected. Then, for the purpose of identifying true reasons behind the differences, Seed et al., Cetin et al., Idriss and Boulanger databases were once again studied. It was concluded that the differences source mainly from systematically different i) identification of critical layers, ii) assessment of corresponding SPT-N and CSR values, iii) execution of K , rd and fines correction, and relatively less importantly, iv) magnitude scaling (KMw) and v) overburden correction, CNfactors, and the caps applied on their limits. The differences in the assessment of case histories were addressed illustratively on two case histories. Additionally, after having re-assessed currently available case histories, an updated Cetin et al. database was compiled. This database is composed of high quality case histories specifically compiled only from Seed et al, Cetin et al. and Idriss and Boulanger databases. When doing so, issues regarding original Cetin et al. database as addressed by Idriss and Boulanger were studied, and for the cases where a consensus could be achieved, they were revised. As a result, a new set of probabilistic CRR boundary curves were developed by using maximum likelihood methodology. These new set of CRR boundary curves are observed to be in close proximity of original Cetin et al. curves especially in the critical low N1,60 region (i.e.: < 20 blows/30cm.), and are still significantly different than Idriss and Boulanger curves. As stated earlier, the differences source from fundamentally different ways of case history data processing, which affect not only a limited number of cases, but the complete database. As the concluding remark, it is extremely important

1 Doktora Öğrencisi, Araştırma Görevlisi, Orta Doğu Teknik Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected] Dr., Geodestek Ltd. Şti., [email protected] Prof. Dr., Orta Doğu Teknik Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected]


1072


to note that these liquefaction triggering relationships should not be directly compared as their treatment of N1,60 and CRR terms are different, and these terms should be estimated consistently with their original case history data assessment procedures for the purpose of producing unbiased results.

Keywords: Soil liquefaction, liquefaction triggering, simplified procedure, earthquakes, CRR.

ÖZET

1964 Niigata ve Alaska depremleri ile başlayan, sismik zemin sıvılaşması davranışı, geoteknik deprem mühendisliği alanında başlıca bir araştırma konusu olmuştur. Daha sonrasında, birçok araştırmacı, örneğin: Seed vd., Liao vd., Toprak vd., Çetin vd. ve Idriss and Boulanger deterministik ve olasılıksal zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları önermişlerdir. Bu çalışmanın amacı i) çeşitli araştırmacılar (Seed vd., Çetin vd ve Idriss ve Boulanger) tarafından sunulan bağıntıların arasındaki farklılıkların nedenlerini incelemek, ii) güncellenen Çetin vd. veritabanı esas alınarak sismik zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntısı önermektir. Idriss ve Boulanger, Çetin vd. ile Idriss ve Boulanger CRR bağıntıları arasındaki farkın 8 kritik vaka örneğinin araştırmacılarca farklı işlenmesi sonucu ortaya çıktığı hipotezini sunmuşlardır. Bu hipotezin doğruluğu, 8 kritik vaka örneğinin Idriss ve Boulanger çalışmasında önerildiği üzere değiştirilip yeniden CRR bağıntısı geliştirilmesi ile test edilmiştir. Bu çalışma sonucu ortaya çıkan CRR bağıntılarının orijinal Çetin vd. eğrisinden çok da farklı olmadığı görülmüştür. Böylece bu hipotez reddedilmiştir. Sonrasında, araştırmacılarca sulunan CRR bağıntıları arasındaki farkın sebebinin araştırılması için Seed vd., Çetin vd. ve Idriss ve Boulanger veritabanları bir kez daha incelenmiştir. Özetle, Seed vd., Çetin vd., ve Idriss ve Boulanger tarafından sunulan sıvılaşma tetiklenme bağıntılarının arasındaki farklılıkların i) sıvılaşacak derinliğin araştırmacılarca farklı belirlenmesi, ii) SPT-N ve CSR değerlerini hesaplamak için kullanılacak girdi parametrelerin farklı seçilmesi, ii) düzeltme faktörleri K , rd ve ince dane düzeltmesi değerlerinin farklı hesaplanması ve daha az önemli olmak üzere KMw, CNdüzeltmeleri ve bu düzeltmelerin sınır değerlerinin farklı seçilmesinden kaynaklandığı saptanmıştır. Veritabanın araştırmacılarca farklı işlendiğini göstermek üzere iki adet vaka örneği seçilmiş ve farklı araştırmacıların verileri nasıl farklı olarak işlediği detaylı olarak sunulmuştur. Ek olarak, tüm veritabanları incelenerek Çetin vd. veritabanı güncellenmiştir. Gücellenmiş bu veritabanı Seed vd, Çetin vd. ve Idriss ve Boulanger veritabanlarından derlenen yüksek kalitede ki vaka örneklerinden oluşmaktadır. Bu çalışma yapılırken, Idriss ve Boulanger çalışmasında bahsedilen bazı hususlar üzerinde durulmuş ve fikirbirliği sağlanan vaka örnekleri güncellenen Çetin vd. veritabanına dahil edilmiştir. Ek olarak, yeni Çetin vd. veritabanı ile maksimum olabilirlik teorisi kullanılarak, yeni olasılıksal CRR sınır eğrileri geliştirilmiştir. Güncellenen Çetin vd. CRR eğrileri özellikle N1,60 değerlerinin düşük olduğu (< 20 darbe/30cm) bölgede orijinal Çetin vd. eğrisine oldukça yakın olmasına karşın Seed vd. ve Idriss ve Boulanger eğrilerinden farklılaşmaktadır. Daha önce belirtildiği üzere, farklılığın nedeni sınırlı birkaç verinin işlenişinden değil tüm verilerin işlenmesindeki fikir ayrılıklarından kaynaklanmaktadır. Sonuç olarak, CSR ve SPT-N değerlerinin araştırmacılarca farklı şekilde hesaplandığı göz önüne alınırsa, sıvılaşma tetiklenme eğrilerinin doğrudan mukayese edilmesi doğru değildir. Bu bağıntılar kullanılırken, sağlıklı sonuçlar elde etmek için, seçilen orijinal çalışmaya ve araştırmacının veri işleyiş yöntemine sadık kalınması önem arzetmektedir.

Anahtar kelimeler: Zemin sıvılaşması, sıvılaşma tetiklenmesi, basitleştirilmiş prosedür, deprem, CRR.


1073


1. GİRİŞ

Sismik zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları Seed vd. (1984) tarafından gerçekleştirilen çalışma sonrasında mühendislik analizlerine altlık oluşturabilecek ilk şeklini almıştır. Bu çalışmada, farklı zemin profilleri, depremler ve ülkelerden derlenen saha verileri kullanılarak vaka örnekleri veritabanının ilk sürümü oluşturulmuştur. Kritik zemin tabakaları belirlenerek bu tabakalardan elde edilmiş standart penetrasyon deneyi (SPT) darbe sayıları, çeşitli düzeltmeler sonrası, zemin tabakalarının sıvılaşma tetiklenmesine karşı "direncini" temsil etmek amacıyla kullanılmıştır. Seed ve Idriss (1971) çalışmasında sunulan "basitleştirilmiş-yöntem" kullanılarak, deprem sırasında zemine etki eden tekrarlı kayma gerilmeleri hesaplanmış, ve çeşitli düzeltmelere ve normalizasyonlara tabi tutularak "yük" parametresine dönüştürülmüştür. Böylece veritabanındaki her bir vaka örneği, bir kapasite, bir de yük terimi ile özetlenmiştir. Seed vd. (1984) çalışmasında tüm sahalar bir grafik üzerinde x-ekseninde N1,60 (zemin direci), y-ekseninde tekrarlı gerilme oranı CSR (zemine gelen normalize kayma gerilmeleri) konumlanacak şekilde gösterilmiştir. Şekil 1’de sunulduğu üzere sıvılaşmanın gözlendiği ve gözlenmediği sahalar sırası ile içi dolu veya boş semboller ile gösterilmiştir. Son olarak bu verileri esas alarak sıvılaşma ve sıvılaşmama sınır davranışını belirlemek üzere, farklı ince dane oranları için, sismik zemin sıvılaşması tetiklenme eğrileri (CRR eğrileri) verilmiştir.

N1,60

0 10 20 30 40 50

av/

' vo

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

SıvılaşmamışMarjinalSıvılaşmış

FC<%5FC=%15FC=%35

Şekil 1. Seed vd (1985) Tarafından % 5, 15 ve 35 İnce Dane Oranları İçin Önerilen CRR Eğrileri (Seed vd. (1984) Veritabanında Verilen Değerler Kullanılarak Yeniden Çizilmiştir.)


1074


N1,60

0 10 20 30 40 50

CSR

N

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6PL=95% PL=50% PL=5%

PL=80% PL=20%

N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

PL=95% PL=50% PL=5%PL=80% PL=20%

"clean" sand FC=%5

Toprak vd. (1999)

Liao vd. (1988)

FC<%12

N1,60,CS0 10 20 30 40 50

CSR

Mw

=7.5

, 'v

=100

kPa,

0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6Idriss ve Boulanger (2012)MarjinalSıvılaşmamışSıvılaşmış

FC=5%

N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

Cetin vd. (2004)SıvılaşmamışMarjinalSıvılaşmış

PL=80% PL=20%PL=95% PL=50% PL=5%

FS=0.85 FS=1.20 FS=0.70 FS=1.0 FS=1.40

FC=5%

PL=80% PL=20%PL=95% PL=50% PL=5%

Şekil 2. Temiz Kum M=7.5 İçin Sunulan CRR Eğrileri (Liao vd. (1988, 1998), Toprak vd. (1999), Çetin vd. (2004) ve Idriss ve Boulanger (2012))


1075


İlerleyen süreçte, Şekil 2'de gösterildiği üzere, Liao vd. (1988, 1998), Toprak vd. (1999), Çetin vd. (2004), ve Idriss and Boulanger (2004, 2008, 2012) tarafından deterministik ve olasılıksal zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları önerilmiştir. Tüm bu çalışmalar dikkatle incelendiğinde ve önerilen sıvılaşma tetiklenme sınır eğrileri karşılaştırıldığında (ki bu bildirinin ilerleyen kısımlarında tartışılacağı üzere gerek N1,60 gerekse de CSR terimleri için kullanılan farklı hesaplama ve düzeltme yöntemleri nedeniyle doğrudanbir kıyaslama yapmak sağlıklı değildir.) ciddi farklılıkların olduğu görülmektedir. Idriss ve Boulanger (2010) bu farklılıkların, Çetin vd. (2004) veritabanında yer alan 8 adet kritik vaka örneğinin araştırmacılarca farklı işlenmesi sebebi ile kaynaklandığını iddia etmiştir. Bu 8 adet vaka örneğinin araştırmacılarca benzer şekilde yorumlanması durumunda farklılıkların ortadan kalkacağı dile getirilmiştir. Bu çalışma kapsamında bu hipotezin doğruluğu sorgulanacaktır. İlerleyen kısımlarda da detaylı olarak tartışılacağı üzere hipotezin reddedilmesi sonrası, sıvılaşma tetiklenme tahmin denklemleri arasındaki farklılıkların gerçek sebebinin sorgulanması gerekliliği doğmuştur. Bu sebepten dolayı Seed vd. (1984), Çetin vd. (2004) ve Idriss ve Boulanger (2004, 2008, 2012)) tarafından sunulan bağıntıların kapasite ve yük terimleri arasındaki girdi farklılıkları incelenmiştir. İncelemeler sonrası farklılıkların sebebinin hipotezde belirtildiği gibi 8 vaka örneğindeki işleniş farklılıklarından olmayıp, tüm vaka örneklerinin değerlendirilmesinde araştırmacılarca izlenen farklı yöntemlerden kaynaklandığı görülmüştür. Bu değerlendirmeler sırasında Çetin vd. (2004) veritabanının, bugünkü mevcut bilgi düzeyi, ve Idriss ve Boulanger (2010) veritabanındaki vaka örneklerinin kullanıma uygun olanlarını da içerecek şekilde genişletilmesi sonrasında, Çetin vd. (2015) veritabanı geliştirilmiştir. Bu veritabanı kullanılarak revize sismik zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları önerilmiştir. Şimdi sırası ile bu hususlar tartışılacaktır.

2. CRR EĞRILERI ARASINDAKI FARKLILIKLAR SEKIZ KRITIK VAKA ÖRNEĞINDEN MI KAYNAKLANMAKTADIR?

Bu kısımda, Idriss ve Boulanger (2010) çalışmasında ortaya atılan “CRR eğrileri arasında bulunan farklılıkların 8 adet kritik vaka örneğinin farklı işlenişinden kaynaklandığı” yönündeki hipotez üzerinde durulacaktır. Idriss ve Boulanger (2010) çalışmasında ve Tablo 1'de detaylı şekilde sunulan 8 adet vaka örneği ile ilgili dile getirilen itirazların tamamı Cetin vd. tarafından kabul edilmiş olmasa da hipotezi test etmek üzere aynen Idriss ve Boulanger tarafından önerildiği üzere değiştirilmiştir. Bu vaka örnekleri ile ilgili yorumlar ve cevaplar yine Tablo 1’de özetlenmiş ayrıca Prof. Idriss ve Prof. Boulanger'ye yazılan bir teknik mektupla (Çetin 2014) da iletilmiştir. Çetin vd. (2004) veritabanında başka hiçbir değişiklik yapılmadan sadece 8 vaka analizi değiştirilerek oluşturulan veritabanı için yeni CRR eğrileri Şekil 3’de sunulmuştur. Yeni CRR eğrilerinin maksimum olabilirlik yöntemi ile geliştirilmesi sırasında Çetin vd (2004) modelinin yukarı veya aşağı yönde kaymasına izin vermek üzere intersept parametresi (Denklem 4 ve 5’teki 5 ) güncellenmiştir. Bu grafikten de anlaşılacağı üzere 8 adet vakanın Idriss ve Boulanger (2010) çalışmasında belirtildiği üzere değiştirilmesine karşın, yeni eğrinin Çetin vd. (2004) çalışmasıyla hemen hemen aynı kaldığı görülmüştür. Böylece CRR bağıntıları arasında ki farkın nedeninin 8 adet vaka örneğine farklı işlenmesi yönündeki hipotez reddedilmiştir.


1076


Tablo 1. Idriss ve Boulanger (2010) Tarafından Dile Getirilen Hususlar ve Cevabi Açıklamalar

No VakaÖrneği

Idriss ve Boulanger (2010)

NotlarıAçıklama

1 Miller Farm

CMF-10

Sıvılaşmamış vaka örneği olarak değiştirilmesi önerilmiştir.

CMF-10 sondaj lokasyonunun sıvılaşmış ve sıvılaşmamış bölgenin ortasında yer aldığı görülmüştür. Vaka örneğini çalışan kaynak araştırmacılarla temasa geçilmesi sonrası vaka örneği sıvılaşmamış vaka örnekleri grubuna dahil edilmiştir.

2 Malden Street Unit D


Yüzeyde gözlemlenen kalıcı deformasyonların yaklaşık 4 m kalınlığındaki SPT değerleri 1-3 darbe/30 cm aralığında değişen yumuşak killerden kaynaklandığı anlaşılmıştır. Bu sebepten dolayı bu vaka örneğinin nihayi veritabanından çıkarılmasına karar verilmiştir. Yumuşak killerin varlığı sebebi ile daha derindeki kum tabakalarına etkiyen CSR değerinin rd ile hesaplanması yanıltıcı olabilecektir. Bu sebepten dolayı derindeki sıvılaşmamış kum tabakalarının vaka örneği olarak kullanılması doğru olmayacaktır. Ancak hipotezin test edilmesine yönelik analizlerde Idriss ve Boulanger tarafından önerildiği şekli ile kullanılmıştır.

3 Kobe No 6


rd değerinin Çetin vd. (2002) değeri

ile uyumsuz olduğu belirtilmiştir.

Prof. Tokimatsu tarafından tarafımıza iletilen Çizelgede bu vaka örneği sıvılaşmamış olarak gösterilirken, yine tarafımıza iletilen Harita üzerinde ise sıvılaşmış olarak işaretlenmiştir. Kendisi ile yapılan görüşmeler sonrası vaka örneği sıvılaşmamış vaka örneği olarak güncellenmiştir.

rd değeri uyumlu hale getirilmiştir.4 Kobe No

7rd değerinin Çetin vd. (2002) değeri

ile uyumsuz olduğu belirtilmiştir.

Kritik derinliğin 3.3 m ve bu

derinlikteki N değerinin 8 darbe/30 cm

seçilmesi önerilmiştir.

rd değeri uyumlu hale getirilmiştir.

Idriss ve Boulanger sondaj profilindeki en düşük SPT N değerini kullanmaktadır. Oysaki tarafımızca yapılan değerlendirmelerde kritik tabakadaki SPT N değerlerinin ortalaması kullanılır. Ancak hipotezin doğruluğunu sorgulamak için katılmasak da vaka örneği Idriss ve Boulanger tarafından önerildiği gibi kullanılmıştır.


1077


Tablo 1. Idriss ve Boulanger (2010) Tarafından Dile Getirilen Hususlar ve Cevabi Açıklamalar (devamı)

5 Railroad 2

rd değerinin Çetin vd. (2002) değeri ile uyumsuz

olduğu belirtilmiştir.Zemin tabakalarının birim ağırlığı düşük seçilmiştir.


Zemin tabakalarının birim ağırlıkları sistematik olarak yeniden hesaplanmıştır.

6 Panjin Chem.

Fertilizer Plant


olduğu belirtilmiştir.


7 San Juan B-3


olduğu belirtilmiştir.


8 Shuang Tai Zi River

Sıvılaşmamış vaka örneği olarak değiştirilmesi

önerilmiştir.rd değerinin Çetin vd.

(2002) değeri ile uyumsuz olduğu belirtilmiştir.

Vaka örneği Çetin vd. (2004) veritabanı analizlerinde sıvılaşmamış vaka örneği olarak kullanılmıştır. Ancak Çizelgelerde yazım hatası yapılmıştır. Analizlerde doğru olarak kullanıldığı için bir düzetlme yapılmamış sadece Çizelgelerdeki yazım hatası düzeltilmiştir.rd değeri uyumlu hale getirilmiştir.

N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

CSR

Mw

=7.5

, 'v

=100

kPa,

0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6SıvılaşmamışMarjinalSıvılaşmışÇetin vd. (2004)Çetin vd. (2015)

Miller Farm CMF-10

MaldenStreetUnitD

KobeNo:7

San JuanB-3

KobeNo:6

Rail Road-2

Panjin Ch.F.P.

Shuang Tai Zi-River

Şekil 3. Idriss ve Boulanger (2010) Hipotezinin Sorgulanması Sonrası Elde Edilen CRR Eğrileri


1078


3. VERİTABANLARININ KIYASLAMALI İNCELENMESİ VE CRR EĞRILERI ARASINDAKI FARKLILIKLARIN SEBEPLERI

Idriss ve Boulanger ile Çetin vd. CRR eğrileri arasındaki farklılığın iddia edildiğinin aksine sadece 8 vaka örneğinden kaynaklanmadığı anlaşılmıştır. Bu değerlendirme sonrası farklılıkların gerçek sebeplerinin bulunması için veritabanları ve verilerin değerlendirilme şekilleri detaylı olarak incelenecektir.Veritabanı incelenirken, CSR değeri, farklı düşey efektif gerilmeler (tabaka derinlikleri) için hesaplandığından tüm bu farklı gerilmeler 100 kPa referans gerilme değerine normalize edilmek üzere K katsayısı ile düzeltilir. İlave olarak farklı moment büyüklüklerindeki depremleri, Mw=7.5 referans değerine çevirmek için KMw katsayısı kullanılmaktadır. Böylece CSR değerlerinin tümü σ′v=100 kPa ve M=7.5 değerine Denklem 1’de gösterildiği üzere normalize edilmiş olur. CSR değerini hesaplamak için kullanılan rd, K ve daha az önem taşıyan MSF katsayıları araştırmacılar tarafından farklı hesaplanmaktadır. Aynı şekilde N1,60,CSdeğerini hesaplarken araştırmacılar tarafından farklı CN ve ince dane düzeltmeleri uygulanmaktadır.

(1)

Çetin vd. (2004) veritabanında toplam 200 adet yüksek kalite vaka örneği bulunmakta olup, bu verilerin 44 adeti Prof. Kohji Tokimatsu tarafından analiz edilerek özetlenen 1995 Hyogoken-Nambu (Kobe) Mw=6.9 depremi vaka örneklerinden oluşmaktadır. Öte yandan Idriss ve Boulanger (2010) veritabanında ise 230 adet vaka örneği bulunmakta olup, Çetin vd. (2004) veritabanıyla benzer şekilde, 44 Kobe vaka örneği Prof. Kohji Tokimatsu'ya aittir. Çetin vd. (2004) veritabanından farklı olarak, Idriss ve Boulanger (2010) veritabanında Iai vd. (1989) çalışmasından elde edilmiş 26 adet vaka örneği mevcuttur. Bu veriler Çetin vd. tarafından ilk çalışma sırasında incelenmiş ve veri kalitesinin düşük olması sebebi ile veri tabanına dahil edilmemiştir. Ancak sıvılaşma tahmin modelleri arasındaki farklılıkların veritabanındaki farklılıklardan olabileceği yönündeki düşünceleri ortadan kaldırmak adına, öncelikle Idriss ve Boulanger (2010) veritabanında bulunup, Çetin vd. (2004) veritabanında yer almayan 33 saha verisi bu çalışma kapsamında yeniden irdelenmiştir. Çalışmanın sonucunda 13 adet yeni saha verisinin sınırda da olsa veritabanı kalite beklentilerini karşılayabileceği değerlendirmesi ile yeni veritabanına dahil edilmesine karar verilmiştir.Veritabanına dahil edilmeyen 20 saha verisi çok düşük kaliteli vaka örneği olarak sınıflandırılmıştır. Bu sınıflandırmaya dahil olmalarının ana sebebepleri ise şu şekilde özetlenebilir: (1) ilgili referans kaynaklarda zemin profili ve sınıflandırmasının sunulmamış olması, dolayısı ile zemin türünün (kil mi? kum mu? çakıl mı?) belirlenememesi (2) bazı vaka örneklerinin serbest saha tanımına uymayacak şekilde eğimli sahalardan derlenmiş olmaları. Her vaka örneğinin hangi gerekçe ile veritabanına dahil edilmediğine yönelik detaylı açıklamalar Çetin vd. (2015) ve Ilgaç (2015)’de sunulmuştur. Idriss ve Boulanger tarafından vaka örneklerinin nasıl analiz edildiğine yönelik özet çizelgeler haricinde detaylı dokümantasyon verilmediği için, bu eksiklikleri kendilerinin nasıl aşıp da vaka örneklerini veritabanına dahil ettikleri anlaşılamamıştır.Veritabanına dahil edilen 13 saha verisi ise 1983 Nihonkai-Chubu M=7.7 ve Loma Prieta 1989 Mw=6.93 depremlerinden derlenmiş olup, Tablo 2’de listelenmiştir.

KMSFKr

gaCSR d

v

v

v

avM wv

11165.0 max5.7,0,100'


1079


Tablo 2. Çetin vd. (2015) Veritabanına Dahil Edilen 13 Adet Saha Verisinin ListesiNo 1983 Nihonkai-Chubu M=7.7 Referans1 Akita Station Iai vd. (1989)2 Gaiko 1&2 Iai vd. (1989)3 Hakodate Iai vd. (1989)4 Nakajima No. 1(5) Iai vd. (1989)5 Nakajima No. 2(1) Iai vd. (1989)6 Nakajima No. 2(2) Iai vd. (1989)7 Nakajima No. 3(3) Iai vd. (1989)8 Nakajima No. 3(4) Iai vd. (1989)9 Ohama No. 2(2) Iai vd. (1989)10 Ohama No. Rvt. (1) Iai vd. (1989)

Loma Prieta 1989 Mw=6.9311 General Fish Boulanger vd. (1995,1997)12 Marina Laboratory_F1-F7 Boulanger vd. (1995)13 MBARI NO.4-B4B5EB2EB3 Boulanger vd. (1995)

Çetin vd. (2015) veritabanı, Çetin vd. (2004) veritabanındaki 2 saha verisi hariç (1975 Haicheng Ms=7.3 Shung Tai Zi R ve 1994 Northridge Mw=6.7 Malden Street Unit D) tüm vaka örneklerini içermektedir. Bu verilerin veritabanına dahil edilmeme nedenleri ise aşağıda sıralanmıştır: i) Shengcong vd. (1983) çalışmasında Shung Tai Zi R sahası için verilen sondaj logunda kritik tabaka silt olarak rapor edilmiştir. Fakat ince dane oranı verisine yer verilmemiştir. Seed vd. (1984) ince dane oranını %5, Idriss ve Boulanger (2010) %50 olarak kabul etmişlerdir. İnce dane yüzdesi verisinin belirsiz olması sebebi ile bu vaka örneği yeni veritabanına dahil edilmemiştir, ii) Malden Street Unit D vaka örneğinde yüzeyde gözlemlenen kalıcı deformasyonların, yaklaşık 4 m kalınlığındaki SPT N değerleri 1-3 darbe/30 cm aralığında değişen yumuşak killerden kaynaklandığı anlaşılmıştır. Yumuşak killerin varlığı sebebi ile daha derindeki kum tabakalarına etkiyen CSR değerinin rd ile hesaplanması yanıltıcıdır. Bu sebepten dolayı daha derindeki sıvılaşmamış kum tabakalarının da vaka örneği olarak kullanılması doğru olmayacaktır. Çetin vd. (2004) veritabanında bulunan tüm saha verileri, tek tek incelenerek bugünkü mevcut bilgi düzeyi ışığında yeniden değerlendirilmişlerdir. Veritabanının tümünü kapsayan bazı sistematik güncellemelere ek olarak, yer yer her veriye özel bir takım değişiklikler de yapılmıştır. Veritabanının tamamı gerekli girdi parametrelerini de özetler şekilde Çetin vd. (2015) ve Ilgaç (2015)’de sunulmuştur. Tüm veritabanını kapsayan sistematik değişiklikler şu şekilde özetlenebilir: (1) her saha verisi için rd değerinin (43 adet sismik serbest saha tepki analizi gerçekleştirilmiş olan vaka örnekleri hariç) hesaplanmasında kullanılan çizelgedeki (spreadsheet) yazım hatası düzeltilmiş; Çetin ve Seed (2002) rd denklemi ile uyumlu olacak şekilde yeniden hesaplanmıştır. Bu işlem yapılırken her saha verisi için Vs,12m değeri, Denklem 2 ve 3’de sunulduğu üzere sistematik olarak belirlenmiştir. (2) benzer olarak, her vaka örneği için zemin tabakalarının birim ağırlıkları yeniden belirlenmiş ve tüm veritabanında Tablo 3’de sunulan değerler sistematik olarak kullanılmıştır.

(kumlar için) (2)

(killer için) (3)

)3/1(60112, )(80 NV ms

)3/1(60112, )(100 NV ms


1080


Veritabanındaki her vaka örneğini kapsayan bu değişikliklere ek olarak, tüm vaka örnekleri bugünkü mevcut bilgi düzeyi ile yeniden analiz edilmiştir. Uygulanan bazı değişiklikler şu şekilde özetlenebilir: (1) Çetin vd. (2004) veritabanında yer alan 1975 Haicheng Ms=7.3 Shung Tai Zi R ve 1994 Northridge Mw=6.7 Malden Street Unit D vaka örneklerine Çetin vd. (2015) veritabanında yer verilmemiş olup bu kararın gerekçesi önceki kısımlarda açıklanmıştır. (2) 3 adet vaka örneğinin ((a) Miller Farm CMF-10, (b) Kobe No:6 ve (c) Kobe No:16) sıvılaşmamış vaka örneği olarak değerlendirilmelerine karar verilmiştir. (3) Mevcut bilgi düzeyi ve USGSCentennial Deprem Kataloğu (Engdahl ve Villasenor (2002)) ve Next Generation Attenuation (NGA, Chiou vd. (2008))) araştırma projesinin verilerinden yararlanarak, bazı tarihsel depremlerin moment büyüklükleri ve maksimum yer ivmesi değerleri güncellenmiştir. (4) Bazı saha verileri için yer altı su seviyesi, maksimum yer ivmesi amax, ortalama ince dane yüzdesi, kritik sıvılaşma derinliği, ortalama SPT-N, tij boyu düzeltme katsayısı (CR), sondaj delgi çapı düzeltme katsayısı (CB) değerleri yeniden incelenmiştir. (5) Tüm girdi parametrelerindeki belirsizlikleri modellemek üzere model standard sapması yeniden hesaplanmıştır.

Tablo 3. Çetin vd. (2015) Veritabanındaki Birim Ağırlık SeçimiGranüler zeminler için

SPT-N60 (darbe/30 cm) γkuru (kN/m3) (pcf) γdoygun (kN/m3) (pcf)0 - 4 14.1 (90) 17.3 (110)5 - 10 17.3 (110) 18.9 (120)11 - 30 18.9 (120) 19.6 (125)30 - 50 19.6 (125) 21.2 (135)

İnce daneli zeminler için0 - 4 15.7 (100) 17.3 (110)5 - 8 17.3 (110) 18.9 (120)9 - 16 18.1 (115) 19.6 (125)

Tüm bu değişiklikler (2004) veritabanı ile kıyaslandığında son derece küçük farklar doğurmuş olup, veritabanlarının girdi parametrelerinin ortalamaları kıyaslamalı olarak Tablo 4’de gösterilmiştir. Tablo 4'de sunulan ortalamalar hesaplanırken sıvılaşmış ve sıvılaşmamış vaka örnekleri için sırası ile 0.8 ve 1.2 ağırlık katsayıları kullanılmıştır. Ayrıca, Kobe verilerinin aşırı temsil edilmeleri sorununu çözmek üzere bu veriler de 0.25 katsayısı ile ağırlıklandırılmıştır. Tablo 4’den de anlaşılacağı üzere, temel farklılaşmanın CSR ve normalizde CSR değerlerinin hesaplanmasında ortaya çıktığı anlaşılmaktadır. Ortalama CSRN değerleri arasındaki fark % 18 mertebelerindedir. Bu farkın % 12, % 4 ve %4 mertebelerinde farklılaşan K , KMW ve rddeğerlerinden kaynaklandığı anlaşılmıştır. Aslında ortalama verilerin kıyaslanması ile genel veritabanı ortalama davranışı anlaşılabilmekle birlikte, farklı araştırmacıların vaka analizlerini analiz ederkenki farklılıkları vaka örnekleri özelinde irdelenememektedir. Bu eksikliği ortadan kaldırmak üzere seçilen iki vaka örneğinin araştırmacılarca nasıl farklı analiz edildiğini vurgulamak üzere değerlendirmeler yapılacaktır. Farklı analiz tercihlerini vurgulamak üzere, varitabanından bir adet sıvılaşmış (Owi-1, 1980 Mid-Chiba, Mw=6.1) bir adet de sıvılaşmamış (Ienaga, 1944 Tohnankai, Mw=8.0) vaka örneği seçilerek, Çetin vd. ile Idriss ve Boulanger yöntemlerine ve tercihlerine tamamiyle sadık kalarak analiz edilecektir. Sondaj logları Şekil 4'de sunulmuş olup, her iki araştırma grubunca yapılan kritik tabaka seçimleri de gösterilmiştir. Ayrıca Tablo 5'de girdi parametrelerinin özeti de sunulmuştur. Girdi parametrelerindeki farklılaşmayı sebep olan tercihler Tablo 6‘de özetlenmiştir.


1081


Tablo 4. Çetin vd. (2014), Çetin vd. (2015) ve Idriss ve Boulanger (2010) Veritabanlarının Ortalama Girdi Parametrelerinin Kıyaslanması

Parameter Çetin vd. (2004) Çetin vd. (2015) Idriss ve Boulanger (2010)Ortalama Std.Spm. Ortalama Std.Spm. Ortalama Std.Spm.

amax (g) 0.25 0.04 0.24 0.05 0.25

Idriss ve Boulanger

veritabanında girdi

parametrelerinin standard

sapmaları hesaplanmamıştır.

Mw 7.06 0.20 7.09 0.22 7.13FC (%) 18.89 3.02 16.67 4.16 16.24dcr (m) 5.08 0.53 4.94 0.55 5.02(N1) 60 16 3 15 3 15

kuru (kN/m3) 15.20 0.67 16.41 0.47 -doygun (kN/m3) 16.91 0.69 18.90 0.47 -

rd 0.86 0.06 0.91 0.06 0.95'v (kPa) 53.48 5.83 60.04 5.65 61.29v (kPa) 83.87 9.52 89.30 10.66 91.78

Vs,12m (m/s) 178.92 - 190.73 - -CSR 0.21 0.04 0.21 0.05 0.23Kσ 1.23 - 1.20 - 1.06

N1,60,CS 17 - 16 - 17KMW 1.17 - 1.17 - 1.12

CSRN 0.16 - 0.16 - 0.20

Şekil 4. Farklı Analiz Tercihlerini Vurgulamak Üzere Seçilen 2 Vaka ÖrneğiOwi-1, 1980 Mid-Chiba, Mw=6.1 Ienaga, 1944 Tohnankai, Mw=8.0


1082


Tablo 5. Farklı Analiz Tercihlerini Vurgulamak Üzere Seçilen 2 Vaka Örneği Girdi Parametreleri

1980 Mid-Chiba M=6.1, Owi-1 1944 Tohnankai M=8.0, Ienega

Parametre Idriss ve Boulanger (2010)

Çetin vd. (2015)

Idriss ve Boulanger (2010)

Çetin vd. (2015)

dcrt 6.1 5.5 4.3 4.3M 6.0 6.1 8.1 8.1

N1,60 7.1 7.9 3.4 2.2N1,60,CS 9.6 10.6 8.7 4.7CSR 0.1 0.07 0.14 0.16

CSRN 0.07 0.04 0.16 0.15amax 0.095 0.079 0.2 0.2FC 13 30 30 72.5rd 0.89 0.81 0.99 0.87

KMW 1.48 1.61 0.85 0.84Kσ 1.05 1.16 1.07 1.23

Tablo 6. Çetin vd ile Idriss ve Boulanger CRR Bağıntılarının Farklı Olmasının NedenleriGirdi Parametresi Idriss ve Boulanger Çetin vd. (2015)

amax Maksimum Dik iki yönün geometrik ortalaması

Kritik derinlik Kritik kum veya silt tabakası içindeki en küçük SPT N değerinin kaydedildiği derinlik seçilir.

Kum veya silt tabakasının orta noktası kritik derinlik olarak seçilir.

SPT N değeri En düşük N değeri seçilir. Kritik tabakadaki ortalama değer kullanılır.

İnce Dane %, FC En düşük FC değeri seçilir. Kritik tabakadaki ortalama değer kullanılır.

rd Idriss (1999) Çetin ve Seed (2002)K Analiz öncesi, Idriss ve

Boulanger (2008) düzeltmesi uygulanır.

Maksimum olabilirlik analizleri sırasında veritabanı kullanılarak hesaplanır.

KMw Analiz öncesi, Idriss (1999) düzeltmesi uygulanır.


N1,60,CS Analiz öncesi Idriss ve Boulanger (2004, 2008)düzeltmesi uygulanır.


Veritabanının ağırlıklandırılması

Sıvılaşanlar 0.8Sıvılaşmayanlar 1.2

Sıvılaşanlar 0.8Sıvılaşmayanlar 1.2Kobe verisi 0.25

Limit Durum Modeli Tek model parametresi serbest bırakılarak maksimum olabilirlik analizleri yapılmaktadır.

Yedi model parametresi serbest bırakılarak maksimum olabilirlik analizleri yapılmaktadır.


1083


Araştırmacılarca kullanılan farklı rd, K , KMW ve FC düzeltmeleri, veritabanının ortalama değerleri için ürettiği cevapları da gösterir şekilde Şekil 5'de sunulmuştur. Dolayısı ile tüm bu farklı tercihler sebebi ile araştırmacılar tarafından önerilen CRR eğrilerinin doğrudan kıyaslanması doğru olmayacaktır. Hatta bu modellerin araştırmacıların tercihleri ile uyumsuz şekilde ileri analizlerde kullanılması da doğru olmayan sonuçlar üretebilecektir.

'v/Pa

0-0.25

0.25-0

.5

0.50-0

.75

0.75-0

.10

0.10-0

.125

0.125

-0.15

0.15-0

.175

0.175

-0.20

0

Ver

i Say

ısı

0

20

40

60

80

1000,0 0,5 1,0 1,5 2,0

K0,0

0,5

1,0

1,5

2,0Idriss ve Boulanger (2010)Çetin vd. (2015)

82

5

60

36

187

2 1

'v/PaMagnitude

5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5

MSF

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0Çetin vd. (2015)Idriss (1999) Seed ve Idriss (1982)Youd ve Noble PL=50%

N1,60 (darbe/30 cm)5 10 15 20 25 30 35

delta

N1,

60 (

darb

e/30

cm

)

0

2

4

6

8

10

Seed vd. (1984)Çetin vd. (2004)Çetin vd. (2015)IB (2004,2008)

FC=%5FC=%5FC=%5 FC=%5

FC=%35

FC=%15

FC=%35

FC=%15FC=%15

FC=%15

FC=%35FC=%35

Şekil 5. Düzeltme Terimleri

3. GÜNCELLENMİŞ SIVILAŞMA BAĞINTILARI

Veritabanının incelenip düzenlenmesinin ardından maksimum olabilirlik teorisi kullanılarak Çetin vd. (2015) veritabanı için yeni sıvılaşma bağıntısı geliştirilmiştir. Bu çalışma sonucu elde edilen yeni sismik zemin sıvılaşması bağıntısı model parametreleri ve düzeltme terimleri K ,moment büyüklüğü düzeltme katsayısı (KMw) ve ince dane düzeltmesi (FC) Denklem 4-8’de sunulmuştur.

(4)ln(CSR))) -+FC +

P'

ln 3-) ln(M 2-FC)+(1+(N-

654a

vw11,60

LP


1084


= standart normal dağılım fonsiyonunun tersi (örn., ortalama=0 ve standart sapma=1). Microsoft excel kullanılırken bu fonsiyon “NORMINV(PL,0,1)” olarak tanımlanır.

(5)

(6)

(7)

(8)

Çetin vd. (2015) sıvılaşma tetiklenme bağıntısı ve Çetin vd. (2004) çalışmasının sonuçları ile kıyaslamalı olarak Tablo 7’de sunulmuştur.

Tablo 7. Çetin vd. Tetiklenme Bağıntıları için Hesaplanan Model Katsayıları(i.e.: )

Model 1 Çetin vd. (2004) Çetin vd. (2015)Sıvılaşmış Sahalar için Ağırlık Katsayısı 0.8 0.8

Sıvılaşmamışlar Sahalar için Ağırlık Katsayısı 1.2 1.2Kobe için Ağırlık Katsayısı - 0.25

θ1 0.004 0.003θ2 29.530 27.426θ3 3.700 3.627θ4 0.050 0.066θ5 16.850 16.951θ6 13.320 11.849

Model Hata Terimi, σe 2.70 2.46

Elde edilen olasılıksal sismik zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları Şekil 6’de grafiksel olarak sunulmuştur. Bu grafik üzerinde sıvılaşmanın gözlendiği sahalar içi dolu sembol, sıvılaşma gözlenmemiş sahalar içi boş sembol ve marjinal sahalar ise üçgen sembolü ile gösterilmiştir. Eğriler sıvılaşma olasılığı 5, 20, 50, 80 ve % 95 veya bu olasılıklara karşılık gelen güvenlik katsayısı (FS) 1.40, 1.20, 1.0, 0.85 ve 0.70 için sunulmuştur. Güvenlik katsayıları sıvılaşma olasılığı % 50 eğrisinin güvenlik katsayısı 1.0'e tekabül ettiği kabulü ile hesaplanmıştır.

6

L(-1)

54a

v3w211,60

Lvw1,60

)))(P ++FC +) P

'ln -) ln(M -FC) +(1+(N

exp

=) PFC,,',M,CRR(N

.849)(-3.627/11

a

v

a

v

1atm P'ln=)

P'(

CRRCRR=K ) 6/3(-

FC 0.066+FC) 0.003+(1 N=FC +FC) +(1 N=N 1,60411,60CS1,60,

1.849)(-27.426/1

7.5M

)7.5

(=) 7.5

(CRR

CRR=SF ) 62/(- MMM

)(PL-1


1085


N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

CSR

Mw

=7.5

, 'v

=100

kPa,

0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6 SıvılaşmışSıvılaşmamışMarjinalÇetin vd. (2015)Çetin vd. (2004)

PL=80% PL=20%PL=95% PL=50% PL=5%

FS=0.85 FS=1.20 FS=0.70 FS=1.0 FS=1.40

Vaka analizleri Çetin vd. (2015) veritabanına aittir

Şekil 6. Çetin vd. (2004) ve Çetin vd. (2015) Olasılıksal Sismik Zemin Sıvılaşması Tetiklenme Bağıntıları

Her ne kadar daha önce CRR eğrilerinin doğrudan kıyaslanmasının yanlışlığı ve mahsurları belirtilmiş olsa da, sadece güncellenmiş bağıntıların eski eğrilerle kıyasla nerede yer aldığını göstermek üzere Şekil 7 hazırlanmıştır. Yeni bağıntının sismik zemin sıvılaşması açısından kritik olan N1,60,CS < 20 darbe/30 cm bölgesinde Çetin vd. (2004) bağıntısı ile oldukça uyumlu olduğu görülmüştür. Şekilde de açıkça görüldüğü üzere Çetin vd. “deterministik” (2015) bağıntısı (PL=%50, önerilen deterministik bağıntı) Çetin vd. (2004) eğrisi ile Idriss ve Boulanger (2012) bağıntılarının ortasında yer almaktadır. Çetin vd. bağıntı ve Idriss ve Boulanger (2012) eğrisi mukayese edildiğinde N1,60,CS < 5 darbe/30 cm olduğu bölgede Idriss ve Boulanger (2012) CRR değerlerinin (2015) değerlerine kıyasla %60-70 mertebelerinde yüksek olduğu gözlenmiştir. Bu farklılığın N1,60,CS 10 ile 20 darbe/30 cm olduğu bölgede %40 ve %5'e düştüğü görülmüştür. Sismik zemin sıvılaşması problemlerinde güvenlik katsayılarının 1.0-1.3 gibi düşük mertebelerde kullanıldığı hatırlandığında CRR değerindeki 2 kat mertebelerindeki farklılıkların güvenlik katsayılarına da aynı mertebede yansıyacağı aşikardır. Şekil 8’de Çetin vd (2004), Çetin vd. (2015) ve Idriss ve Boulanger (2012) sismik zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları sıvılaşma olasılığı % 15 ve % 50 için, Seed vd. (1984) eğrileri ile birlikte gösterilmiştir. Sonuç olarak hangi sismik zemin sıvılaşma olasılığı esas alınırsa alınsın, bu denklemler arasında ciddi farklılıklar bulunmaktadır.


1086


N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

CSR

Mw

=7.5

, 'v

=100

kPa,

0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6Cetin vd. (2015)Cetin vd. (2004)Idriss ve Boulanger (2012)

PL=50%

Şekil 7. Çetin vd. (2015) Sismik Sıvılaşma Bağınıtsının Çetin vd. (2004) ve Idriss veBoulanger (2012) Eğrisi ile Kıyaslanması (PL=50%)

N1,60,CS

0 10 20 30 40 50

CSR

Mw

=7.5

, 'v

=100

kPa,

0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6Çetin vd. (2015)Çetin vd. (2004)Idriss and Boulanger (2012)Seed et. al. (1984)

PL=50%FC=5%

PL=15%FC=5%

N1,600 10 20 30 40 50

Cetin vd. (2015)Cetin vd. (2004)Idriss ve Boulanger (2012)Seed vd. (1984)

Şekil 8.Seed vd. (1984), Çetin vd. (2004), Idriss ve Boulanger (2012) ve Çetin vd. (2015) Sıvılaşması

Tetiklenme Bağıntılarının Karşılaştırılması

5. ÖZET VE SONUÇLAR

Sismik zemin sıvılaşması problemlerinin analizine yönelik olarak Liao vd. (1988, 1998), Toprak vd. (1999), Çetin vd. (2004), ve Idriss and Boulanger (2004, 2008, 2012) tarafından


1087


deterministik ve olasılıksal zemin sıvılaşması tetiklenme bağıntıları önerilmiştir. Bu çalışmalar dikkatle incelendiğinde ve önerilen sıvılaşma tetiklenme sınır eğrileri karşılaştırıldığında (ki bu bildiri kapsamında tartışıldığı üzere gerek N1,60 gerekse de CSR terimleri için kullanılan farklı hesaplama ve düzeltme yöntemleri nedeniyle doğrudan bir kıyaslama yapmak sağlıklı değildir.) ciddi farklılıkların olduğu görülmektedir. Idriss ve Boulanger (2010) bu farklılıkların, Çetin vd. (2004) veritabanında yer alan 8 adet kritik vaka örneğinin araştırmacılarca farklı işlenmesi sebebi ile kaynaklandığını iddia etmiştir. Bu çalışma kapsamında bu hipotezin doğruluğu sorgulanmıştır. Çetin vd. (2004) veritabanındaki bu 8 adet vaka örneği -her ne kadar Çetin vd. bu önerilerin bazılarına katılmasa da- Idriss ve Boulanger tarafından önerildiği üzere değiştirilmiştir. Yenilenen analizler sonrası, Çetin vd. (2004) ve (2015) CRR eğrilerinde son derece cüzi farklılıklar ortaya çıkmış, ancak sonuç eğriler hala Idriss and Boulanger eğrilerinden ciddi mertebede farklılaşmıştır. Dolayısı ile Idriss ve Boulanger tarafından geliştirilen hipotez reddedilmiştir. Sonrasında, modeller arasındaki farklılıkların kaynağının anlaşılması için Seed vd., Idriss ve Boulanger, ve Çetin vd. veritabanları incelenmiş, Çetin vd. veritabanında bulunan tüm saha verileri, tek tek incelenerek bugünkü mevcut bilgi düzeyi ışığında yeniden değerlendirilmişlerdir. Veritabanının tümünü kapsayan bazı sistematik güncellemelere ek olarak, yer yer her veriye özel bir takım değişiklikler de yapılmıştır. Veritabanının tamamı gerekli girdi parametrelerini de özetler şekilde Çetin vd. (2015) ve Ilgaç (2015) de sunulmuştur. Veritabanındaki temel farklılaşmanın CSR ve normalize CSR değerlerinin hesaplanmasında ortaya çıktığı anlaşılmaktadır. Idriss ve Boulanger ve Çetin vd. CSRN değerleri arasındaki fark % 18 mertebelerindedir. Bu farkın % 12, % 4 ve %4 mertebelerinde farklılaşan K , KMW ve rd değerlerinden kaynaklandığı anlaşılmıştır. Aslında ortalama girdi verilerin kıyaslanması ile genel veritabanı ortalama davranışı anlaşılabilmekle birlikte, farklı araştırmacıların vaka örneklerini işlerkenki farklı tercihleri vaka örnekleri özelinde irdelenememektedir. Bu eksikliği ortadan kaldırmak üzere seçilen iki vaka örneğinin araştırmacılarca nasıl farklı analiz edildiğini vurgulamak üzere değerlendirmeler yapılmış ve araştırmacıların sistematik olarak farklı tercihleri belirlenmiştir. Bu farklılıklar Tablo 6’da özetlenmiştir. Çetin vd. veritabanının incelenip düzenlenmesi ardından maksimum olasılık teorisi kullanılarak Çetin vd. (2015) veritabanı için yeni sıvılaşma bağıntısı geliştirilmiştir. Her ne kadar daha önce CRR eğrilerinin doğrudan kıyaslanmasının yanlışlığı ve mahsurları belirtilmiş olsa da, sadece güncellenmiş bağıntıların eski eğrilerle kıyasla nerede yer aldığını göstermek üzere mevcut eğriler Şekil 6’da sunulmuştur. Yeni bağıntının sismik zemin sıvılaşması açısından kritik olan N1,60,CS < 20 darbe/30 cm bölgesinde Çetin vd. (2004) bağıntısı ile oldukça uyumlu olduğu görülmüştür. Şekilde de açıkça görüldüğü üzere Çetin vd. “deterministik” (2015) bağıntısı (PL=%50, önerilen deterministik bağıntı) Çetin vd. (2004) eğrisi ile Idriss ve Boulanger (2012) bağıntılarının ortasında yer almaktadır. Çetin vd. ve Idriss ve Boulanger (2012) eğrisi mukayese edildiğinde N1,60,CS < 5 darbe/30 cm olduğu bölgede Idriss ve Boulanger (2012) CRR değerlerinin (2015) değerlerine kıyasla %60-70 mertebelerinde yüksek olduğu gözlenmiştir. Bu farklılığın N1,60,CS 10 ile 20 darbe/30 cm olduğu bölgede %40 ve %5'e düştüğü görülmüştür. Sismik zemin sıvılaşması problemlerinde güvenlik katsayılarının 1.0-1.3 gibi düşük mertebelerde kullanıldığı hatırlandığında CRR değerindeki 2 kat mertebelerindeki farklılıkların güvenlik katsayılarına da aynı mertebede yansıyacağı aşikardır. Sonuç olarak hangi sismik zemin sıvılaşma olasılığı esas alınırsa alınsın, bu denklemler arasında ciddi farklılıklar bulunmaktadır. Daha önce belirtildiği üzere, farklılıklar sınırlı birkaç verinin işlenişinden değil tüm verilerin işlenmesindeki fikir ayrılıklarından kaynaklanmaktadır. Özetle, sıvılaşma tetiklenme bağıntılarının doğrudan mukayese edilmesi doğru değildir ve bu bağıntılar kullanılırken, tarafsız sonuçlar için, seçilen orijinal çalışmaya ve araştırmacının veri işleyiş yöntemine sadık kalınmalıdır.


1088


KAYNAKLAR

[1] Boulanger, R. W. and Idriss, I. M. (2012). Probabilistic Standard Penetration Test–Based Liquefaction–Triggering Procedure, J. Geotechnical and Geoenvironmental Eng, ASCE 138(10), 1185-95.

[2] Chio, B. S. J., and Youngs, R.R. (2008). “An NGA model for the average horizontal component of peak ground motion and response spectra.” Earthquake Spectra, 24(1), 173-215.

[3] Çetin, K. O., and Seed, R. B. (2004). "Nonlinear shear mass participation factor (rd) for cyclic shear stress ratio evaluation." Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Elsevier, 24: 103-113.

[4] Engadhl, E. R., and Villasenor, A. (2002). “Global seismicity: 1900-1999.” International Handbook of Earthquake and Engineering Seismology, Intl. Assoc. Sesismol. And Phys. Earh’s Interior, Committee on Education, Vol. 81A, 665-690.

[5] Idriss, I. M., and Boulanger, R. W. (2006). Semi-empirical procedures for evaluating liquefaction potential during earthquakes, J. Soil Dynamics and Earthquake Eng. 26, 115–30.

[6] Idriss, I. M., and Boulanger, R. W. (2008).Soil liquefaction during earthquakes. Monograph MNO-12, Earthquake Engineering Research Institute, Oakland, CA, 261 pp.

[7] Idriss, I. M. and Boulanger, R. W. (2010). “SPT-based liquefaction triggering procedures.” Rep. UCD/CGM-10/02, Dept. of Civil and Environmental Engineering, Univ. of California, Davis, CA.

[8] Ilgaç, M. (2015). “A Comparative Assessment Of Seismic Soil Liquefaction Triggering Relationships,”Master Thesis, Middle East Technical University, Turkey.

[9] Liao, S. S. C., Veneziano, D., Whitman, R.V. (1988), "Regression Models for Evaluating Liquefaction Probability", Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 114, No. 4, pp. 389-409. Liao and Lum 1998

[10] Liao, S. S. C., Lum, K. Y. (1998), "Statistical Analysis and Application of the Magnitude Scaling Factor in Liquefaction Analysis", Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics III, Vol. 1, 410-421. NGA

[11] Seed, H. B., Idriss, I. M. (1971), “Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential”, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 97, No SM9, Proc. Paper 8371, September 1971, pp. 1249-1273.

[12] Seed, H.B., Tokimatsu, K., Harder, L.F., and Chung, R.M., 1985, "The Influence of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations," Journal ofGeotechnical Engineering, ASCE, Vol. 111, No. 12, p. 1425-1445.

[13] Seed, H. B., Tokimatsu, K. Harder, L. F., Chung, R. M. (1984), “The Influence of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations”, Earthquake Engineering Research Center Report No. UCB/EERC-84/15, University of California at Berkeley, October, 1984.

[14] Toprak, S., Holzer, T. L., Bennett, M. J., Tinsley, J. C. (1999), "CPT- and SPT-based Probabilistic Assessment of Liquefaction Potential, Proceedings of Seventh U.S.-Japan Workshop on Earthquake Resistant Design of Lifeline Facilities and Countermeasures Against Liquefaction.


1089


SİSMİK TEHLİKE ANALİZİ İÇİN MANTIK AĞACIYAKLAŞIMI

LOGIC TREE APROACH FOR SEISMIC HAZARD ASSESSMENT

Hamza GÜLLÜ1 Recep İYİSAN 2

ABSTRACT

The use of logic tree approach for seismic hazard assessment has been investigated in this work. For this purpose, the logic tree was introduced with the applications and discussed. The study indicates that the logic tree can be used for simply evaluating the uncertainities in seismic hazard analysis. It is understood from the study, the alternate models that have relatively higher likelihood through the logic tree approach could be potentially offered for seismic hazard assessment. It is beliewed that this study could be beneficial for the experimenters who will conduct a seismic hazard assessment in practice.

Keywords: Logic tree, seismic hazard analysis, uncertainity, probability.

ÖZET

Bu çalışmada, mantık ağacı yönteminin sismik tehlike analizlerinde kullanımı incelenmiştir. Bu doğrultuda, mantık ağacı uygulamaları gözden geçirilerek, yöntemin kullanımı irdelenmiş ve tartışılmıştır. Sismik tehlike analizlerinde karşılaşılabilecek model belirsizliklerinin mantıkağacı yöntemi ile basit bir şekilde değerlendirilebileceği anlaşılmıştır. Alternatif modeller arasında olasılıksal değeri en yüksek olan model kombinasyonu, ihtiva ettiği parametreler dikkate alınarak bölge için yapılacak sismik tehlike analizinde potansiyel olarak kullanılabilir. Bu çalışmanın, sismik tehlike analizi yapacak uygulamacılar için faydalı olacağı düşünülmektedir.

Anahtar kelimeler: Mantık ağacı, sismik tehlike analizi, belirsizlik, olasılık.

1. GİRİŞ

Geleneksel sismik tehlike analizlerinde çoğunlukla Cornell [1] çalışmasını esas alan bir hesaplama yöntemi izlenerek, bölgenin depremsellik etkisi ortaya konulmaya çalışılır. Bu metod, genel olarak i) sismik kaynakların (fay) belirlenmesi, ii) Gutenberg-Richter yöntemi ile kaynaklara ait sismisite modellerinin (logN=a+bM) oluşturulması, ii) uygun azalım ilişkilerinin belirlenmesi, iv) deprem lokasyonu ve deprem manyitüdü gibi belirsiziliklerden etkilenen yer hareketi parametresinin (ivme, hız, spektral ivme, v.s.) toplam olasılık yöntemleri ile analiz edilmesi, uygun istatistiksel yöntemler (Poisson dağılımı) kullanılarak belirli bir zaman 1 Doç. Dr. Gaziantep Üniversitesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected] Prof. Dr., İTÜ, İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected]


1090


aralığındaki deprem oluşumun tahmini ve v) belirli bir aşılma olasığına göre kaynaklarda oluşabilecek deprem etkisinin hesaplanması adımlarını içermektedir. Bu yöntem kullanılarak yapılan sismik tehlike analizlerinde, oluşabilecek belirsizliklerin (faya uzaklık, manyitüd, azalım ilişkisi, v.s.) ortaya konulması ve buna bağlı olarak güvenilir sonuçların elde edilmesi önemli bir zaman ve çaba gerektirmektedir. Bu hususlar hem deprem etkisinin hem de deprem sonrası oluşubilecek kayıpların tahmin edilmesinde önemli derecede etkili olacaktır. Alternatif olarak, mantık ağacı (logic tree) yönteminin kullanılması model belirsizliklerinin iyileştirilmesi için, belirsizliklerin ortaya konulduğu uygun bir çerçeve kapsamında önemli katkı sağlayabilir. Bu bildiride bu amaç doğrultusunda, sismik tehlike analizlerinde mantık ağacı yönteminin araştırılması hedeflenmiştir. Konu, uluslarası literatürde alternatif bir kullanım alanı bulmakla beraber, ülkemizde yeterince irdelenmemiştir.

2. MANTIK AĞACI YÖNTEMİ

Mantık ağacı yöntemi ilk defa Kulkarni vd. [2] tarafından olasılıksal sismik tehlike analizi için takdim edilmiş olup, sismik tehlike analizlerinde oluşabilecek belirsizlikleri sayısal olarak çözebilmek için uygulanmış bir araçtır. Analizi yapılan bölgeye ait muhtemel sismik belirsizlikler ağaç dalları şeklinde branşlara ayrılarak temsil edilir. Her bir branşa, uygulamacının en doğru model veya en doğru tahmin doğrultusunda takdir ettiği ağırlıklı bir olasılıksal değer atanır. Belirsizlikler i) epistemik (veri eksikliğinden kaynaklanan belirsizlikler), ii) aleator (rasgele yer hareketi salınımından ve dalga yayılımından kaynaklanan doğal belirsizlikler) olmak üzere iki kategoriye ayrılabilir. Bu kategorilerdeki belirsizlikler, sismik kaynak, sismisite modeli, maksimum manyitüd, kıtasal kalınlık modeli, sismojenik kalınlık, deprem derinliği, faylanma türü, kırılma uzunluğu, azalım ilişkileri, v.s., gibi jeolojik ve tektonik kökenlidir. Sismik tehlike analizlerinde karşılaştığımız bütün belirsizlikler, olasılıksal dağılımlar ile açıklanamayabilir. Bölge için kullanılabilecek modeller (en uygun azalım ilişkisi, manyitüd dağılımı, v.s.) açık olmayabilir. Uzmanlar bölgeyi temsil eden model parametrelerinde (fay segmentleri, maksimum manyitüd, odak derinliği, v.s.) uzlaşamayabilir. Mantık ağacı yöntemi, belirsizliklerin tayinedilmiş bir olasılık değeri ile temsil edildiği, farklı alternatif modellerin uygulanmasına müsaade eden bir yaklaşım biçimi olup, alternatif modeller arasında sismik tehlike analizlerindeki belirsizliklerin değerlendirilebilmesi amacıyla uygulamacıya ışık tutabilir.Mantık ağacı yöntemi kullanılarak basit modeller üzerinde bu belirsizilikler hesaba katılır. Branşların ağırlıklı olasılıksal değerleri uzman görüşleri dikkate alınarak tayin edilir. Branşlar değişik olasılık değerlerine sahip olabilir, ancak ilgili düğümdeki branşlardaki toplam olasılık değeri 1 olmak zorundadır. Sismik tehlike hesapları muhtemel belirsizlikleri gösteren mantık ağacı branşlarında yapılır. Her bir branş yıllık aşılma olasılığını gösteren bir tehlike grafiği üretir. Tehlike grafiklerinin değerleri branşların birleşimi boyunca ağırlıklı olasılıksal değerlerin çarpılması ile belirlenir.Şekil 1 (Aiping ve Xiaxin, [3]) örnek bir mantık ağacı uygulamasını göstermektedir. Şekil 1’den de görüldüğü gibi, mantık ağacı yaklaşımında, herbirinde faklı modellerin temsil edildiği bir dizi düğüm ve bu düğümlere bağlanan çubuksal branşlardan oluşan terminaller bulunmaktadır. Şekil 1’deki mantık ağacı örneğinde sismik tehlike analizinde oluşabilecek belirsizlikler, sismik zon (tektonik ve sismolojik model), sismik kaynak, aktiviteler, azalım ilişkisi, v.s., olarak modellenmiştir. Branşlarda temsil edilen model veya parametrelerin kombinasyonları ile hesaplanacak tehlike grafiklerinin olasılık değeri, branşlardaki olasılık değerlerinin bir öncekiler ile çarpılması sonucu elde edilmektedir.


1091


Şekil 1. Basit Bir Mantık Ağacı Modeli [3]

3. UYGULAMA, TARTIŞMA VE DEĞERLENDİRMELER

Şekil 2, bir sismik tehlike analizinde karşılaşılabilecek model belirsizliklerinin kombinasyonu ile oluşturulan basit bir mantık ağacı modelini göstermektedir (Kramer, [4]). Bu modeldeki belirsizlikler, azalım denklemleri, manyitüd dağılımı (sismisite modeli) ve maksimum manyitüd parametreleri olarak verilmiştir. Uzman görüşleri doğrultusunda branşlardaki belirsizliklerin doğruluklarını gösteren ağırlıklı olasılıksal değerler tayin edilmiştir. Bu olasılıksal değerler uzmanların bölgeye ait olarak edindikleri bilgi ve tecrübelere dayalıdır. Bunlar azalım ilişkileri için eşit olmak üzere 0.5, manyitüd dağılımı için 0.6 ve 0.4 ve maksimum manyitüd için 0.3, 0.6 ve 0.1 değerleri olarak hesaba katılmıştır. Şekil 2’den de görüldüğü üzere branşlardaki olasılık değerlerinin toplamı 1’dir. Bu bildiride, mantık ağacı uygulamasını yorumlayabilmek için, verilen olasılık değerleri kullanılarak, önerilebilecek modelleri gösteren ve herbir terminal branşını ihtiva eden kombinasyonlar için olasılık değerleri (W) hesaplanmıştır. Bu değerler, daha önceden de belirtildiği gibi herbir branşın olasılık değerinin çarpılmasıyla elde edilmiştir. Örneğin, model Campbell-Gutenberg-Richter-7.8 için olasılık değeri 0.5*0.6*0.6=0.18 olarak bulunmuştur. Hesaplama yönteminden de anlaşılacağı üzere, mantık ağacı yöntemi ile belirsizliklerin sismik tehlike analizlerindeki etkisinin ortaya konulması, oldukça az bir çaba gerektirmektedir. Şekil 2, belirsizliklerin farklı kombinasyonlar ile ihtiva edildiği modellerin farklı olasılık değerleri verdiğini göstermektedir. Bu kapsamda ağaç mantığının uygulanması üzerine şöyle bir çıkarım önerilebilir: “Alternatif modeller arasında olasılıksal değeri en yüksek olan model kombinasyonu, ihtiva ettiği parametre özellikleri dikkate alınarak bölge için yapılacak sismik tehlike analizinde potansiyel olarak kullanılmak üzere önerilebilir”. Bu yorum yazara ait olup, tartışmaya da açık olmakla beraber, Cornell [3] klasik hesaplama yöntemi kullanılarak alternatif modellerin karşılaştırılmasıyla test edilebilir. Bu yaklaşım biçimi dikkate alındığında, Şekil 2’deki mantık ağacı uygulamasında, Campbell-Gutenberg-Richter-7.8 (W=0.18) ile Joyner Boore-Gutenberg-Richter-7(3/4) (W=0.18) modellerinin ilgili bölge için yapılacak sismik tehlike analizlerinde diğerlerine göre potansiyel olarak daha doğru sonuçlar vereceği öngörülmektedir. Bu modelleri, Campbell-Karakteristik denklem-7.8 (W=0.12) ile Joyner Boore-Karakteristik denklem-7.8 (W=0.12) modelleri izlemektedir.


1092


Olasılıksal sismik tehlike analizi için uygulanan başka bir mantık ağacı modeli de Şekil 3’de (Wahlström ve Grünthal [5]) gösterilmektedir. Bu model bölgeye ait sismik belirsizlikler olarak saptanan moment manyitüdü hesabı, bölgesel modeller, azalım ilişkileri, maksimum manyitüd, sismisite modeli (frekans-manyitüd) ve odak derinliğini ihtiva eden branşlardan oluşmuştur. Branşlardaki belirsizliklere ait olasılıksal değerler uzman görüşüne göre tayin edilmiş olup, Sekil 3’de gösterilmektedir. Örneğin, ilk sırayı teşkil eden model incelendiğinde, parametre ve olasılık değerleri sırasıyla; manyitüd hesabı (a) ve 0.75, bölgesel model (A) ve 0.25, azalım ilişkisi (4) ve 0.5, maksimum manyitüd (1) ve 0.25, sismisite (bölgesel) ve 0.5, ve odak derinliği (H1) ve 0.2 olarak model doğruluğunun temsil edilebileceği öngörülmüştür. Mantık ağacı yöntemine göre, bu parametre ve olasılık değerlerinin kombinasyonundan oluşan modelin sismik tehlike analizindeki etkisi veya doğruluğu 0.75*0.25*0.5*0.25*0.5*0.2=2.34375*10-3

olarak hesaplanır. Alternatif model olarak düşünülebilecek (a)-(B)-Eq(5) ise 0.75*0.25*0.5=0.094 olarak hesaplanır. Şekil 3’deki yukarıda hesaplanan model kombinasyonlarının olasılıksal değerlerinden anlaşılmaktadır ki, sismik tehlike analizlerinde belirsizlikler arttıkça, modelin doğruluğu azalmaktadır. Bu durum, bir bölge için sismik tehlike analizi yapılacaksa, bölgeye ait belirsizlikleri ihtiva eden (epistemik, aleator) parametrelerin detaylı bir şekilde irdelenmesi gerektiğini ortaya koymaktadır. Özellikle, mantık ağacı uygulamalarında, belirsizlikler ne kadar az olursa, modelin doğruluk payı da o kadar artmış olacaktır. Sismik tehlike analizlerinde, uygun azalım ilişkilerinin kullanılması büyük öneme sahiptir. Ancak, analizlerde kullanılacak azalım ilişkilerinin seçilmesinin, uzman görüşleri doğrultusunda mantık ağacı branşlarına yapılacak olasılık tayininden daha etkili olduğu belirtilmektedir [6]. Yapılan son araştırmalar, mantık ağacı yaklaşımının sismik tehlike çalışmaları için faydalı olabileceğine işaret etmektedir [7].

Şekil 2. Mantık Ağacı ile Oluşturulan Bir Sismik Tehlike Modeli [4]


1093


Şekil 3. Sismik tehlike analizi için bir mantık ağacı uygulaması [5]

4.SONUÇ

Bu araştırmada, mantık ağacı yönteminin sismik tehlike analizlerinde kullanımı irdelenmiştir. Sismik tehlike analizlerinde karşılaşılabilecek model belirsizliklerinin değerlendirilmesinde, alternatif modeller arasında olasılıksal değeri en yüksek olan model kombinasyonunun sismik tehlike analizinde potansiyel olarak kullanılabileceği öngörülmüştür. Bu çalışmanın, sismik tehlike analizi konusunda çalışan araştırmacılara faydalı olacağı düşünülmektedir.

KAYNAKLAR

[1] Cornell, C.A. “Engineering Seismic Risk Analysis”, Bulletin of the Seismological Society of America, Vol.58(5): 1583-1606, 1968.

[2] Kulkarni, R.B., Youngs, R.R., Coppersmith K.J. “Assessment of confidence intervals for results of seismic hazard analysis”, in Proceedings of the Eighth World Conference on Earthquake Engineering, San Francisco, Vol.1: 263–270, 1984.

[3] Aiping, T., Xiaxin, T. “Logic Trees for Probabilistic Seismic Hazard Analysis in Low Seismological Hazard Zone”, The 3rd Annual Trilateral of the Strategic Chinese-Korean-Japanese Cooperative Program: Seismic Hazard Assessment for the Next Generation Map, June 16-19, 2013, Sendai, Japan, http://www.j-shis.bosai.go.jp/intl/tem/doc/workshop/2nd/2B-6.pdf, Last Access on 01.June.2015.

[4] Kramer, S.L. “Geotechnical Earthquake Engineering”, Prentice-Hall Inc., Upper Saddle River, NJ, 1996.

[5] Wahlström, R., Grünthal, G. “Probabilistic seismic hazard assessment (horizontal PGA) for Sweden, Finland and Denmark using different logic tree approaches”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol.20: 45-58, 2000.

[6] Sabetta, F., Lucantoni, A., Bungum, H., Bommer, J.J. “Sensitivity of PSHA results to ground-motion prediction relations and logic-tree weights”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol.25: 317-329, 2005.

[7] Güllü, H., Iyisan, R. “A seismic hazard study through the comparison of ground motion prediction equations using the weighting factor of logic tree”, Journal of Earthquake Engineering, 2015, DOI:10.1080/13632469.2015.1104752.


1094


ZEMİN, MÜHENDİSLİK, SİSMİK ANA KAYA MODELLERİ İLE GÖZLEMSEL QUASI VE KURAMSAL ZEMİN

TRANSFER FONKSİYON HESAPLAMALARI

OBSERVED QUASI AND THEORETICAL SOIL TRANSFER FUNCTION CALCULATIONS BY USİNG SOIL, ENGİNEERING/SEISMIC BEDROCK MODELS

Mustafa AKGÜN1 Cavit ATALAR2 Atilla ULUĞ3 Mehmet UTKU4

Ulubey ÇEKEN5 Oya PAMUKÇU6 Tolga GÖNENÇ7

Özkan Cevdet ÖZDAĞ8

ABSTRACT

In earthquake-resistant design, during an earthquake, the behavior of the structures depends on soil characteristics must be predicted and modeled. For this, the propagation characteristics of earthquake waves must be defined on structure location of bedrock charateristicis at ground surface. At depend on lineer system theory the bedrock earthquake effect transfers to surface with transfer spectrum. Transfer functions defines the earthquake waves amplitude-frequency spectra change. This is calculated with Quasi transfer spectrums from microtremor studies and obtained theorical S wave velocity and density value. In Nakamura (1989) studies, quasi transfer spectrums were obtained from microtremor studies (horizontal / vertical spectrum obtained from spectral ratio values). Amplitude-frequency value changes were found so they said that we got information how the earthquake waves affected by ground conditions. For the theorical transfer functions, today, we use S wave sections, P wave sections, density sections and detph sections. Transfer spectrums obtained observational and theoretical. they are considered common. The bedrock ground models are optimized. For ground dynamic analysis, definig ground engineering bedrock model is suitable to studies area. In this context, arround the İzmir Bay, the ground bedrock model calculated from Quasi Transfer Spectrum with spatial autocorrelation method and microgravity studies. It optimized between theoretical spectrums. Both transfer spectrums and ground bedrock models defined 2D sections.

Keywords: Transfer spectrum, quasi transfer spectrum, lineer system, microtremor.

ÖZET 1 Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü2 Yakın Doğu Üniversitesi Mühendislik Fakültesi İnşaat Mühendisliği Bölümü3 Dokuz Eylül Üniversitesi Deniz Bilimleri ve Teknolojisi Enstitüsü4 Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü5 Afet ve Acil Durum Yönetimi Başkanlığı6 Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü7 Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü8 Dokuz Eylül Üniversitesi Rektörlüğü


1095


Depreme dayanıklı yapı tasarımında, yapıların deprem sırasında zemin özelliklerine bağlı göstereceği davranışın önceden tahmin edilmesi ve modellenmesi gerekir. Bunun için zemin yüzeyindeki deprem dalgalarının yayılım özelliklerinin yapı yapılacak nokta için zemin ana kaya özelliklerine göre tanımlanması gerekir. Uygulamada lineer sistem kuramına göre ana kayadaki deprem etkisinin zemin yüzeyine aktarılması olayı transfer spektrumları kullanılarak sağlanır. Deprem dalgalarının spektrumlarındaki genlik frekans değişimlerini tanımlayan transfer fonksiyonları gözlemsel olarak mikrotremorçalışmalarından elde edilen Quasi Transfer Spektrumları ve kuramsal olarak tazemin ana kaya modellerinden elde edilen S dalga hızı ve yoğunluk değerleri kullanılarak hesaplanır. Nakamura (1989) çalışmasında mikrotremor ölçümlerinden elde edilen Quasi Transfer Spektrumundaki (yatay/düşey spektral oran değerlerinden elde edilen spektrum) genlik frekans değişimlerinin deprem dalgalarının zemin şartlarından nasıl etkileneceği hakkında bilgi sağlanabileceğini belirtmiştir. Kuramsal transfer fonksiyon hesaplamaları için, günümüzde jeofizik çalışmalarla elde edilen P, S dalga hızı yoğunluk derinlik kesitleri kullanılmaktadır. Uygun koşullarda gözlemsel ve kuramsal yolla elde edilen transfer spektrumlarının ortak değerlendirilmesi sonucunda optimize edilmiş zemin ana kaya modelleri de sağlanmış olur. Böylece zemin dinamik analizleri için kullanılacak zemin mühendislik ana kayası modelleri çalışma alanına uygun tanımlanmış olur. Bu kapsam da İzmir Körfezi Çevresinde yeralan zeminlerde yapılan mikrotremor ölçümlerinden elde edilen Quasi Transfer Spektrumları ile uzaysal özilişki yöntemi ve mikrogravite çalışmaları ile elde edilen zemin ana kaya modellerinde hesaplanan kuramsal transfer spektrumları arasında optimizasyon sağlanarak hem transfer spektrumları hem de zemin ana kaya modelleri iki boyutlu olarak tanımlanmıştır.

Anahtar kelimeler: Transfer spektrum, quasi transfer spektrum, lineer sistem, mikrotremor.

1. GİRİŞ

Deprem sırasında zemin yüzeyinde oluşabilecek deformasyon değişimlerini irdelemek için sismik ana kaya (Vs>3000 m/sn.) ile zemin (Vs<760 m/sn.) tanımları yapılır. Deprem dalgalarının zemin yüzeyine ulaşıncaya kadar yapacağı seyahat sırasında, geçtiği tabakalar arasındaki sismik empedans değişimlerine göre, deprem dalgalarının enerjisi değişmeden sadece genlik frekans değerleri değişir (Yalçınkaya 2004). Ayrıca zemin yapı ortak davranışı sırasında zeminde oluşabilecek deformasyon değişimleri de mühendislik ana kayası (Vs>760 m/sn.) ile yeryüzü arasında kalan ortamın kalınlığı, yoğunluğu, elastik özellikleri vb. parametrelerinden etkilenir. Bu sonuçlara göre, hem depreme dayanıklı yapı tasarımı hem de deprem hasarlarını azaltma çalışmaları sırasında, zemin ana kaya modellerinin çalışma alanlarına özgün tanımlanması önemlidir. Bu modellemeler yapılırken elde edilmesi gereken en önemli parametreler deprem dalgalarının enerjisinin, genlik ve frekans içeriklerinin değişiminde rol oynayan sismik P ve S dalga hızları, yoğunluk ve bu parametrelerin yanal ve düşey yönlü değişimlerinin elde edilmesidir. Ancak bu değişimler için P ve S dalga değişimlerinin elde edilmesi çalışmaları, düşey yönde sismik empedans değişimlerine temel alınarak saptanacak derinliğe kadar yapılması gerekir (Akgün vd. 2013 a. ve b.). Bunun anlamı zemin ana kaya modelleri rastgele seçilmemeli ve 30 m ile sınırlı kalmamalıdır. Bu parametrelerin bu denli öneme sahip olmasının temel nedeni zemin üzerinde kurulacak olan yapıya etkiyecek yatay pik deprem ivmesinin (PGA) doğrudan bu sismik hızlar ve tabaka


1096


kalınlıklarına bağlı olarak değişim göstermesidir. Bu kavramların tümü hem zemin ana kaya modelleri hem de gözlemsel ve kuramsal transfer fonksiyonu tanımı içinde irdelenir. Nath, S.K. (2007), çalışmasında, S dalga hızı değişimlerine göre tanımlanan sismik, mühendislik ana kaya ve zemin tanımlamalarına, deprem dalga yayılımı sırasında geçerli olduğu kabul edilen enerjinin korunumu yasasıda eklenerek zemin ana kaya modelleri hazırlanması gerekir. Bu tanımlara göre sismik empedans değişimlerine bağlı olarak geçtiği ortamlar içerisinde deprem dalgasının genlik frekansında oluşabilecek değişimlerin tanımlanabilmesi için kullanılan fonksiyona transfer fonksiyonu denir ve bu fonksiyon Nakamura 1989’a göre mikrotremor ölçümlerinden elde edilecek Yatay/Düşey spektral oranına (Quasi Transfer Spektrumu) eş değer olduğu kabul edilir. Bunun anlamı Nakamura (1989) yaklaşımına göre mikrotremor ölçümlerinden elde edilecek yatay/düşey spektral oran spektrumları gözlemsel veri olarak kullanılabilir. Herak (2008) çalışmasında tanımlanan hesaplamalar kullanılarak kuramsal transfer spektrumları hesaplanabilir (Akgün vd. 2013a, Akgün vd. 2013b), Herak 2008). Bu çalışmada, İzmir Körfezi Çevresine ait zeminler için, P ve S dalga hızları, tabaka kalınlıkları ve yoğunluklar kullanılarak hesaplanan kuramsal zemin transfer fonksiyonu ile arazi mikrotremor ölçümleri sonucu elde edilen gözlemsel Quasi Transfer Spektrum eğrilerininkarşılaştırılması ile optimize edilmiş zemin ana kaya modellerinden örnekler verilmiştir.

2. UYGULAMA

Gözlemsel Quasi Transfer Spektrum (Yatay/Düşey oranlar) elde etmeye yönelik gözlemsel ve kuramsal transfer spektrum hesaplamalarına ilgili açıklamalar aşağıda verilmiştir.

2.1. Gözlemsel Yatay/Düşey Oran Hesaplamaları

Günümüze değin yapılan çalışmalarla, tek nokta ölçümleri ile elde edilen 3 bileşen (K-G, D-Bve Z) mikrotremor kayıtlarından elde edilen yatay/düşey spektrum oranları bölgesel zemin ana kaya etkileri hakkında ön bilgi sağlayabileceği gösterilmiştir (Akgün vd. 2013). Nakamura (1989) tarafından önerilen yönteme göre bir zeminin yatay bileşenlerinin spektrumlarını düşey bileşen spektrumlarına bölerek zemin hakim titreşim periyodu belirlenebilmektedir. Ayrıca kuramsal olarak zemin hakim titreşim frekansı (f0) zeminin kalınlığı ve kayma dalgası hızı arasındaki ilişki aşağıda tanımlı bağıntı ile açıklanır.= /4 (1)

Gözlemsel transfer fonksiyonlarında genlik değişimleri sismik empedans değişimlerinden, frekans değişimleri de zemin kalınlığından etkilenir. Sonuç olarak deprem sırasında zemin yüzeyindeki deprem enerjisinin hangi frekans değerlerinde artacağı Quasi Transfer Spektrumları ile tanımlanabilir. Alçak frekanslarda oluşan genlik değerleri derin tabakaların etkisi, yüksek frekans değerlerindeki genlik değişimleri de yüzeye yakın tabakaların etkisi tanımlar.

2.2. Kuramsal Yatay/Düşey Oran Hesaplamaları

Kuramsal çalışmalarda zeminin yatay, homojen, izotop ve viskoelastik katmanlardan oluştuğu ve deprem dalgalarının düşey yönde seyahat ettiği kabul edilir. Ayrıca P ve S dalgaları ile anakaya-zemin kavramları kullanılarak kuramsal genlik spektrumları aşağıdaki akış şemasına


1097


(Şekil 1) göre hesaplanır ve karşılaştırılır (Şekil 2) (Herak 2008). Bu karşılaştırma yapılırken zemin modelinden hesaplanan kuramsal zemin transfer fonksiyonu, gözlemsel zemin transfer fonksiyonuna (Y/D Spektrumu) en küçük kareler ters çözüm yöntemi ile yaklaştırılır. Böylece zemin modeli optimize edilmiş olur. Kuramsal zemin transfer fonksiyonları Tsai 1970 yaklaşımına göre hesaplanmaktadır.

Şekil 1. Optimize Edilmiş Zemin Profili Elde Etmek İçin Kullanılan Akış Şeması

Şekil 2. Gözlemsel ve Kuramsal Zemin Transfer Fonksiyonu Karşılaştırılması

İzmir körfezi çevresine ait zeminler için, p ve s dalga hızları, tabaka kalınlıkları ve yoğunluklar kullanılarak hesaplanan kuramsal zemin transfer fonksiyonu ile arazi mikrotremor ölçümleri


1098


sonucu elde edilen gözlemsel quasi transfer spektrum eğrilerinin karşılaştırılması ile optimize edilmiş zemin ana kaya modellerinden örnekler şekil 3 ve 4 te verilmiştir.

Şekil 3. SPAC Çalışma Geometrisi

Şekil 4. Gözlemsel ve Kuramsal HVSR Karşılaştırmaları ve Zemin Modeli Optimizasyonu


1099


3. SONUÇLAR

Bu çalışmada, İzmir Körfezi Çevresine ait zeminler için, kuramsal ve gözlemsel Quasi Transfer Spektrum hesaplamalarında kullanılmak üzere, P ve S dalga hızları, tabaka kalınlıkları ve yoğunluklar elde edilmiştir. Kuramsal zemin transfer fonksiyonu ile arazi mikrotremor ölçümleri sonucu elde edilen gözlemsel Quasi Transfer Spektrum eğrilerinin karşılaştırılması ile optimize edilmiş zemin ana kaya modellerin örnekler verilmiştir. Quasi Transfer HVSR(f) Spektrumlarından elde edilen pik periyot değerleri ortalama 1.5 sn. den daha büyüktür. Bunun anlamı deprem-zemin-yapı ortak davranışında zemin yüzeyinde hız ve deplasman etkisi baskın olacaktır. Pik periyot değerleri To>1 sn. Olduğu alanlarda zemin 30 m. den daha kalındır ve yönetmeliklerdeki zemin sınıflamaları zemin tepki spektrum tanımlamaları için geçerli değildir. Bazı noktalarda hem To>1 sn. hem de birden fazla pik periyot değeri gözlenmiştir. Bunun anlamı zemin ana kaya arasında kalan ortam içinde birden fazla sismik empedans değişimi yaratacak sınır var demektir. Zemin Mühendislik ana kayası modelleri yapılırken bu sınırlar dikkate alınmalıdır. Pik periyot–genlik değişimlerine göre deprem dalgalarındaki genlik frekans değişimleri sismik ana kaya (Vs>3000 m/sn. ve ortalama 1200 m. derinlik) üst sınırından ( sismik mühendislik ana kayası sınırından) başlamaktadır. S Dalga hızı değişimlerine göre, zemin (Vs<760 m/sn.) kalınlığı 100-400 m. arasında değişmektedir. Mühendislik ana kayası (3000 m/sn.>Vs>760 m/sn.) derinliği 100-400 m. arasında değişmektedir. Düşey yöndeki S dalga hızlarından tanımlanan zemin tanımına göre Körfezi Kuzey ve Doğusunda zemin kalınlığı Güney kesime göre daha fazladır. Bu çalışmalardan elde edilen diğer önemli bir sonuç, İzmir Körfezi Zeminlerinde, depreme dayanıklı yapı tasarımı için hız spektrumlarının kullanılması gerektiği olmuştur. Bunun nedeni depremin ivme spektrumunun (eşdeğer statik deprem kuvveti PGA) hesaplamalarda yetersiz kalmasıdır. Bu nedenle hem time history çalışması yapılmalı hem de hız kayıtları kullanılmalıdır. Kuramsal hesaplamalarla ivme spektrumundan hız spektrumuna geçilmesi hatalı spektrumlar üretilmesine neden olacaktır. Bu nedenle deprem hareketinin hız verileri doğrudan elde edilmesi gerekir.

KAYNAKLAR

[1] Akgün, M., Gönenç, T., Pamukçu,O., Özyalın, Ş., Özdağ, Ö.C., Mühendislik Ana Kayasının Belirlenmesine Yönelik Jeofizik Yöntemlerin Bütünleşik Yorumu: İzmir Yeni Kent Merkezi Uygulamaları, Jeofizik Dergisi, doi 13.b02 jeofizik-1304-12, 2013a.

[2] Akgün, M., Gönenç, T., Tunçel, A., Pamukçu, O., A multi-approach geophysical estimation of soil dynamic properties in settlements: a case study in Güzelbahce-İzmir (Western Anatolia), J. Geophys. Eng., 10 (2013b.) 045001 doi:10.1088/1742-2132/10/4/045001

[3] Herak, M., Model HVSR-A Matlab® tool to model horizontal-to-vertical spectral ratio of ambient noise, Computer and Geosciences, 34, 1514-1526. 2008[4] Nakamura, Y., A method for dynamic characteristics estimation of subsurface using

microtremor on the ground surface, Quarterly report of the Railway Technical Research Institute 30:1, 25-33. 1989.

[5] Nath, S.K.., Seismic Microzonation Framework – Principles & Applications, Proceedings of Workshop on Microzonation, Indian Institute of Science, angalore, pp 9-35 2007.

[6] Tsai, N.C., (1970), A note on the steady-state response of an elastic half-space. Bulletin of the Seismological society of America 60, 795–808.


1100


[7] Yalçınkaya, E., Bir boyutlu modeller için zemin büyütmesine etki eden parametrelerin incelenmesi. İstanbul Üniv. Müh. Fak. Yerbilimleri Dergisi, C. 17, S. 1, SS. 47-56.2004.


1101


GEOSENTETİK DONATILI TAŞ KOLONLARLA DESTEKLENEN BİR TOPRAK SEDDENİN FARKLI

SÖNÜMLEME MODELLERİ İLE ANALİZLERİ

FINITE ELEMENTS ANALYSIS OF AN EMBANKMENT SUPPORTED WITH GEOSYNTHETIC ENCAPSULATED STONE COLUMNS USING

DIFFERENT DAMPING THEORIES

Cihan CENGİZ1 İ. Emrah KILIÇ 2 Erol GÜLER 3

ABSTRACT

Recent advances in the computational capacity of computers have enabled the engineers to run time history analysis for the design of foundations and other geotechnical structures. While time history analysis can greatly improve the design of the structure at hand, there happens to be an important pitfall whilst modeling the boundary conditions of the structure. In the event that the boundaries of the model do not possess any form of damping, reflection of seismic waves through the boundaries could result in fictitious and erratic combinations of loading on the structure and often times these loading combinations are in excess of the loads that manifest themselves during an earthquake. In this study, a finite element package namely, TNO DIANA, is utilized to investigate the effects of boundary conditions on the lateral movement of an geosynthetic encapsulated column supported road embankment founded on weak clay. Models have been run with various damping models and damping ratios and the lateral displacements of the model at the time of peak acceleration are compared for each damping scenario.

Keywords: Stone column, geosynthetic, time history method.

ÖZET

Bilgisayarların hesaplama kapasitelerindeki artış, temeller ve diğer geoteknik yapıların tasarımında zaman tanım alanında yapılacak dinamik analizlerin önünü açmıştır. Zaman tanım alanında yapılacak olan analiz ve buna bağlı olarak yapılacak olan tasarım yapının duraylılığı açısından oldukça önemlidir. Ancak zaman tanım alanında yapılacak sonlu elemanlar analizlerinde kullanılacak olan model sınır koşullarının doğru seçilmesi yapılacak analizin sağlıklı sonuçlar vermesi ve yapılacak tasarımın da doğru olması açısından oldukça önemlidir. Sonlu elemanlar modelinin sınır koşullarında sönümlenme mekanizmalarının tanımlı olmadığı durumlarda, modele etkiyen sismik dalgaların tekrarlı olarak modele yansıması problemi ile karşılaşılacaktır. Bu çalışma kapsamında zayıf kil tabakası üzerine inşa edilen ve geosentetik donatılı taş kolonlar ile desteklenmiş olan bir yol seddesi TNO DIANA programı kullanılarak

1 Ar. Gör., Boğaziçi Üniversitesi, [email protected] Ar. Gör., Boğaziçi Üniversitesi, [email protected] Prof. Dr., Boğaziçi Üniversitesi, [email protected]


1102


modellenmiştir. Farklı sönümleme oranlarında ve farklı sönümleme modelleri ile tanımlanmış olan modellere etkiyen deprem yükleri altında maksimum yer ivmesi etkisi anındaki yanal deplasmanlar kıyaslanmıştır.

Anahtar Kelimeler: Taş kolon, geosentetik, zaman tanım alanında analiz.

1. GİRİŞ

Sonlu elemanlar analizlerinin, zemin ıslahı, temel tasarımı, şev stabilitesi ve oturma hesaplamaları gibi geoteknik tasarım projelerinde yaygınlaşması ve kullanılan sonlu elemanlar programlarının zaman tanım alanı metodu (time history method) analizlerine olanak vermesi, bir deprem ülkesi olan Türkiye’de geoteknik yapıların deprem yükleri altında incelenebilmesini sağlamıştır. Bilindiği gibi zemin ıslah yöntemleri günümüzde yaygın uygulama alanı bulmakta ve ekonomik çözümler üretilebilmesini sağlamaktadır. Taş kolonlar yardımı ile granüler zeminlerde sıvılaşma riski çok başarılı bir şekilde bertaraf edilebilmektedir. Yumuşak killerde de taş kolonlar taşıma gücünü arttırmak ve oturmaları azaltmak amacıyla başarı ile kullanılmaktadır. Ancak aşırı yumuşak killer, taş kolon etrafında yeteri dayanımı sağlayamadığı için bu gibi zeminlerde taş kolon teşkil etmek mümkün olmamaktadır. İşte bu gibi durumlarda teşkil edilen granüler kolonun etrafına bir donatı geotekstili yerleştirilmesi ile sorun çözülebilmektedir. Bu çalışmada geosentetik donatılı taş kolonların deprem etkileri altındaki davranışı irdelenmiştir. Ancak bilindiği gibi sonlu elemanlar modellerinin tabanına etkitilen deprem ivme kayıtlarının neden olduğu kesme dalgaları, modelin fiziki limitleri için rijit sınır koşulları tanımlandığında model sınırlardan yansıyarak modele tekrarlı biçimde etki eder. Bu da modellenen yapı için gerçekte olan yüklemeden çok daha yıkıcı bir yükleme durumunun sonlu elemanlar modeline etkimesine sebep olur. Sonlu elemanlar modelini bu tip aşırı yüklemelerden kurtarmak ve yapılan modellerden alınan sonuçları gerçeğe daha yakın hale getirmek için yapılan sonlu elemanlar modelinin sınırlarına rijit elemanlar tanımlamak yerine uzak alan limiti (far field boundary) elemanları tanımlanabilir. Günümüzde örneğin tekil bir sömel için taban genişliğinin 5 katı kadar bir zemin alanını modellemek genel olarak kabul gören bir yöntemdir. Dinamik analiz gerektiren durumlarda ise yine bir tekil sömel için düşünülecek olursa, temelin birkaç kilometre uzağındaki toprağın da temele etkiyen dalgaların sönümlenmesinde katkısı olduğu bilinmektedir. Sonlu elemanlar modelini bu kadar geniş bir alan için çözmeye çalışmak neredeyse imkansızdır. Uzak alan limiti (far field boundary) elemanlarını rijit model kısıtları yerine kullanarak, sonlu elemanlar analizlerinde hesaplamalara birkaç kilometrelik zemin tabakalarının neden olacağı sönümleme etkilerini dahil etmek mümkündür. Bu çalışmada geosentetik donatılı taş kolonlarla desteklenmiş bir seddenin sonlu elemanlar modeli, kullanılan sınır koşullarının farklı sönümleme teorileri ile ve farklı sönümleme parametreleri ile analiz edilmiştir. Sonuç olarak hem uzak alan limiti parametreleri ile ilgili öneri ve değerlendirmeler sunulmuş, hem de Geosentetik donatılı taş kolonların deprem yükleri altındaki davranışı ve getirdiği avantajlar irdelenmiştir.Temel mühendisliğinde zayıf bir zeminin ıslah edilmesi için akla gelen yöntemler kısaca şunlardır: (1) yumuşak zeminin uygun bir dolgu malzemesi ile değiştirilmesi (2) eğer dolgu yapılacaksa dolgunun yapılma süresinin uzun süreye yayılması ve yumuşak killi zemin tabakalarının konsolide olmasına olanak verilmesi (3) dolgu altına serilen geosentetik donatı ile stabilitenin sağlanması (4) taşınacak yapı altına konvansiyonel kazıkların inşa edilmesi (5) taş kolonlarla yapı yüklerinin taşınması (6) yanal olarak sargılanmış taş kolonların yani geosentetik donatılı taş kolonların kullanılması [1].Yumuşak killer içinde imal edilen taş kolonların çekme dayanımı alabilen malzeme ile sargılanaması, literatürde pek çok araştırmacı tarafından etkili bir zemin iyileştirme yöntemi


1103


olarak kabul edilir [2,3,4,5]. Gerek saha deneyleri gerekse laboratuvar deneyleri ile geosentetik donatılı taş kolonların geçerli bir zemin iyileştirme yöntemi olduğu gösterilmiştir. Sonlu elemanlar yöntemleri ile de geosentetik donatılı taş kolonların toprak seddelerinin taşınmasına katkıda bulunduğu gösterilmiştir. Örneğin Yoo (2015) yaptığı sonlu elemanlar analizleri ile taş kolonların geosentetik ile sargılanmasının seddenin yapacağı oturmaları azaltmada etkili olduğunu göstermiştir. Sonlu elemanlar modeline Şekil 1’de görülen impuls etkitildiğinde, sonlu elemanlar modelindeki tüm düğüm noktalarının zamana bağlı davranışı gözlemlenebilmektedir. 1,5. saniyeden sonra sonlu elemanlar modelinin zorlanmış titreşimler ile yüklenmesi bittiğinden verilen impuls kaydının kalanında (yani 1,5 ile 5 saniye arasında) sistemdeki kuvvetlerin sönümlenmesi beklenir. Ancak yukarıda da belirtildiği üzere sonlu elemanlar modeline sönümlenme mekanizmaları atanmadığında verilen bu impuls kaydının sistem üzerinde çokuzun süre salınım yapacağı bilinmektedir. Bu çalışmada deprem kayıtlarının kullanılmamasının sebebi zaman tanım alanında zaten oldukça karmaşık olan deprem hareketinin sisteme sürekli olarak etkimesi ile ortaya çıkacak sistem tepkilerinin sönümleme mekanizmalarının gözlemlenmesi zorlaştırmaması içindir. Verilen itki sonlu elemanlar modelinin yanal yüzüne etkilmiş olup genliği 100 kN/m2 dir.

2. SONLU ELEMANLAR MODELİNİN TANITIMI

TNO DIANA programı kullanılarak geliştirilen sonlu elemanlar modeli ile geosentetik donatılı taş kolonlar ile desteklenmiş toprak seddenin sismik performansı incelenmiştir. Şekil 1’de oluşturulan modelin genel bir görünümü verilmiştir. Sonlu elemanlar modeli plande 60 x 23.5 metrelik bir alana oturmaktadır. Model üzerinde düşey yönde tabandan yukarıya doğru yumuşak kaya, yumuşak kil ve de yol dolgusu zemin katmanları bulunmaktadır. Şekil 1’de sarı renkle gösterilen kısım yumuşak kaya zeminidir ve kalınlığı 10 metredir. Yumuşak kaya zemin üzerinde bulunan zayıf kil tabakası da 10 metre yüksekliğindedir ve kilin üzerinde bulunan dolgu en yüksek yerinde 2 metre yüksekliğe ulaşır. Modelin yukarıdan bakışla alınmış ve de ölçeklendirilmiş bir görünümü Şekil 2’de verilmiştir. Şekil 1 ve 2’de görülen ipliksi yapılar TNO DIANA programında tanımlanmış olan uzak alan sınır koşullarını (far field boundary) temsil etmektedir. Zayıf killi zemin üzerine inşa edilen yol dogusunun güvenle taşınabilmesi için yol dolgusunun yükünü kaya zemine aktaran geosentetik donatılı taş kolonlar Şekil 3’te görülmektedir. Şekil 4’te ise kolonların plandaki oturumuna yer verilmiştir. Yol dolgusunun genişliği boyunca her sırada aralarında 2,5 metre mesafe bulunan 6 geosentetik donatılı taş kolon modellenmiştir. Yol dolgusu boyunca bu tipteki geosentetik donatılı taş kolon sıralarından 5 tanesi modele dahil edilmiştir. Geosentetik donatılı taş kolonlar arasındaki mesafeler de gösterilmiştir. Sonlu elemanlar modelini oluşturmada kullanılan zemin ve de donatı parametreleri Tablo 1’de verilmiştir. Bu tabloda verilen malzeme kayma modülleri TNO DIANA programı tarafında da önerilen aşağıdaki basit formül uyarınca hesaplanmıştır. = 2(1 + )Sonlu elemanlar modelinde iki tip donatı kullanılmıştır bunlardan birincisi taş kolonları sargıalmada kullanılan donatıdır ve de bu donatının birim genişlik başına sahip olduğu elastisite modülü 600 kN/m dir. Tablo 1’de tanımlanmış olan diğer donatı ise yol dolgusnun altında modellnemiş olan donatıdır. Bu donatı zayıf kil ve kazık kafalarının üzeride, yol dolgusunun hemen altında modellenmiştir. Bu donatının modele katılmasındaki amaç yol dolgusu yüklerinin geosentetik donatılı taş kolonlara daha üniform olarak dağıtılabilmesini sağlamaktır.


1104


Her iki geosentetik donatı da bilineer olarak modellenmiştir. Kopma dayanımına kadar elastisite modülünün el verdiği oranda yük alan donatılar kopma dayanımından sonra yük almamaktadırlar.

Şekil 1. Sonlu Elemanlar Modelinin Genel Bir Görünümü

Tablo 4. Sonlu elemanlar modellerinde kullanılan malzeme özellikleri

Kaya Kil Taş Kolon

Dolgu Yol

Dolgusu Taş K. Donatı

Yatay Donatı

Elastisite Modülü (MPa) 30.000 15000 60000 5000 600** 1000*** Kayma Modülü (MPa) 12.500 5769 22556 18796 - - Poisson Oranı 0.2 0.3 0.33 0.33 - - Yoğunluk (kN/m3) 25 20 20 20 - - Malzeme Modeli Elastik MC* MC* Elastik Bi-lineer Bi-lineer Kohezyon (kPa) - 30 0 - - - İçsel Sürtünme Açısı - 10 42 36 - - Genleşme Açısı - 0 3 - - - *MC: Mohr-Coulomb Malzeme Modeli ** Gerilme-şekil değiştirme grafiğinin elastik kısmından elde eldilen rijitlik 600 kN/m, kopma dayanımı 40 kN *** Gerilme-şekil değiştirme grafiğinin elastik kısmından elde eldilen rijitlik 1000 kN/m, kopma dayanımı 60 kN


1105


Şekil 2. Sonlu Elemanlar Modelinin Geometrisi (Tüm Ölçüler Metre Cinsindendir)

Şekil 3. Yol Dolgusu Altındaki Geosentetik Donatılı Taş Kolonlar

Şekil 4. Geosentetik Donatılı Taş Kolonların Plandaki Yerleşimi


1106


3. MODELE ETKİYEN YÜKLER

Bu çalışmada öncelikle sonlu elemanlar modelinde her hangi bir sönümleme mekanizması tanımlanmamışken etkitilen bir impulsun neden olduğu yatay ve dikey yerdeğiştirmeler incelenmiştir. Bilindiği gibi etkiyen kuvvetin zamana göre integraline itki ya da impuls denilmektedir [7].Sisteme kalibrasyon amaçlı verilen itkinin zaman tanım alanındaki eğrisi Şekil 5’te verilmiştir. Şekil 5’te görülen impuls hareketi 0,001 saniyelik zaman adımları ile tanımlanmış olup 5 saniyelik kayıt için toplamda 5000 notka ile tanımlanmıştır.

Şekil 5. Sisteme Kalibrasyon Amaçlı Verilen İtki

Şekil 1’de bu itkinin zaman tanım aralığında hangi çarpanlarla sisteme verildiği gösterilmektedir. Noktasal bir kütle için hareket yasasından yola çıkılırsa, ilk an ti ve son an ts için itki ve kütlenin momentumu arasında,

( ) = ̈ ( ) = ̇ ( ) − ̇ ( )ilişkisi vardır, yani kuvvetin itkisi, etkidiği kütlenin momentumundaki değişime eşittir ve de itkinin birimi N.s’dir. Sonlu elemanlar modelinin tüm düğüm noktalarının verilen impuls etkisi altında yukarıda belirtilen momentum denklemi uyarınca hareket etmesi beklenmektedir. Temel mühendisliği açısından ilgilendiğimiz kısım killi zemin olduğundan killi zemin boyunca dikeyde uzanan düğüm noktalarında impulsun sönümlenmediğini görebiliriz (Bkz. Şekil 6).


1107


Şekil 6. Sisteme Etkitilen İmpulsun Sonsuz Salınım Yapması Durumu

Sonlu elemanlar modelinin sınırlarına viskoz sönümleyicilerin koyulduğu durumda Şekil 6’da görülen impulstan kaynaklı kesme ve basınç dalgalarının sonsuz salınımı durumunun önüne geçilmiş olur. Viskoz sönmleyicilerin modelde tanımlanabilmesi için viskoz sönümleyici katsayıları olan Cs ve Cp değerlerinin tanımlanması gerekir. Cs katsayısı kesme dalgalarının, Cpkatsayısı ise basınç dalgalarının sönümlenmesi ile ilgilidir ve bu değerler aşağıdaki formül lerden yararlanılarak hesaplanırlar. == ( + 2 ) = (1 + )(1 − 2 )Yukarıdaki formüller kullanılarak zayıf kil için hesaplanan sönümleme katsayıları Cs = 339 kN-s/m3 ve Cp = 635 kN-s/m3 olarak bulunur. Viskoz damperlerin sonlu elemanlar modelinin sınırlarına yerleştirilebilmesi için modelin fiziki sınırlarına ara yüz elemanları atanmıştır. Atanan ara yüzün normal ve kesme kuvvetleri altında gösterdiği rijitlik sıfır olarak atanmıştır. Uzak alan sınır koşulu sonlu elemanlar modelinde tanımlanırken seçilen malzeme Elastisite modülü, Poisson oranı, tanımlanan sönümleyici zemin kütlesi ve de uzak alan zeminin uzunluğu programa girilir. Bu çalışma kapsamında seçilen uzak alan elastisite modülü 7 MPa, poisson oranı 0.1, kütlesi 1E13 N/m3/g ve mesafesi 1000 metre olarak tanımlanmıştır. Viskoz damperlerin ve uzak alan sınır koşullarının uygulandığı modele etkiyen impulsun kuvveti altında modelin zamana bağlı salınımını Şekil 7’de gösterilmiştir. Şekil 6 ve 7’de bulunan grafiklerin ordinatı seçilen düğüm noktalarının yaptığı deplasmanı, absisi ise 0 ile 5 saniye arasındaki zamanı göstermektedir. Burada gerçek zeminlerde olduğu gibi verilen bir itkinin zamanla sönümlenebildiği görülmektedir. Sistemin sönümleme karakteristiğine bakılarak bu yapının atanan sönümleme özellikleri sayesinde hafif sönümlü sistemler kategorisine olmadığı anlaşılır. Yapı dinamiğinde tek serbestlik dereceli bir sistemin sahip olabileceği diğer sönümleme durumlarının ise kritik ve aşırı sönümlü durumlar olduğu hatırlanmalıdır.


1108


Şekil 7. Sisteme Etkitilen İmpulsun Zaman Tanım Aralığında Sönümlendiğini Gösteren Eğri

Sisteme etkitilen bir itkinin sönümlenebildiğinin anlaşılmasının ardından, sisteme deprem kayıtları taban kuvveti olarak etkitilmiştir. Sisteme etkitilen sismik hareket Kobe depreminin (KJMA kaydı, Doğu-Batı yönü bileşeni) ölçeklendirilmiş bir kısmıdır (scaled significant duration). Ölçeklendirilmede deprem frekans tanım alanında incelenerek depremin karakteristik Husid eğrisi çıkarılmıştır. Daha sonra deprem ölçeklendirilmiştir. Böylelikle maksimum ivme si 0.93g olan ve 14.5 saniye süren bir deprem kaydı elde edilmiştir. Sonlu elemanlar modeline etkittirilen deprem ivmesinin zaman tanım alanındaki karakteristik görüntüsü Şekil 8’de verilmiştir. Yapılan dinamik non-lineer analizlerde zaman integrasyon metodu olarak Newmark yöntemi kullanılmış olup Beta parametresi 0.25, Gamma parametresi ise 0.5 olarak kabul edilmiştir. Yapılan analizlerde zaman tanım alanında (time history) kullanılacak olan zaman adımı büyüklükleri aşağıdaki formüle göre hesaplanmıştır.

∆ ≤ 120 ∆Zayıf bir kil için (PEER-NEHRP abaklarına göre) kesme dalgası hızı 170 m/s ve basınç dalgası hızı 251 m/s olarak seçilmiştir. Yukarıdaki formül göz önüne alındığında, sonlu elemanlar modelinde kullanılacak olan zaman adımı uzunluğunun 0.001 saniye olması uygun olacaktır. Hem verilen impuls kaydında hem de deprem kayıtlarında zaman adımları 0.001 saniye olarak seçilmiştir.


1109


Şekil 8. Sonlu Elemanlar Modeline Etkitilen Deprem İvmelenmesi, Grafiğin Ordinate 1 G İvmeye Etkitilen Çarpanları Göstermektedir.

TNO DIANA programında yapılan sonlu elemanlar modellerinde sönümleme mekanizmaları üç farklı yöntem ile tanımlanabilir. Bunlardan birincisi tüm yönlerde % 90 kütle katılım oranı (effective mass approach) dikkate alınarak ve belirli bir sönümleme oranı girilerek oluşturulan sönümleme durumudur. Bu çalışma kapsamında girilen sönümleme oranıları %5 ve % 10’dur. İkinci yöntem ise Raleigh sönümleme mekanizmasının alt ve üst frekanslarının verilerek sönümlemenin tanımlanmasıdır. Üçüncü yöntem ise yapının hangi iki modunun (genellikle en kritik olan toplam kütle katılımı en çok olan iki modun) dikkate alınacağının programa atanması ile yapılır. Bu çalışmada ilk ve ikinci yöntem benimsenmiştir. Raleigh sönümleme teorisi için belirlenen alt ve üst frekans değerleri 2 ile 8 Hz arasındadır ve sistem bu hali ile %5 ve yine % 10 sönümleme oranına sahiptir. Deprem yükleri etkisi altında üç farklı sönümleme mekanizmasının atandığı sonlu elemanlar modellerinin kil tabakası ve onun üzerinde bulunan yol dolgusu içinde bulunan (modelin geometrik merkezindeki düğüm noktaları) düğüm noktalarının deprem hareketinin en yüksek genlikli ivmesinin verildiği anda yatayda yaptığı salınım hareketi Şekil 9’da verilmiştir. Şekil 9’da ordinat eksininde kil tabakası ile başlayıp yol dolgusuna kadar devam eden sonlu elemanlar düğüm noktaları görünmektedir. Bu noktalardan ilk dört nokta kil zemin içindeki noktaları temsil eder. Kalan noktalarda yol dolgusu içindeki düğüm noktalarıdır. Apsis ekseninde ise bu noktaların maksimum ivme anında yaptıkları deplasman değerleri işlenmiştir. Şekil 9’dan görüleceği gibi sisteme etkitilen sismik dalgaların rijit sonlu elemanlar sınır koşullarından yansıması ve bu dalgaların sönümlenmemesi modele yıkıcı bir yükleme olarak yansımaktadır. Bu durum modellenmeye çalışılan fiziksel prototipin çalışma şekline ters bir yaklaşımdır.


1110


Şekil 9. Sonlu Elemanlar Modelinin Merkezinde Bulunan Düğüm Noktarının İvme Genliği Maksimum Olduğu Anda Yaptıkları Yatay Deplasmanlar

4. SONUÇLAR

Sonlu elemanlar modelinde yapılan kalibrasyon impuls yüklemesi sayesinde sönüm mekanizması atanmamış olan sonlu elemanlar modelinin gerçeği yansıtmayan sonuçlar verdiği görülmüştür. Verilen yüklerin sonsuz olarak model çeperlerinden yansıması model duraylılığı üzerinde muhakkak olumsuz etkiler doğurmuştur. Sönümlenme mekanizmaları atanan modellerinde verilen bir impulsun zaman içinde modelin sönümlenme karakteristiğine uygun olarak azaldığı görülmektedir.Sönümleme mekanizması tanımlanan sistem ile sönümleme mekanizması atanmamış sistemin deprem yükleri altındaki davranışı karakteristik olarak farklılık göstermiştir. Sönümleme mekanizması olmayan sonlu elemanlar modelinin düğüm noktalarının deprem yükleri etkisinde gerçekleştirdiği yanal deplasmanlar oldukça yüksek mertebededir (Bkz. Şekil 9). Bu deplasman değerleri muhtemelen gerçeği yansıtmamaktadır. Raleigh sönümlemesi tanımlanış modellerde görülen yanal deplasmanlar, sönümleme oranı % 5 ve % 10 olan sistemler için önemli oranda fark göstermemiştir. Bunun nedeni sonlu elemanlar modelinin dominant titreşim frekansının ve de sisteme etkitilen deprem kaydının baskın frekansının sonlu elemanlar modelinde tanımlanan sönümleme oranından etkilenmemesidir. Buna ek olarak her iki tireşim frekansının da seçilmiş Raleigh (2 ve 8 Hz) alt ve üst frekansları arasında kalmış olduğu düşünülmektedir. % 90 kütle katılımı esasına göre sönümleme tanımlanan sistemlerde %10 sönüm oranı tanımlanan sistem, beklendiği üzere % 5 sönüm oranlı sisteme nazaran daha az yanal ötelenme eğilimi göstermiştir. Ancak her iki sönüm oranı için de yatay ötelenmelerin Raleigh analizi için bulunan değerlerden daha büyük olduğu gözlemlenmiştir.

TEŞEKKÜR

Yazarlar bu bildiri metnine konu olan araştırmanın deneysel kısmının 213M359 nolu proje kapsamında desteklenmesine katıda bulunan TÜBİTAK’a teşekkür ederler.

123456789

1011

0 5 10 15

Düğü

m N

okta

sı

Yatay Ötelenme (cm)

0 sönüm

%90 Kütle Katılım (% 10)

Raleigh (% 5)

Raleigh (% 10)

%90 Kütle Katılım (% 5)


1111


KAYNAKLAR

[1] Güler, E., 2011 Geosentetik Donatılı Kazık, G4 Geoteknik Sempozyumu, Adana.[2] Kempfert, H.G., Jaup, A., Raithel, M., 1997. Interactive behaviour of a flexible reinforced

sand column foundation in soft soils. In: Proceedings of 14th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Hamburg, Germany, s. 1757-1760.

[3] Raithel, M., Kempfert, H.G., 2000. Calculation models for dam foundations with geotextile coated sand columns. In: Proceedings of the International Conference on Geotechnical and Geological Engineering, GeoEngg-2000, Melbourne, Australya, s. 347.

[4] Alexiew, D., Brokemper, D., Lothspeich, S., 2005. Geotextile encased columns (GEC): load capacity, geotextile selection and pre-design graphs. In: Proceedings of the Geo-frontiers Conference, Austin, Texas. ASCE, s. 497-510. Geotechnical Special Publication No. 131.

[5] Raithel, M., Kirchner, A., Schade, C., Leusink, E., 2005. Foundation of construction on very soft soils with geotextile encased columns - state of the art. In: Proceedings of Geo-frontiers 2005, Austin, Texas, United States, pp. 1e11.

[6] Yoo, C., (2015) Settlement behavior of embankment on geosynthetic-encased stone column installed in soft ground- A numerical investigation, Geotextiles and Geomembranes, 1-9.

[7] Yerlici, V., Luş, H., (2007), “Yapı Dinamiğine Giriş”, Boğaziçi Üniversitesi Yayınevi


1112


KARACASU BARAJI EŞDEĞER LİNEER DİNAMİK ANALİZİ VE KALICI DEFORMASYON TAHMİNLERİ

EQUIVALENT LINEAR DYNAMIC ANALYSIS OF KARACASU DAM AND ESTIMATION OF PERMANENT DISPLACEMENTS

Koray CİHAN1 Yasemin ER 2 Seçkin AYDIN 3

ABSTRACT

Dynamic response of Karacasu Dam in Aydın Province, under earthquake motions is analyzed and the permanent displacements are evaluated with using QUAKE/W. In regions where seismic activity is high, when dynamic response of embankment dams is evaluated, the deformation analysis of embankment and estimation of deformation are important. In pseudo-static earthquake analysis, the earthquake forces are by an earthquake horizontal force determined by a seismic coefficient k and the weight of the sliding mass. The result of this analysis states that a value of FS=1 would mean a slide but in reality an embankment or slope may remain stable in spite of FS being smaller than unity and it may fail at a values of FS>1. In this study, time history analysis of Karacasu Dam has been carried out by using equivalent linear dynamic analysis method with using three different earthquake records. The permanent displacements and acceleration values are calculated as a result of these analysis. Permanent displacements of the critical slip surface are calculated by utilizing the Newmark method. These displacements are compared with estimation of some semi-emprical relationships such as Makdisi-Seed, Bureau, Swaisgood, Pells-Fell and Jansen.

Keywords: Embankment, dam, dynamic, equivalent lineer.

ÖZET

Aydın ili sınırlarında bulunan Karacasu Barajı’nın deprem hareketleri altındaki dinamik tepkilerinin analizi QUAKE/W yazılımı kullanılarak yapılmış ve kalıcı deformasyonları değerlendirilmiştir. Sismik aktivitesi yüksek bölgelerde, dolgu barajların dinamik performansının değerlendirilmesinde dolgunun deformasyon analizi ve deformasyon tahminleri önemli bir yere sahiptir. Yarı statik deprem analizlerinde, deprem etkileri kayma dairesinin ağırlığı ve sismik kat sayının çarpımıyla temsil ettirilir. Bu analiz sonucunda güvenlik sayısının 1 olması katastrofik bir yenilmeye işaret eder ancak gerçekte dolgu bu durumda ve güvenlik kat sayısının 1’den küçük olması durumunda bile herhangi bir katastrofik yenilmeye uğramayabilir hatta güvenlik katsayısının 1’den büyük olduğu durumlarda bu yenilme gerçekleşebilir. Bu çalışma kapsamında Karacasu Barajının eşdeğer lineer dinamik

1 İnşaat Mühendisi., Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü, [email protected] İnşaat Mühendisi., Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü, [email protected] İnşaat Yüksek Mühendisi., Devlet Su İşleri Genel Müdürlüğü, [email protected]


1113


analiz yöntemi kullanılarak 3 adet tasarım depremi ivme kaydı ile zaman tanım alanında dinamik analizleri yapılmıştır. Kritik kayma yüzeyindeki kalıcı deformasyonlar Newmark metodundan yararlanılarak hesaplanmıştır. Bu analizler sonucunda elde edilen yer değiştirme ve ivme değerleri literatürde sık karşılaşılan Makdisi-Seed, Bureau, Swaisgood, Pells-Fell ve Jansen gibi yarı ampirik bağıntıların verdiği tahminlerle karşılaştırılmıştır.

Anahtar Kelimeler: Dolgu, baraj, dinamik, eşdeğer lineer

1. GİRİŞ

Barajlarda geçirimsizliğini sağlamak için ilk düşünülen seçenek kil çekirdektir. Ancak kil malzemesinin yeterli miktarda bulunamaması veya taşıma maliyetinin yüksek olduğu durumlarda ön yüzü beton kaplı dolgu barajlar, tercih edilen baraj tiplerinden biridir. Bir dolgu baraj tipi olan ön yüzü beton kaplı baraj beton barajlar ülkemizde son yıllarda sıklıkla inşaa edilmektedir. ÖYBK dolgu barajlar planlama, aplikasyon, maliyet, stabilite, güvenlik ve barajın yüksek inşa edilmeleri halinde diğer tiplere göre bazı üstünlükleri vardır. Günümüzde bu baraj tipi çok tercih edilen ve dünyada inşası gittikçe artan bir tip olmuştur. Baraj mühendisliğinde, dolgu barajların depreme karşı davranışlarının belirlenmesinde oldukça karmaşık problemlerle karşılaşılmaktadır. Dolgu barajların dinamik yükler etkisi altında lineer olmayan davranışlarının doğru olarak tahmin edilebilmesi, sistemin her noktasında oluşan şekil değişimleriyle uyumlu rijitlik ve sönüm parametrelerinin seçilmesiyle yapılacak bir analizle mümkün olabilmektedir. Bu analiz Eşdeğer Lineer Analiz olarak adlandırılmaktadır.

2. EŞDEĞER LİNEER DİNAMİK ANALİZ YÖNTEMİ

Zemin tabakalarında elastik modüller 10-4 gibi çok küçük mertebelerdeki şekil değiştirmeler için tanımlanmaktadır. Oysa deprem sırasındaki kayma şekil değiştirmeleri 10-2 ile 10-1

mertebelerine kadar çıkabilmektedir. Killi zeminlerde kayma modülleri altında ilk elastik değerin %40 - %10 kadarına inmektedir. Sönüm oranları ise 2 ile 4 katına çıkmaktadır. Aynı şekilde dolgu barajlarda şiddetli depremler altında kalıcı şekil değiştirmeler gözlenmektedir. Bu durum gövdeyi oluşturan malzemelerin lineer davranmadıklarının bir göstergesidir. Seed ve Idriss (1970) tarafından geliştirilen Eşdeğer Lineer Dinamik Analiz yöntemi, dolgu barajlardaki malzemelerin lineer olmayan davranışını içermektedir. Bu yönteme göre dolgu barajların lineer olmayan davranışları, sistemin her noktasında oluşan şekil değiştirmelerle uyumlu rijitlik ve sönümün seçilmesi ile yapılabilecek bir analizle tahmin edilebilmektedir.Eşdeğer lineer analiz iteratif bir yöntemle gerçekleştirilmektedir. Önce yapı-zemin sistemini oluşturan tüm elemanların küçük şekil değiştirmelerdeki malzeme parametreleri ile hesap yapılmakta ve seçilen deprem hareketi için elemanlarda oluşan maksimum birim şekil değiştirmeler hesap edilmektedir. Sonra her elemandaki etkili birim şekil değiştirme maksimum değerin bir çarpanı olarak kabul edilmekte ve kayma modülü ile sönüm oranı bu birim şekil değiştirmede alacağı değerlerle değiştirilerek tekrar tüm sistem analiz edilmektedir. Belirli bir iterasyon sayısında değişen değerler yakınsamakta ve böylece lineer olmayan davranış yaklaşık olarak elde edilmektedir.


1114


3. KARACASU BARAJI PROJE KARAKTERİSTİKLERİ VE MALZEME PARAMETRELERİ

Şekil 1. de proje alanı görülen Karacasu Barajı 2884 ha tarım arazisinin sulanması amacıyla planlanmıştır. Şekil 2 de gövde tip en kesiti görülen barajın bazı gövde karakteristikleri aşağıda verilmiştir.

Şekil 1. Proje Sahası

Şekil 2. Karacasu Barajı Gövde Tip En Kesiti

3.1. Gövde Karakteristikleri

Tipi Ön Yüzü Beton Kaplı Kum Çakıl DolguKret kotu 925,75 mParapet Duvarı Üst Kotu 927,75 mTalveg Kotu 860,00 mTemel Kotu 850,00 mTalvegden Yükseklik 65,75 m Temelden Yükseklik 75,75 mKret genişliği 8,00 mKret uzunluğu 354,12 mKadastrofal feyezan piki 604,89m3/sGövde dolgu hacmi 1 405 620 m3

Memba Şevi 1/1,6 (düşey/yatay)Mansap Şevi 1/1,7 (düşey/yatay)Beton Kaplama Kalınlığı 0,3 + 0,0027x H (H: Yükseklik, m)


1115


a) Mansaptan Görünüm b) Membadan GörünümŞekil 3. Gövde Dolgusu

Karacasu Baraj yeri tabanı oldukça geniş bir V vadisi şeklindedir. Baraj yeri ve göl alanında neojen yaşlı marn, kiltaşı, kireçtaşı, silttaşı ile kuvaterner yaşlı eski alüvyon, alüvyon ve killi yamaç molozu haritalanmıştır. Baraj yerinde killi yamaç molozu oldukça yaygın olup neojen yaşlı birimlerin üstünü örtmüştür. Talvegde ve sağ yakada kireçtaşı-silttaşı mostraları gözlenmiştir. Açılan temel sondaj kuyularında killi siltli linyitli seviyelerle jipsli seviyeler geçilmiştir. Baraj yerinin en yaygın litolojisidir. Marn genelde ak, gri ve krem renklerinde olup kil oranı arttıkça mavimsi renk almaktadır. Orta dayanımlı olup su ile temasında zamanla ayrışma gösterebilmektedir.

3.2. Malzeme Parametreleri

Bu çalışmada kullanılacak olan malzeme parametreleri, inşaatı tamamlanmış gövde dolgusu üzerine yerleştirilen ölçüm aletlerinden elde edilen deformasyon okumalarından yola çıkılarak yapılan ön analizlerle kalibre edilerek belirlenmiştir.

Tablo 1’de özetlenen malzeme parametrelerinde dolgunun içsel sürtünme açısı için Şekil 4 te tanımlanan Normal gerilme - Kayma Gerilmesi fonksiyonları kullanılmıştır. Aynı şekilde dinamik analizlerde kullanmak amacıyla Seed – Idriss (1984) önermiş olduğu Kayma Modülü ve Sönüm değişim eğrileri Şekil 5 te görülmektedir. Ön yüz betonu be temel kayasında sönüm oranı sabit % 5 olarak alınmıştır. Kayma modüllerinin belirlenmesinde Fonk-3 ve Fonk-5 için Seed’in (1984) önerdiği G=K2.(σm)0,5 bağıntısı kullanılmıştır. Burada K2 değeri boyutsuz bir katsayı olup yastık zonu ve filtre için 80, gövde dolgusunda 884 kotu altında kalan dolgu için 50 ve bu kotun üzerinde kalan gövde dolgusu göreceli olarak daha iyi olduğu için 65 olarak alınmıştır. Bağıntıda görülen σm söz konusu noktadaki ortalama gerilmeyi göstermektedir.

Tablo 1.Malzeme Parametreleri


1116


(a) Fonk.-1 (b) Fonk.-2Şekil 4. Gövde Dolgusu, Yastık Zonu ve Drenaj Zonu İçin Kullanılan Zarf Eğrileri

MALZEME ADI

ɣ(kN/m3)

ØC

(kN/m2)E

(Mpa)ᶹ Yenilme

KriteriGmax

(kpa)ξ

(%)k

(m/s)

Ön Yüz Betonu 24 52 100 20 000 0,15LineerElastik

8 000 000 5 10-14

Beton Altı YatıkZonu

17,7 Fonk.-1 0 40 0,44 Mohr-Coulomb Fonk.-3 Fonk.-4 10 -6

Gövde Ana Dolgusu

(Kum-Çakıl)19,6 Fonk.-2 0

20 50*

0,38 Mohr-Coulomb Fonk.-5 Fonk.-6 10 -5

Temel Ana Kaya

22 39 200 1000 0,41LineerElastik

2 700 000** 5 10 -6

Çakıl Filtre 20 Fonk.-1 0 20 0,44 Mohr-Coulomb Fonk.-5 Fonk.-6 10 -2

Enjeksiyon 22,5 48 100 1500 0,4LineerElastik

2 700 000** 5 10 -12

STATİK - DİNAMİK ANALİZ MALZEME PARAMETRELERİ

* Gövde içerisine yerleştirilmiş Deplesman Ölçerlere göre 884 kotunun üzerinde dolgunun sahip olduğu Elastisite Modülü.** G=ρ.(Vs)2 bağıntısı kullanılmıştır.Ɣ= Birim Hacim Ağırlığı.Ø= İçsel Sürtünme Açısı.C= Kohezyon.E= Elastisite Modülü.ᶹ = Poisson Oranı.Gmax.= Kayma Modülü.ξ= Sönüm Oranı.k= Permeabilite.

yastık zonu-drenaj

Kay

ma

Ger

ilmes

i (kP

a)

Normal Gerilme (kPa)

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 1000 2000 3000

Gövde Dolgusu

Kay

ma

Ger

ilmes

i (kP

a)

Normal Gerilme (kPa)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 1000 2000 3000


1117


(a) Fonk.-3 (b) Fonk.-4

(c)Fonk.5 (d) Fonk.6Şekil 5. Gövde Dolgusu, Yastık Zonu ve Drenaj Zonu İçin Kayma Modülü ve Sönüm

Eğrileri.

4. STATİK VE DİNAMİK ANALİZLER

4.1. Statik Analizler

Dinamik analizlerde girdi olarak kullanmak amacıyla Tablo 1 de verilen malzeme parametreleri kullanılarak statik analizler yapılmıştır. Gövde dolgu kademeler halinde modellenerek gerçeğe yakın bir davranış elde edilmeye çalışılmıştır. Analizler Geostudio 2007 yazılımının SLOPE/W modulu kullanılarak gerçekleştirilmiştir.

yastık zonuG

max

(kPa

)

Düşey Gerilme (kPa)

20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

0 20 40 60 80 100

yastık zonu

Gm

ax (k

Pa)


20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

0 20 40 60 80 100

884 kotu altı

Gm

ax (k

Pa)


50000

100000

150000

200000

250000

300000

350000

0 500 1000 1500

Gövde Kum Çakıl Dolgusu

G /

Gm

ax

Birim Kayma Şekil değ. (%)

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1


1118


Şekil 6. Baraj Gövdesi Sonlu Eleman Modeli

Şekil 6’da görüldüğü gibi gövde yüksekliğinin 4 katı memba ve mansaptan ve 2 katı da temel derinliği olarak modele dahil edilmiş, gövde dolgusunun 7 kademede inşa edileceği düşünülmüştür. Model 10968 elemana bölünmüştür. Şekil 7(a) da incelenen noktalar ile sonlu elemanlar modelindeki kret ve topuk detayı görülmektedir.

Şekil 7. (a) Gövde Üzerinde İncelenen Noktalar, Topuk ve Kret Detayı (b) Rezervuar Yüklemesi Altında Su Yükü Dağılımı

Analizde her bir inşa kademesi için gerilme ve deformasyon hesapları yapılmış ve son kademeden sonra rezervuar dolumu için gerilme ve deformasyon analizleri ile sızma analizleri yapılarak dinamik analizlere girdiler elde edilmiştir. Şekil 7 (b) de rezervuar yüklemesi altında hesaplanan su yükü dağılımı görülmektedir.

(a) (b)Şekil 8. ( a) İnşaat Sonrası Düşey Oturmalar

(b) Rezervuar Yüklemesi Altında Yatay Deplasmanlar

Şekil 8’de statik analiz çıktılarından (a) inşaat sonrası düşey deformasyon 0,90 m olarak yüksekliğin yarısı mertebelerinde oturma değerleri elde edilmiştir. Bu değerler baraj gövdesinde aynı bölgede yer alan düşey deformasyon ölçerlerin değerleri ie uyum içerisindedir.

4HH

2H

155

160 220

225


1119


Şekil 8 (b) de ise rezervuar yüklemesi ardında mansap kabuğunda + x yönünde 0,40 m deformasyon değerleri hesaplanmıştır.

4.2. Dinamik Analizler

Şekil 6 deki model kullanılarak statik analiz çıktılarından elde edilen gerilme, deformasyon veboşluk basıncı değerleri dinamik analizler için girdi olarak kullanılmıştır. Dinamik analizlerde kullanılmak üzere A grubu kaya ya da kaya benzeri formasyonlar üzerinde kayıt yapılmış üç adet ivme kaydı elde edilmiş ve bu kayıtlar Maksimum tasarım depremi 50 yılda %10 aşılma olasılığı olan deprem MDE=0,28g olarak ölçeklenmiştir. Şekil 9 de MDE-1 kaydı için Northridge depremi, MDE-2 kaydı için Mammoth Lakes depremi, MDE-3 kaydı için Cape Medocino depremlerinin ölçeklenmiş ivme kayıtları görülmektedir.

(a) MDE-1 (b) MDE-2 (c) MDE-3 Şekil 9. Dinamik Analizlerde Kullanılan Deprem İvme Kayıtları

fgfgffffdAnalizler sonucunda şekil 9 de verilen üç deprem kaydı için Baraj kretinde elde edilen ivme kayıtları Şekil 10’da ve deprem süresince kretin yatay deformasyon değişimi Şekil 11’da görülmektedir.

(a) MDE-1 (b) MDE-2 (c) MDE-3

Şekil 10. Baraj Kretinde Hesaplanan İvme Değişimleri

(a) MDE-1 (b) MDE-2 (c) MDE-3 Şekil 11. Baraj Kretinde Hesaplanan Yatay Deformasyon Değişimleri

Yat

ay İv

me

( g )

Zaman (s)

-0.1

-0.2

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0 5 10 15 20 25

Yat

ay İv

me

( g )

Zaman (s)

-0.1

-0.2

-0.3

-0.4

0

0.1

0.2

0 5 10 15

Yat

ay İv

me

( g )

Zaman (s)

-0.1-0.2-0.3-0.4

00.10.20.30.4

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

YYat

ay İ

vme

(g)

Zaman (s)

-0.2-0.4-0.6-0.8

00.20.40.60.8

Yata

y İv

me

(g)

Zaman (s)

-0.2-0.4-0.6-0.8

00.20.40.60.8

0 5 10 15

Yata

y İv

me

(g)

Zaman (s)

-0.2-0.4-0.6-0.8

00.20.40.60.8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Yata

y D

eple

sman

(m)

Zaman (s)

-0.02-0.04-0.06-0.08

00.020.040.060.08

0 5 10 15 20 25

Yata

y D

eple

sman

(m)

Zaman (s)

-0.01-0.02-0.03-0.04

00.010.020.030.04

0 5 10 15

Yata

y D

eple

sman

(m)

Zaman (s)

-0.02

-0.04

-0.06

0

0.02

0.04

0.06

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


1120


Şekil 10 ve Şekil 11 incelendiğinde MDE-1 kaydında max. kret ivmesi 0,49g, max. yatay ötelenme 7,9 cm, MDE-2 kaydında max. kret ivmesi 0,55g, max. yatay ötelenme 3,6 cm ve MDE-3 kaydında max. kret ivmesi 0,51g, max. yatay ötelenme 4,9 cm olarak hesaplanmıştır. Baraj tabanında maksimum 0,28g olan ivme değeri baraj kretinde ortalama 0,52g değerineyükselerek ivme değeri ortalama 1,82 katı yükselmiştir. Bu yükselme literatürde verilen değerler ile uyum içerisindedir.

4.3. Kalıcı Deformasyonların Hesabı

Eşdeğer Lineer Dinamik Analiz metodu ile yapılan analizlerde analiz sonucunda kalıcı deformasyonların elde edilebilmesi için Newmark kayan blok analizi yapmak gerekmektedir. Depremin oluşturduğu ivmeler zaman içinde değiştirdiğinden, pseudo statik emniyet katsayısı da depremin başından sonuna sürekli değişecektir. Potansiyel yenilme kütlesi üzerine etkiyen atalet kuvvetlerinin, statik ve dinamik toplam kaydırıcı kuvvetler, mevcut tutucu kuvvetleri aşacak kadar büyük olması halinde emniyet katsayısı 1’in altına düşecektir. Newmark yöntemine göre emniyet katsayısının 1 den küçük olduğunda potansiyel yenilme kütlesi artık denge durumunda değildir. Sonuçta dengesiz bir kuvvetle ivmelendirilecektir. Bu durum eğimli bir düzlem üzerinde duran katı bir blokla özdeştir. Newmark bu benzerliği kullanarak herhangi bir yer hareketine maruz kalan bir şevdeki kalıcı yer değiştirmeyi hesaplamaya yönelik yöntem geliştirmiştir. Şekil 12 de Karacasu barajının rezervuarı dolu olduğu durumda krette kalıcı şekil değiştirmeyi bulabilmek amacıyla parapet duvarı ve kreti de içine alan en gayri müsait kayma daireleri ve bu dairelerin Newmark metodu ile hesaplanan deprem süresince kümülatif yer değiştirme grafikleri görülmektedir.

(a) MDE-1 (b) MDE-2 (c) MDE-3 Şekil 12. Baraj Kretini ve Parapet Duvarını İçine Alan Kayma Düzlemleri ve Kalıcı

Deformasyonlar

Analizler sonucu elde edilen kalıcı yer değiştirmeler sırasıyla MDE-1 kaydı için 0,51 m. MDE-2 için 0,302 m, MDE-3 için 0,503 m olarak hesaplanmıştır. Şekil 13 de ise üç ayrı kayma yüzeyinin pseudo-statik emniyet katsayısının deprem boyunca değişimi görülmektedir.

Def

orm

asyo

n (m

)

Zaman

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 5 10 15 20 25

Def

orm

asyo

n (m

)

Zaman

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 5 10 15

Def

orm

asyo

n (m

)

Zaman

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


1121


(a) MDE-1 (b) MDE-2 (c) MDE-3 Şekil 13. Mansap Şevine Ait Kayma Yüzeyleri Güvenlik Faktörlerinin Deprem Süresince

Değişimi

Şekil 13 incelendiğinde deprem esnasında kayma yüzeylerinin güvenlik faktörleri 4-5değerlerine çıkabilmekte ve kalıcı deformasyonlar güvenlik faktörünün 1 in altına düştüğü zamanlarda oluşmaktadır.

4.4. Ampirik Yaklaşımlarla Kalıcı Deformasyon Tahmini

4.4.1. Makdisi – Seed Metodu

Makdisi ve Seed (1977) Newmark’ın yaklaşımını bir dolgu barajın esnek bir yapı olarak tepki gösterdiğini kabul ederek ve yer hareketinin şiddetinin baraj kretine olan etkisini tahmini için bir metod önermişlerdir.

(a) (b)Şekil 14. Makdisi-Seed Metodu

Bu yöntemde Şekil 14 (a) grafiğinde kayan kütleyi harekete geçiren ivme olan Umax elde edilir. Burada kmax baraj kretindeki max. ivme, h baraj yüksekliği ve y ise kayma yüzeyinin kretten itibaren derinliğidir. Kayma yüzeyini harekete geçiren ivme değeri Umax elde edildikten sonra (b) grafiği yardımı ile kretteki kalıcı yer değiştirme hesaplanır. Burada ky ise incelenen kayma yüzeyinin pseudo-statik güvenlik sayısını 1’e eşit yapan ivme katsayısıdır.

4.4.2. Bureau Metodu

Bureau (1997), dolgu malzemesi sürtünme açısının bazı değerleri için “Rölatif Kret Oturması” ile “Deprem Şiddeti Endeksi” (ESI) arasındaki ilişkiyi bir grafikte sunmuştur. Bu yaklaşımda ESI=PGA.(M-4,5)3 bağıntısı ile verilmiştir. Burada PGA, baraj yerindeki pik yatay zemin

Güv

enlik

Fak

törü

Zaman

0

1

2

3

4

5

0 5 10 15 20 25

Güv

enlik

Fak

törü

Zaman

0

1

2

3

4

5

0 5 10 15

Güv

enlik

Fak

törü

Zaman

0

1

2

3

4

5

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


1122


ivmesini, M ise deprem büyüklüğünü göstermektedir. Şekil 15 (a) da Bureau yaklaşımına ait grafik görülmektedir.

4.4.3 Swaisgood Metodu

Swaisgood (2003) tarafından deprem itkilerinin baraj dolguları üzerindeki etkileri incelenmiş ve ortaya konan amprik metod ile kret oturması dolgu yüksekliği ve temel kalınlığının yüzdesi olarak ifade edilmiştir. Şekil 15 (b) de baraj yerindeki pik yatay zemin ivmesi (PGA) ve deprem büyüklüğü kullanılarak kret oturmasını veren grafik görülmektedir. Şekil 14 (b) de sıvılaşma olmayan durumlar için elde edilmiş bu grafikler pik yer ivmesinin (PGA) 0,7g yi aştığı ve %5 ten fazla oturma olan durumları içermez.

(a) (b)Şekil 15. (a) Bureau ve (b) Swaisgood Yöntemlerine Ait Grafikler

4.4.4 Pells-Fell Metodu

Pells ve Fell 95’i hasarlı olmak üzere toplam 305 dolgu baraj üzerinde yaptıkları incelemeler sonucunda Tablo 2 ve Şekil 16 de verilen abak ve hasar sınıflandırmasını önermişlerdir.

Tablo 2. Sismik Yükler Altında Barajların Hasar Sınıflandırması

HASAR NO HASAR DURUMU

UZUNLAMASINA ÇATLAK

MAX. GENİŞLİĞİ (mm)

MAX. RELATİV KRET OTURMASI

(%)

0 HASARSIZ < 10 < 0.031 KÜÇÜK HASAR 10 - 30 0.03 - 0.22 ORTA HASAR 30 - 80 0.2 - 0.53 BÜYÜK HASAR 80 - 150 0.5 - 1.54 AĞIR HASAR 150 - 500 1.5 - 55 GÖÇME > 500 > 5


1123


Şekil 16. Deprem Büyüklüğü (A) ve Yer Çekimi İvmesi (B) ile Hasar Bölgesi Tesbit Grafiği

4.4.5 Jansen Metodu

Jansen (1990) geliştirmiş olduğu bu metodda aşağıda verilen amprik bağıntı ile toplam oturma miktarını hesap edebilmektedir.

U= [ 48,26.(M/10)8 (Km-Ky)]/(Ky)0,5

Bu bağıntıda M: Deprem büyüklü, Km: Baraj kretindeki ivme, Ky: Kayma yüzeyini harekete geçiren ivme değeri ve U: Toplam kret oturmasıdır.

5. SONUÇLAR

Yukarıda özetlenen yaklaşık metotlar doğrultusunda hesaplanan Karacasu barajı kalıcı deformasyonları tablo 3 de özetlenmiştir.

Tablo 3. Kalıcı Deformasyonlar

Tabloda aakma; kayma yüzeyinin güvenlik sayısını 1 yapan ivme değeri, y: kayma yüzeyinin kretten itibaren derinliği, h: baraj yüksekliği, M: deprem büyüklüğü ve ESI: Deprem şiddeti indeksini göstermektedir. Tablo incelendiğinde, yaklaşık metotların dinamik analiz sonuçlarına göre düşük değerler verdiği görülecektir. Özellikle Jansen metodu baraj yüksekliğini dikkate almayan bir yöntem olup en küçük deformasyonları veren yöntem olmuştur. Makdisi-Seed metodu ise dinamik analiz sonuçlarının ortalama yarı değerlerini vermiştir. Pells-Fell

MAKDİSİ-SEED BUREAU SWAISGOOD PELLS-FELL JANSEN

MDE-1 0,28g 0,49g 0,11g 72,8 75,8 0,96 7 4,4 0,51 0,25 0,032

MDE-2 0,28g 0,55g 0.23g 32,8 75,8 0,45 7 4,4 0,302 0,15 0,019

MDE-3 0,28g 0,51g 0.21g 40,04 75,8 0,55 7 4,4 0,503 0,10 0,018

ESI EŞDEĞER LİNEERDİNAMİK ANALİZ

YAKLAŞIK METODLAR

0,075 0,15-0,380,15

KALICI DEFORMASYONLAR (m)DEPREM KAYDI

NO

ataban

(PGA)akret aakma

y(m)

h(m) y/h M


1124


yönteminde bir deformasyon aralığı elde edilmiş bu aralıkta maksimum deformasyon 0,38 m civarında elde edilerek MDE-2 ve MDE-3 analizi sonuçlarına yakın değer vermiştir.Dolgu barajların dinamik analizlerinde pseudo statik analizler deformasyonlar hakkında bilgi verememektedir. Deprem sırasında yarı statik analizler kapsamında güvenlik sayısının1’in altında bulunması katastrofik bir yenilmeye işaret etmeyebilmekte, güvenlik sayısının 1’in altına düştüğü bu durumlarda kalıcı deplasmanların belirlenmesi ve baraj güvenliğinin bu deplasmanlar paralelinde irdelenmesi ekonomik çözümler üretebilmektedir. Aydın Karacasu barajında MDE 0,28g tasarım ivme değerindeki Dinamik analizleri sonucunda bulunan değerler kabul edilebilir deformasyon mertebelerinde olup kullanılan yaklaşık metodlar içerisinden Makdisi-Seed ve Pells-Fell yöntemlerinin analizlere daha yakın sonuçlar verdiği görülmüştür.

KAYNAKLAR

[1] Hacıefendioğlu,K., Bayraktar, A.,(2007) “Yerel Zemin Şartlarının Değişerek Yayılan Yer Haraketi Etkisindeki Toprak Dolgu Barajların Lineer Olmayan Davranışı Üzerindeki Etkisi”,1. Ulusal Baraj Güvenliği Sempozyumu, pp.679-690.

[2] Unutmaz,B, Önder Çetin,K.,(2007)”Toprak Dolgu Barajların Sismik Tepki ve Zemin Sıvılaşması Analizleri” 1. Ulusal Baraj Güvenliği Sempozyumu, pp.387-398.

[3] Kramer,S.L,(1996). “Geotechnical Earthquake Engineering”,Prentice Hall,Inc.,Upper Saddle River,New Jersey.

[4] DSI,(2014),”Dolgu Barajlar Tasarım Rehberi”,DSI Genel Müd. Barajlar ve HES Dai. Baş.

[5] Makdisi,F.I. and,Seed,H.B.,(1978) “Simplified procedure for estimating dam and embankment earthquake-induced deformations”J.Geotech.Eng.Div.,ASCE 104(7), 849-867

[6] Breau,G.,”Evaluation Methods and Acceptability of seismic deformations in Embankment Dams”,Proceedings, 19th congress on large dams,Florence,Italy,May 1997.

[7] Swaisgood,J.R.(2003),”Estimating Deformation of Embankment Dams Caused by Earthquake”,Presented at Association of Dam Safety Officials Western Regional Conference,Red Lodge,Montana.

[8]J ansen,R.B.,(1990) “Estimation of Embankment Dam Settlement by Earthquake” ,Int. Water Power&Dam Construction 42(12):35-40


1125


REZONANT KOLON DENEY SİSTEMİ İLE TEMİZ KUM ZEMİNLERDE P VE S DALGA HIZLARININ TESPİTİ

DETERMINATION OF P AND S WAVE VELOCITIES OF CLEAN SAND BY USING RESONANT COLUMN TEST

M. İnanç ONUR1 S. Umut UMU 2 D. Volkan OKUR *3

Mustafa TUNCAN4 Ahmet TUNCAN 5

ABSTRACT

The resonant column test is commonly used in geotechnical earthquake engineering to determine the dynamic characterictics of soils. Soil specimen is subjected a wave propagation under different frequencies and wave velocites are determined by the test. There are lots of study to determine compressional (P) waves causes compression and expansion the material that passes through and shear (S) waves causes shear deformations in the literature. In this study, shear and compressional wave velocities were measured for reconstitued Toyoura sand samples. Samples were prapered at different relative densities and saturation degrees also test were performed under diffirent confining pressures. The effects of these factors on the wave velocities were investigated by comparing the test results.

Keywords: Resonant column test, shear wave velocitiy, compressional wave velocity.

ÖZET

Rezonant kolon deneyi, zeminlerin dinamik özelliklerini belirlemede geoteknik deprem mühendisliği alanında yaygın kullanılan laboratuar deneylerindedir. Deneyde zemin numunesi farklı frekanslar altında bir dalga yayılımına maruz bırakılır ve dalga hızları test ile ölçülür. İçinden geçtiği cismin sıkışma ve genişlemesine neden olan basınç (P) dalgası ile kayma deformasyonlarına neden olan kayma (S) dalgalarının belirlenmesi amacıyla lieratürde birçok çalışma bulunmaktadır. Bu çalışmada laboratuarda hazırlanmış Toyoura kumu numuneleri için kayma ve basınç dalga hızları tespit edilmiştir. Numunlere farklı rölatif sıkılıklarda ve doygunluk derecelerinde hazırlanmış ve deneyler farklı çevre basınçları altında gerçekleştirilmiştir. Bu faktörlerin dalga hızları üzerindeki etkileri deney sonuçları karşılaştırılarak incelenmiştir.

Anahtar Kelimeler: Rezonant kolon testi, kayma dalga hızı, basınç dalgası hızı.

1 Araş.Gör., Anadolu Üniversitesi, [email protected] Araş.Gör. Dr., Anadolu Üniversitesi, [email protected] Doç.Dr., Eskişehir Osmangazi Üniversitesi, [email protected] Prof.Dr., Anadolu Üniversitesi, [email protected] Prof.Dr., Anadolu Üniversitesi, [email protected]


1126


1. GİRİŞ

Rezonant kolon cihazının zeminlerin dinamik davranışlarının belirlenmesinde kullanılmaya başlanması 1930’ların başıdır. Özellikle Hall & Richart [1] ve Hardin & Black [2] tarafında yapılan çalışmalardan sonra literatürde önemli yer bulmuştur. Yıllara bağlı olarak, cihazda yapılan iyileştirme ve teknolojik katkılar ile günümüzde laboratuvar çalışmalarında sıkça tercih edilmektedir. Rezonant kolon testi, bir zemin numunesine farklı frekans değerlerinde eğilme ve burulma kuvveti uygulanarak rezonant frekansının tespit edilmesi esasına dayanır. Rezonant frekansından ise zemin numunesinin dalga hızı, kayma modulü gibi dinamik özellikler belirlenir. Deneyde genellikle numunenin üst kısmına bir sürücü sistemi yerleştirilip, numuneye farklı frekans ve genliklerde dinamik tork uygulanır. Rezonant kolon deneylerinde 10-6~10-3

kayma deformasyon genliklerinde ölçüm yapılabilmektedir [3].Bir cisim üzerine herhangi bir gerilme uygulandığında dalgalar yolu ile bu gerilme tüm cisime dağılmaktadır [4]. Zeminler üzerine etkiyen sismik dalgalar; cisim dalgaları ve yüzey dalgaları olarak tanımlanmıştır [5]. Cisim dalgalarından içinden geçtiği cismin sıkışma ve genişlemesine neden olan hızı en yüksek olan P, basınç dalgasıdır. Cisimde kayma deformasyonlarına neden olan ve hızı göreceli olarak P dalgasına göre daha yavaş olan S kayma dalgasıdır. Dalga hızlarının belirlenmesi ile içinden geçtiği zemin dinamik özellikleri hakkında yorum yapılabilir. Literatürde P ve S dalgaları ile zeminin elastisite modülü (E) ve kayma modülü (G) arasında verilen eşitlikle ile zeminlerin gerilme deformasyon özellikleri de belirlenebilmektedir [4]. Bunlarla ilgili literatürde yaygın kullanılan eşitliklerden bazıları aşağıda verilmiştir.

/2Vp G (1)

211/1Vp E (2)

/Vs G (3)

12/Vs E (4)

Depremler sırasında da yerkabuğu içerisinde P ve S dalgaları oluşarak yeryüzeyinde salınımlar oluştururak, geçtikleri ortamlarda deformasyonlara sebep olurlar. Zeminlerde oluşan deformasyonlar dolayısıyla bunlara bağlı yapı hasarları, dalga hızlarını önemli bir araştırma konusu yapmıştır. Yapılan arazi ve laboratuvar çalışmaları sonrası zemin tiplerine bağlı olarak kayma dalga hızları ve basınç dalga hızları belirlenmeye çalışılmıştır. Çeşitli aralıklar ile ifade edilen bu değerler yaklaşık olup, bir fikir vermekle birlikte zemin şartlarına bağlı olarak değişebilmektedir. Tablo 1 de farklı zemin türleri için ortalama dalga hız değerleri gösterilmiştir.


1127


Tablo 1. Yaklaşık Olarak Zeminlerde Dalga Hızları [4]

Zemin Tipi Basınç Dalgası Hızı, Vp Kayma Dalgası Hızı, Vs

İnce Kum 300 – 330 m/s 90 – 150 m/s

Sıkı Kum 450 – 470 m/s 220 – 250 m/s

Çakıl 760 – 800 m/s 180 – 230 m/s

Nemli Kil 1200 – 1380 m/s 500 – 550 m/s

Granit 3960 – 5490 m/s 2130 – 3360 m/s

P ve S dalga değişimlerinin bağlı olduğu faktörler farklı açılardan literatürde yaygın bir şekilde ele alınmıştır. Baxter ve ark. [6] bir dizi dinamik üç eksenli ve bender eleman deneyleri sonucunda sıvılaşma direnci ile kayma dalga hızı arasında bir bağıntı vermişlerdir. Bartake ve Singh [7] kumların kayma dalga hızını belirlemek için bender eleman testlerini kullanmışlardır. Çalışmalarında, boşluk oranı arttıkça kayma dalga hızında azalım ve kuru numunelerde doygun numunelere göre daha yüksek kayma dalga hızı tespit etmişlerdir. Ayrıca, aynı boşluk oranı değerinde ince tanecikli kumların kalın tanecikli kumlara göre daha yüksek kayma dalga hızı değerlerine sahip olduğunu belirlemişlerdir. Yunmin ve Ark. [8] Hangzhou kumu üzerinde dinamik üç eksenli testleri yapılırken hücre içerisine yerleştirilmiş bender eleman cihazı ile kayma dalga hızlarını da ölçülmüştür. Testler sonucunda; kayma dalga hızı 100 m/sn ile 200 m/sn arasındaki değerler için sıvılaşma direncini belirlemek amacıyla arazi testleri yerine laboratuvar testlerinin kullanılabileceği ancak 100 m/sn den küçük 200 m/sn den büyük kayma dalga hızına sahip zeminler için arazi testi gerekliliği vurgulanmıştır. Cascante ve ark. [9] standart burulmalı rezonant kolon cihazında modifikasyon yapmışlar ve numunelerin dalga hızlarını literatür ile karşılaştırmışlardır. Çalışma sonucunda P ve S dalga hızlarından litolojinin belirlenebileceğini, doygunluk derecesi, kayma modülü, sönümlenme oranı, gibi parametrelerinde yine dalga karakteristiklerinden tahmin edilebileceğini vurgulamışlardır. Patel ve ark. [10] granüler malzemelerin tanecik morfolojisinin kayma dalga hızı üzerindeki etkisini araştırmışlar ve ampirik bir eşitlik elde etmişlerdir. Testler sonucunda granüler malzemelerde küresellik, yuvarlaklık vb. tanecik morfolojisi ile tanecik ebatlarının kayma dalga hızını etkilediği aynı zamanda çevre basıncı kuru ve doygun hal şartlarının da kayma dalga hızı üzerinde etkisi olduğu belirlenmiştir. Yang ve ark. [11] basınç dalga hızını kullanarak sıvılaşma mukavemetini belirlemeye çalışmışlardır. Laboratuvar testleri ışığında öncelikle sıvılaşma mukavemeti ile boşluk suyu basıncı katsayısı (B) arasında ampirik bir korelasyon olduğu benzer şekilde P dalgaları ile B katsayısı arasında da bir ilişki olduğunu öne sürmektedir. Sugano ve Yanagisawa [12] S dalgalarına ilave olarak depremler sırasında ortaya çıkan Sykora [13] zeminlerin kayma dalga hızlarını laboratuvar test sonuçları ve arazi ölçümleri ile karşılaştırmıştır. Arazi ölçümlerinde yalnızca SPT değerine bağlı Vs tahmininin eksik olabileceği Vs nin SPT değeri, derinlik, jeolojik yaş ve rölatif tanecik boyutu ile arttığını tespit etmiştir. Ayrıca Vs tahmini için mutlaka arazi araştırmalarının yapılması, sonuçları etkileyebilecek parametrelerin tek tek analiz edilmesi ve mutlaka gerçekçi korelasyonların ortaya konmasını önermiştir. Ella [14] doygun olmayan zeminlerin dinamik davranışını incelediği test çalışmasında sıvılaşma potansiyeli ile kayma dalga hızı ilişkisini bender element testi ile belirlemeye çalışmıştır. Yapılan analizler sonucunda su içeriği azalırken kayma dalga hızı ve rijitlikte artış gözlemlenmiştir. Kayma dalga hızı 200 m/s nin altındaki değerlerde sıvılaşma potansiyelinin yüksek olduğu, göreceli olarak daha kuru numunelerde kayma dalga hızının bu değerden yüksek ölçüldüğü ve sıvılaşma potansiyelinin de azaldığı belirlenmiştir. Bu çalışmada ise Toyoura kumu üzerinde rezonant kolon testleri uygulanarak farklı rölatif sıkılık, efektif çevre gerilmesi ve doygunluk derecelerinde hazırlanan zemin numunelerinin


1128


kayma (S) ve basınç (P) dalga hızları belirlenmiştir. Numunelerin dalga hızlarına etki eden faktörler karşılaştırmıştır.

2. DENEYSEL ÇALIŞMA

Bu çalışmada kayma dalgası hızı ve basınç dalgası hızlarının farklı parametrelere göre değişimini tespit etmek amacıyla rezonant kolon test sistemi tercih edilmiştir. Testlere tabi tutulan zemin numuneleri ise Toyoura kumu kullanılarak hazırlanmıştır.

2.1. Malzeme ve Cihaz Özellikleri

Literatürde kum zeminlerin dinamik davranışlarının araştırılması amacıyla gerçekleştirilen çoğu çalışmada kullanılan Toyoura kumu non-plastik, ince taneli ve temiz kum olarak tanımlanmıştır. USCS sınıflama sistemine göre SP olarak simgelenen Toyoura kumu için diğer bazı özellikler Tablo 2 de verilmiştir. Testlerde kullanılan zemin numuneleri 70 mm çap ve 145 mm uzunluğa sahip olup deney programında belirlenen rölatif sıkılık ve doygunluk değerlerine göre ahşap kompaktör ile sıkıştırılarak ve nemli yerleştirme yöntemine uygun olarak hazırlanmıştır. Ayrıca tüm test aşamaları ASTM D4015-07 [16] standartlarına uygun olarakgerçekleştirilmiştir.

Tablo 2. Toyoura Kumu Genel ÖzellikleriBirleştirilmiş Zemin Sınıfı, USCS SPOrtalama Tane Çapı, D50 0,26 mmEfektif Çap, D10 0,21 mmÜniformluk Katsayısı, Cu 1,33Eğrisellik Katsayısı, Cc 0,98Maksimum Yoğunluk, maks 1.34 Mg/m3

Minimum Yoğunluk, min 1.64 Mg/m3

Maksimum Boşluk Oranı, e maks 0,98Minimum Boşluk Oranı, e min 0,62

Anadolu Üniversitesi İnşaat Mühendisliği Bölümü Geoteknik Deprem Mühendisliği laboratuvarında bulunan GDS marka rezonant kolon test cihazı deneylerde kullanılmıştır. Cihaz sabit-serbest sistem şeklinde tasarlanmıştır, yani numunenin alt kısmı sabit iken üst kısmı serbesttir. Silindirik numune dalga hareketine tabi tutulduğunda serbest uçtan dalga hareketinin hızı ölçülür. Kayma dalga ve basınç dalga hızının yanı sıra rezonant frekansı ve kayma modülü belirlenebilir. Kullanılan cihazın Şekil 1 de verilmiştir.


1129


Şekil 1. Rezonant Kolon Test Cihazı

Testin uygulanması sırasında ise; burulma veya eğilme kuvveti numunenin üst kısmından elektromanyetik sistem aracılığı ile uygulanmasının ardından uygulanan frekans ve ivmeölçer sonuçları cihazın programı aracılığı ile Şekil 2 de gösterildiği gibi grafik olarak çizilir. Yine maksimum değer rezonant frekans değeri olarak gösterilir. Aşağıda verilen eşitlikler yardımı ile S ve P dalga hızları hesaplanır.

fls 2V (5)

2111V rodp V (6)

Eşitliklerde; f; deneyde bulunan numunenin doğal frekansı (Hz), l; numune boyu (m), β; cihazın sürücü sistemi, numunenin polar momentlerine bağlı parametre, Vrod sınırlı ortamda boyuna dalga hızı ve υ is Poisson oranını ifade etmektedir.

Şekil 2. Burulmalı Uyarım Testi Örneği


1130


2.2. Test Aşamaları

Kum zeminlerde P ve S dalgalarının değişiminin belirlenmesi amacıyla gerçekleştirilen bu çalışmada farklı rölatif yoğunluk ve doygunluk derecelerinde hazırlanan numuneler farklı efektif çevre basınçlar altında testlere tabi tutulmuştur. Rölatif sıkılık için % 40, 60 ve 80 dereceleri belirlenirken, doygunluk için ise % 40 doygunluk ve tam doygunluk baz alınmıştır. Efektif çevre gerilmesi ise 50, 150 ve 200 kPa olarak uygulanmıştır. Test parametrelerinin detayları Tablo 3 de verilmiştir.

Tablo 3. Test Detayları

Test No Rölatif Sıkılık(%)

Doygunluk Derecesi

(%)

Efektif Çevre Basıncı(kPa)

A 40 40 50 - 150 - 200

B 40 60 50 - 150 - 200

C 40 100 50 - 150 - 200

D 60 40 50 - 150 - 200

E 60 60 50 - 150 - 200

F 60 100 50 - 150 - 200

G 80 40 50 - 150 - 200

H 80 60 50 - 150 - 200

I 80 100 50 - 150 - 200

Rezonant kolon test cihazı ile yukarıda verilen program dâhilinde testler gerçekleştirilmiş ve numunelerin S ve P dalga hızları belirlenmiştir. S dalga hızları 169 m/s ile 305 m/s arasında ölçülürken P dalga hızları 294 m/s ile 527 m/s arasında ölçülmüştür. Dalga hızlarının rölatif sıkılık doygunluk derecesi ve efektif çevre gerilmesine bağlı değişimi Şekil 3 ve 4 te verilmiştir.

Şekil 3. S Dalga Hızı Ölçüm Sonuçları


1131


Şekil 3 irdelendiğinde, kayma dalga hızlarının rölatif sıkılığın % 40 tan % 60 ve % 80 e artması durumunda % 8 ile % 17 arasında artış gösterdiği ve efektif çevre gerilmesinin 50 kPa dan 150 kPa değerine artışına bağlı olarak yaklaşık % 30 arttığı ancak 150 kPa dan 200 kPa değerine artışına bağlı olarak yaklaşık % 10 arttığı tespit edilmiştir. Ayrıca doygunluk derecesinin % 40, 60 ve 100 olarak değişimine bağlı olarak kayma dalga hızlarının % 7 ile % 13 arasında azalma gösterdiği gözlemlenmiştir.

Şekil 4. P Dalga Hızı Ölçüm Sonuçları

Şekil 4 irdelendiğinde, basınç dalga hızlarının rölatif sıkılığın % 40 tan % 60 ve % 80 e artması durumunda %13 ile % 25 arasında artış gösterdiği ve efektif çevre gerilmesinin 50 kPa dan 150 kPa değerine artışına bağlı olarak yaklaşık % 25 arttığı ancak 150 kPa dan 200 kPa değerine artışına bağlı olarak yaklaşık % 5 arttığı tespit edilmiştir. Ayrıca doygunluk derecesinin % 40, 60 ve 100 olarak değişimine bağlı olarak kayma dalga hızlarının % 4 ile 10 arasında azalma gösterdiği gözlemlenmiştir.

3. SONUÇLAR

Bu çalışmada Rezonant kolon test cihazı kullanılarak farklı rölatif sıkılık ve doygunluk derecesinde hazırlanan Toyoura kumu numunelerinin farklı efektif çevre basıncı altında basınç ve kayma dalgası hızları ölçülmüştür. Test sonuçları irdelendiğinde literatür ile uyumlu olarak çevre gerilmesi ve rölatif sıkılığın dalga hızları üzerinde büyük bir etkiye sahip olduğu belirlenmiştir. Dalga hızlarının efektif çevre gerilmesi ve rölatif sıkılık değerinde ki artışa bağlı olarak arttığı gözlemlenmiştir. Ayrıca, doygunluk derecesinin değişimine bağlı olarak dalga hızlarının etkilendiği tespit edilmiştir. Ancak S dalgası hızının P dalga hızına göre doygunluk derecesinden daha az etkilendiği gözlenmiştir.


1132


TEŞEKKÜR

Bu çalışma Anadolu Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri, Proje No: 09-02-05 ile desteklenmektedir.

KAYNAKLAR

[1] Hall, J.R. and Richard, F.E., “Discussion of Elastic Wave Energy in Granular Soils”, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE. Vol. 89 (6), pp. 27-56, 1963.

[2] Hardin, B.O., and Black, W.L., “Vibration Modulus of Normally Consolidated Clays”, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 94 (2), pp. 353-369, 1968

[3] Isihara, K., (2003), “Soil Behavior in Earthquake Geotechnics”, Clarendon Press.[4] Das, B.M. (1993), “Principles of Soil Dynamics”, PWS-KENT Publishing Company.[5] Kramer, S.L., (2003), “Geotechnical Earthquake Engineering”, Prentice Hall. [6] Baxter, C.D.P., Bradshaw, A.S., Green, R.A. and Wang, J.H., “Correlation between Cyclic

Resistance and Shear-Wave Velocity for Providence Silts”, Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering ASCE, Vol. 134 (1), pp. 37-46, 2008.

[7] Bartake, P. P. and Singh, D. N., “Studies on the Determination of Shear Wave Velocity in Sands”, Geomechanics and Geoengineering: An International Journal, Vol. 2 (1), pp. 41-49, 2007.

[8] Yunmin, C., Han, K., and Ren-peng, C., “Correlation of Shear Wave Velocity with Liquefaction Resistance Based on Laboratory Tests”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 25, pp. 461-469, 2005.

[9] Cascante, G., Santamarina, C. and Yassir, N., “Flexural Excitation in a Standard Torsional-Resonant Column Device”, Can. Geotech. Journal, Vol. 35, pp. 478-490, 1998.

[10] Patel,A., Bartake, P.P. and Singh, D.N., “An Empirical Relationship for Determining Shear Wave Velocity in Granular Materials Accounting for Grain Morphology”, Geotechnical Testing Journal, Vol. 32 (1), pp. 1-10, 2008.

[11] Yang, J., Savidis, S. and Roemer, M., “Evaluating Liquefaction Strength of Partially Saturated Sand”, ASCE Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering, Vol. 130 (9), pp. 975-979, 2004.

[12] Sugano, T., ve Yanagisawa, E., “Cyclic Undrained Shear Behavior of Sand under Surface Wave Stress Conditions”, Earthquake Engineering Tenth World Conference, 1992, Rotterdam,

[13] Sykora, D. W., (1987) “Examination of Existing Shear Wave Velocity and Shear Modulus Correlations in Soils”, Department of the Army , Washington, USA.

[14] Alla, P., (2009), “Dynamic Behavior of Unsaturated Soils”, Master of Science Thesis, Louisiana State University. Louisiana, USA.

[15] Onur, M.İ., Umu, S.U., Okur, D.V., Tuncan, M., Tuncan, A., “An Experimental Comparison between the Shear and the Plane Waves by Using Resonant Column Test”, 22. International Offshore and Polar Engineering Conference(ISOPE), 18/06/2012, Rhodes, Greece.

[16] ASTM D4015, Standard Test Methods for Modulus and Damping of Soils by Resonant-Column Method.


1133


TEKRARLI YÜKLER ALTINDA DOYGUN SİLTLERİNDAVRANIŞI

BEHAVIOR OF SATURATED SILTS UNDER REPEATED LOADS

Selman SAĞLAM1 Sadık BAKIR 2

ABSTRACT

Softening and strength loss of sands with increasing excess pore water pressure under repeated loads is well-known. However, extensive damage has also been occured at the sites underlain by fine soils subjected to seismic loads. Examining the factors affecting cyclic behavior of saturated low plastic silt is the primary objective of this study. Within this aim, an extensive laboratory testing program including conventional monotonic and cyclic triaxial tests was performed over reconstituted silt samples. The effects of the inherent soil properties and the effects of loading characteristics on the cyclic response of saturated low-plastic reconstituted silt samples were examined separately. It has been seen that increasing initial confining stress significantly affects cyclic response of normally or lightly overconsolidated silt. Additionally, the cyclic strength has been observed to increase with increasing overconsolidation ratio.

Keywords: Laboratory test, saturated silt, repeated load.

ÖZET

Tekrarlı yükler altında artan aşırı boşluk suyu basıncının, kumlarda gevşeme ve mukavemet kaybına sebep olduğu iyi bilinmektedir. Ancak, sismik yükler altında ince taneli zeminlerin hakim olduğu sahalarda bulunan yapılarda da büyük hasarlar oluşmaktadır. Bu çalışmanın öncelikli amacı doygun, düşük plastisiteli ince taneli zeminlerin devirsel davranışını etkileyen faktörleri incelemektir. Bu amaç dahilinde, yeniden oluşturulan silt numuneleri ile gerçekleştirilecek statik ve devirsel üçeksenli deneylerden oluşan kapsamlı bir deney programı oluşturulmuştur. Zemin özelliklerinin etkileri ve yükleme özelliklerinin doygun düşük plastisiteli silt örnekleri üzerindeki etkileri ayrı ayrı incelenmiştir. Artan başlangıç çevresel basıncının, normal ve az derecede konsolide olmuş silt numulerin devirsel davranışını önemli bir şekilde etkilediği görülmüştür. Bununla birlikte devirsel dayanımın artan aşırı konsolidasyon oranı ile arttığı belirlenmiştir.

Anahtar Kelimeler: Laboratuvar deneyi, doygun silt, tekrarlı yük.

1 Yrd. Doç. Dr., Adnan Menderes Üniversitesi, [email protected] 2 Prof. Dr., Orta Doğu Teknik Üniversitesi, [email protected]


1134


1. GİRİŞ

Yakın zamanda meydana gelmiş büyük depremlerde siltli zeminlerin bulunduğu sahalarda meydana gelen büyük yapısal hasarlar, siltli zeminlerin tekrarlı yükler altındaki davranışının oldukça dikkat çekmesini sağlamıştır. Tane çapı dağılımı açısından kum ve kilin ortasında ara malzeme olan siltin mekanik davranışının değerlendirilmesi, kum ve kil olarak ayırt edilebilen zemin türlerinden kısmen daha karışıktır [1, 2]. Tekrarlı yüklere maruz kalan siltlerde oluşan aşırı boşluk suyu basıncı ve buna bağlı olarak oluşan kıvam degradasyonu ve mukavemet kaybı ile ilgili literatür bilgileri sınırlı olmasına karşın, silt davranışının gerilme geçmişi, yükleme ve malzeme özelliklerine bağlı olduğu belirtilmektedir. Ancak, bu faktörlerin etkilerinin ne yönde olduğu üzerine olan bulgular çoğunlukla birbirleriyle çelişkilidir. Bu sebeple, [1, 3] tarafından vurgulandığı üzere mevcut bilgi düzeyini geliştirmek ve siltlerin sismik davranışını iyi anlamak için kontrollü laboratuar deneylerinin sayıları artırılmalıdır.Öncelikli olarak siltlerin devirsel davranışı üzerine olan veritabanını genişletmek için detaylı bir deney programı oluşturulmuştur. Çalışma silt numuneler üzerinde gerçekleştirilen statik ve devirsel üçeksenli deneylerden oluşmaktadır. Siltli zeminlerin doğal birikim sürecinden kaynaklanan değişkenlikleri elimine etmek ve numune özellikleri üzerinde kontrol sağlayabilmek için çalışmada yeniden oluşturulan silt numuneleri kullanılmıştır. Birçok çalışmada yeniden oluşturma yönteminin kumların davranışı üzerinde önemli etkileri olduğu vurgulanmıştır [4-6]. Ancak, yeniden oluşturma yönteminin siltli zeminlerin davranışı üzerindeki etkileri literatürde oldukça sınırlıdır. Bu sebeple, genel yeniden oluşturma yöntemleri incelenmiştir. Numune oluşturma kolaylığı, hızı ve doygun örneklere olan ihtiyaçtan ötürü bulamaç çökeltme metodu en uygun metod olarak belirlenmiştir.Doygun silt numunelerinin drenajsız kayma ve deformasyon davranışı bir dizi statik ve yük kontrollü devirsel üçeksenli deneyler gerçekleştirilerek incelenmiştir. Deneyler, izotropik ve anizotropik olarak konsolide edilmiş numuneler üzerinde gerçekleştirilmiştir. Drenajsız statik deneyler, silt numunelerin statik ve devirsel davranışları arasında olası bir ilişkiyi belirlemek üzere gerçekleştirilmiştir. Silt türü zeminlerin davranışını daha iyi anlamamızı sağlayacak kapsamlı bir çalışma için deneyler farklı önkonsolidasyon basıncı ve başlangıç çevresel basıncına maruz bırakılmış numuneler üzerinde gerçekleştirilmiştir. Numuneler, boşluk suyu basıncı katsayısı (B) en az 0.95 olacak şekilde doyurulmuşlardır.

2. YENİDEN OLUŞTURULAN MALZEMENİN ÖZELLİKLERİ VE YENİDEN OLUŞTURMA SÜRECİ

Deneylerde kullanılan zemin örneği Balad, Irak’tan elde edilmiştir. Açık kahverengi olan örneğin tane çapı dağılımı Şekil 1’de gösterilmektedir. Malzeme % 68.5 silt, % 4.5 kil ve %27 ince kumdan oluşmaktadır. Özgül ağırlığı Gs=2.69, Atterberg kıvam limitleri LL=31 (Casagrande Yöntemi ile), PL=24 ve PI=7 olarak belirlenmiştir. Malzeme, Birleştirilmiş Zemin Sınıflandırma Sistemi’ne göre düşük plastisiteli silt (ML) olarak sınıflandırılır ve plastisite abağındaki yeri A-doğrusuna oldukça yakın gözükmektedir.


1135


Şekil 23. Çalışmada Kullanılan Örneğin Tane Çapı Dağılımı

Yeniden oluşturma sırasında, malzeme likit limitinin 2-3 katı su içeriğine sahip olacak miktarda havası alınmış su ile karıştırılmıştır. Böylelikle malzeme daha kolay karıştırılarak homojen bir bulamaç elde edilmiştir. Elde edilen bulamaç daha sonra 19.5, 19.5 ve 21 cm boyutlarındaki, içi yün bir kumaş ile kaplı, üst ve alt kapaklarının drenajı sağlamak üzere delikli olduğu bir kutuya yerleştirilmiştir. Bulamaç ile dolu kutu havası alınmış su ile dolu daha büyük bir tanka tamamen batırılmış ve düşey yöndeki bir pinömatik piston yardımıyla uygulanan 40 kPa’lık gerilme altında konsolide edilmiştir. Konsolidasyon sonrasında, her bir kutudan kendi ağırlığı altında bozulmadan durabilen 16 adet numune elde edilmiştir. Çıkarılan numuneler 36 mm çapında ve 71 mm boyunda olacak şekilde tıraşlanarak deney aletine yerleştirilmişlerdir.

3. STATİK ÜÇ EKSENLİ BASINÇ DENEYLERİ

Yeniden oluşturulmuş numunelerin statik davranışını irdelemek ve malzemenin statik ve devirsel davranışları arasında ilişkisel bir bağlantı olup olmadığını görebilmek için bir dizi statik deney gerçekleştirilmiştir. İnce taneli zeminlerin üç eksenli deneye tabi tutulmaları sırasında dikkat edilecek en önemli hususlardan biri yükleme hızıdır. Numunenin iki uç yüzeyindeki sürtünmeye bağlı olarak numune boyunca oluşan gerilme ve birim deformasyon dağılımı üniform değildir. Yükleme sırasında oluşan boşluk suyu basıncının dengelenmesi için zamana ihtiyaç vardır. Aksi takdirde, numunenin dayanımı üniform olmayan aşırı boşluk suyu basıncından etkilenir. Statik deneyler % 0.05 - 0.1/ dakika yükleme aralığındaki hızlarda gerçekleştirilmiştir.

Yükleme oranları, Bishop ve Henkel [7] ve Germaine ve Ladd [8] tarafından önerildiği üzere boşluk suyu basıncının %95 oranında dengelenmesini sağlayacak şekilde belirlendi.

% 0.05-0.1/dakika yükleme oranlarında gerçekleştirilen deneylere ek olarak 2 adet deney de 100 kPa altında izotropik olarak konsolide edilmiş numunelerle, % 1.4 ve %1/dakika yükleme

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.001 0.01 0.1 1

YÜZD

E G

EÇEN

TANE ÇAPI (mm)

KUMSILTKİL


1136


hızlarında gerçekleştirilmiştir. Deneylerden zemin örneğinin içsel sürtünme açısı ve kohezyonu ortalama olarak 37° ve 5 kPa olarak belirlenmiştir.Aşırı konsolide oranı (OCR) 2 ve 4 olan 2 numune de statik üç eksenli kesmeye tabi tutulmuştur. Aşırı konsolidasyon; başlangıçta 100 kPa ve 200 kPa altında izotropik olarak konsolide edilmiş numunelerin eksenel yükleme öncesi efektif çevresel basınçlarının 50 kPa’a düşürülmesi ile sağlanmıştır. Bu numuneler % 0.07/dakikalık bir yükleme oranı ile test edilmişlerdir.Numunelerin başlangıç gerilme durumları, temel altı ve serbest zeminleri temsil edecek geniş bir aralıkta düzenlenmiştir. 4 tane statik deney sonucu, ortalama efektif gerilme (p' =[ '1+2 '3]/3)-deviatör gerilme = [ ]) grafikleri yoluyla Şekil 2’de gösterilmektedir. Şekil 2 farklı çevresel basınçlarda ( '3c) izotropik olarak konsolide edilmiş numunelerin davranışlarını göstermektedir. Şekil 3 statik kesme sırasında aşırı boşluk suyu basıncı oluşumunu göstermektedir. Şekil 2 ve 3’ten anlaşılacağı üzere, başlangıçtaki büzülme davranışını takiben, numuneler devam eden deney sürecinde genleşme davranışı göstermektedirler. Şekil 2 ve 3’te sadece 4 adet deney sonucu gösterilmesine karşın, neredeyse tüm numunelerin başlangıç gerilmelerinden bağımsız olarak en nihayetinde genleşme davranışı gösterdikleri belirtilmelidir.

Şekil 24. Statik Gerilme İzleri

Şekil 25. Statik Aşırı Boşluk Suyu Basıncı Oluşumu

Drenajsız kesmeye maruz kalan numunelerin gerilme-deformasyon davranışları Şekil 4’te gösterilmektedir. Gerilme-deformasyon grafiklerinde görüleceği üzere, çok düşük birim deformasyonlarda (0.1-0.6%) eğriler üzerinde bir bükülme noktası bulunmaktadır. Bu noktadan

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100 150 200

Dev

iato

r Ger

ilme

(kPa

)

Ortalama Efektif Gerilme (kPa)

ST2ST5ST6ST7

( '3c=50 kPa)( '3c=80

-30-20-10

0102030405060

0 0.05 0.1 0.15 0.2

Aşırı

Boş

luk

Suyu

B

asın

cı (k

Pa)

Eksenel Birim Deformasyon

ST2ST5ST6ST7

( '3c=50 kPa)( '3c=80


1137


sonra %10 luk birim deformasyon değerlerine kadar belirgin bir tepe noktası gözlemlemeden pekleşme davranışı görülmektedir.

Şekil 26. Statik Gerilme-Deformasyon İlişkileri

Aşırı konsolidasyonun statik davranış üzerindeki etkilerini gözlemlemek üzere yapılan ST2, ST3 ve ST4 numaralı deneylerin sonuçları Şekil 5’te verilmektedir. Bu numuneler kesmeye maruz bırakılmadan önce 50 kPa’lık '3c değerine sahiptirler. Bu sebeple grafiklerde çevresel basınç etkisi görülmemektedir. Şekil 5a’da drenajsız kesme dayanımının artan OCR ile arttığı gözlemlenirken, boşluk suyu basıncı oluşumunun artan OCR ile düştüğü ve eksi değerler aldığı gözlemlenmiştir. Bu sebeple statik davranıştaki genleşme eğiliminin artan OCR ile daha belirginleştiği söylenebilir.

(a)

(b)Şekil 27. Farklı OCR Değerleri İçin (a) Statik Gerilme-Deformasyon Eğrileri, (b) Boşluk

Suyu Basıncı Oluşum Eğrileri


1138


4. DEVİRSEL ÜÇ EKSENLİ DENEYLER

İzotropik olarak konsolide edilmiş silt numuneleri kullanılarak toplam 35 devirsel üç eksenli deney gerçekleştirilmiştir. Konsolidasyon basınçları zemin örneklerinin sahada temel altında maruz kalabileceği basınçlar gözönünde bulundurularak seçilmiştir. Devirsel basınç oranları (CSR) sismik yük büyüklüklerini genel olarak temsil edecek şekilde seçilmiştir. Üç eksenli deney sistemi devirsel basınç oranları (CSRtx) 0.30 ve 0.72 arasında değişecek şekilde seçilen devirsel gerilmeler yük kontrollü olarak uygulanmıştır. Deneylerde yüklemeler 0.5 Hz frekans ile uygulanmıştır. Hedeflenen OCR; izotropik konsolidasyon aşamasından sonra drenaj vanasının kapatılması ve sonrasında çevresel basıncının düşürülmesi ile elde edilmiştir. Böylelikle aşırı konsolide numuneler devirsel yükleme öncesi izotropik gerilme durumunda bırakılmıştır. Şekil 6’de izotropik olarak konsolide edilmiş numunelerin farklı CSRtx ve p'i değerleri altında davranışları görülmektedir. Eksenel deformasyon birikim oranı CSRtx’in 0.31 olduğu deney için artmaktadır. Ancak sıvılaşma olarak değerlendirilebilecek ani bir deformasyon artışı yoktur. CSRtx’in 0.5 olduğu deneyde deformasyon birikim oranı artan devir sayısı ile birlikte azalmaktadır. Boşluk suyu basınç oranları (ru), yinede, farklı devirlerde 0.9 değerine ulaşmış veya aşmıştır. Aşırı boşluk suyu basıncının başlangıç çevresel basınç değerine ulaşması, efektif gerilmenin azalmasına ve yumuşamaya sebep olmasına rağmen siltteki genleşme eğilimi aşırı dayanım kaybını engellemektedir.

(a) (b)

Şekil 6. Gerilme-Deformasyon Davranışı (a) CSRtx=0.31 ve p'i =80 kPa (C16) (b) CSRtx=0.50 ve p'i =80 kPa (C18)

-60

-10

40

-10 -5 0 5 10

Dev

iato

r Ger

ilme

(kPa

)

0

20

40

60

80

-10 -5 0 5 10

Eksenel Deformasyon (%)

Dev

ir Sa

yısı

N

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

-15 -10 -5 0 5 10 15

Dev

iato

r Ger

ilme

(kPa

)

0

5

10

15

20

-15 -10 -5 0 5 10 15

Eksenel Deformasyon (%)

Dev

ir Sa

yısı

N


1139


4.1. Çevresel Basınç Etkisi

Boş alanda zeminler düzgün olmayan yatay ve düşey gerilmelere maruz kalırlar. Ancak Seed ve Idriss [9] tarafından da belirtildiği üzere, boş alandaki zemin gerilme durumu izotropik çevresel basınç ile simüle edilebilir. Bu sebeple çevresel basınç etkisi ayrı olarak incelenmelidir.Numuneler çoğunlukla 50, 80 ve 100 kPa büyüklüğündeki çevresel basınçlar altında izotropik olarak konsolide edilmiştir. Çevre basıncının çift genlikli (DA) eksenel deformasyon ve devir sayısı (N) arasındaki ilişki üzerindeki etkisi Şekil 7 de gösterilmektedir. Şekil 7a’da verilen grafikler normal konsolide numuneler ile gerçekleştirilmiş deneylere aittir. C2, C16 ve C50 deneylerinde kullanılan numuneler sırasıyla 50, 80 ve 100 kPa’lık çevresel basınçlar altında konsolide edilmiş ve 0.30 büyüklüğünde bir CSRtx değeri altında yüklenmişlerdir. Şekilden anlaşılacağı üzere deformasyon, artan çevresel basınç ile yüklemenin ilk devirlerinde artma eğilimindedir. Şekil 7b’de sırasıyla 50 ve 80 kPa’lık çevresel basınçlar altında konsolide edilen numulerin kullanıldığı C4 ve C19 deneylerinde gözlemlenen davranışlar gösterilmektedir. Bu deneylerde kullanılan CSRtx 0.60’dır. Devirsel dirençteki düşüş CSRtx değeri 0.30 olan deneylerdeki kadar belirgin olmasa da artan çevresel basınç ile birlikte düşmektedir.Şekil 8’deki grafikler de çevresel basıncın normal konsolide olmuş zeminler üzerindeki etkisini göstermektedir. Grafikler CSRtx ve %5 DA eksenel deformasyona ulaşılan devir sayısı arasındaki ilişkiyi göstermektedir. %5 DA eksenel deformasyona ulaşılan devir sayısının 50 kPa çevresel basınca sahip numunede 80 kPa çevresel basınç altında konsolide olmuş olandan daha fazla olduğu görülmektedir.Gözlemlenen çevresel basınç etkisi literatürde [10-12] belirtilenlerle paralellik göstermektedir. Aynı etki düşük OCR değerine sahip numuneler için de incelenmiştir. 0.55 CSRtx altında test edilmiş 2 adet aşırı konsolide numunenin deformasyon davranışları N’e bağlı olarak Şekil 9’da gösterilmektedir. C40 ve C41 deneyleri OCR değeri 2 olan, 50 ve 100 kPa çevresel basıncında konsolide edilmiş numunelerle gerçekleştirilmiştir. 100 kPa altında konsolide edilmiş olan numune erken devirlerde 50 kPa altında konsolide olan numuneden daha büyük deformasyonlara ulaşmaktadır. Şekil 10’da CSRtx değerinin 50 kPa çevresel basınca sahip numunelerde daha büyük olduğu görülmektedir.Artan çevresel basıncın normal konsolide ve OCR değeri 2 olan konsolide numuneler üzerinde önemli bir etkisinin olduğu söylenebilir. Aşırı konsolidasyon oranı 2’den büyük olan numuneler sadece 50 kPa’lık bir çevresel basınç altında konsolide edildiğinden çevresel basınç etkisi 2’den büyük OCR değerleri için incelenememiştir. Diğer taraftan Voznesensky ve Nordal [13] aşırı konsolide killerin devirsel direncinin artan çevresel basınç ile arttığını ve normal konsolide killer için artan çevresel basınç ile azaldığını göstermişlerdir.

(a)

CSRtx=0.30, OCR=1

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Devir Sayısı, N

DA

Eks

enel

Def

orm

asyo

n C2

C16

C50


1140


(b)

Şekil 7. Normal Konsolide Numuneler için DA Eksenel Deformasyon ve Devir Sayısı Arasındaki İlişki (a) CSRtx 0.30 için, (b) CSRtx 0.60 için

Şekil 8. Normal Konsolide Numuneler için CSRtx ve %5 DA Eksenel Deformasyona Ulaşılan N Sayısı Arasındaki Ilişki

Şekil 9. OCR Değeri 2 Olan Numuneler için DA Eksenel Deformasyon ve Devir Sayısı Arasındaki İlişki

CSRtx=0.60, OCR=1

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0 5 10 15 20

Devir Sayısı, N

DA

Eks

enel

Def

orm

asyo

n

C4

C19

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

1 10 100 1000

%5 DA eksenel deformasyona ulaşılan N

CSR

tx

50

80

Power (50)

Power (80)

'3c=50 kPa'3c=80 kPa

CSRtx=0.55, OCR=2

0

0.04

0.08

0.12

0.16

0.2

0 20 40 60 80 100Devir Sayısı, N

DA

Eks

enel

Def

orm

asyo

n C40C41


1141


Şekil 10. OCR Değeri 2 Olan Numuneler için CSRtx ve %5 DA Eksenel Deformasyona Ulaşılan N Sayısı Arasındaki Ilişki

4.2. Aşırı konsolidasyon etkisi

Zeminlerin geçmişte maruz kaldığı gerilmeler, statik ve dinamik yükleme altındaki gerilme-deformasyon davranışını etkileyen önemli bir faktördür. İnce taneli malzeme davranışı doğası gereği gerilme geçmişine bağlı olduğundan bu etki doygun ince taneli zeminler için daha belirgindir. Artan OCR değerinin ince taneli zeminlerin statik dayanımını arttırdığı genellikle rapor edilse de, aynı tür zeminlerin devirsel davranışını tam tersi yönde etkilediğini rapor eden çalışmalar da vardır [14]. Bu çalışmada aşırı konsolidasyon, izotropik konsolidasyon aşamasını takiben çevresel basıncın 50 kPa değerine indirilmesi ile sağlanmıştır. OCR değeri 1, 2, 3 ve 4 olan numuneler başlangıçta sırasıyla 50, 100, 150 ve 200 kPa lık yükler altında konsolide edilmişlerdir. Böylelikle aşırı konsolidasyonun statik ve devirsel davranış üzerindeki etkilerinin, başlangıçta kesme gerilmesine maruz kalmayan numuneler kullanılarak incelenmesi sağlanmıştır. OCR etkisi CSRtx ve %5 eksenel deformasyon için gerekli N değeri arasındaki ilişki kullanılarak Şekil 11’deki gibi gösterilmektedir. %5 eksenel deformasyona ulaşmak için gerekli N değerini oluşturacak olan devirsel talebin (CSRtx) artan OCR ile arttığı görülmektedir. Ancak yine de dirençteki artış statik yüklemede görüldüğü kadar belirgin değildir. Hatta bazı deneylerde, artan OCR değerinin %5 eksenel deformasyon için gerekli N değerinde azalmaya sebep olduğu gözlemlenmektedir.

Şekil 11. Değişen OCR Değeri ile CSRtx-N İlişkisi

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

1 10 100

%5 DA eksenel deformasyona ulaşılan N

CSR

tx50

100

'3c=50 kPa'3c=100 kPa

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1 10 100 1000 %5 eksenel deformasyona ulaşılan N

CSR

tx

OCR=1

OCR=2

OCR=4

Power(OCR=1)

Power(OCR=2)

Power(OCR=4)

OCR=1

OCR=2

OCR=4


1142


Devirsel deneyler sırasında gözlemlenen aşırı boşluk suyu basıncı oluşumu Şekil 12’de gösterilmektedir. Her devirdeki maksimum ru değerinin artan OCR değeri ile azaldığı görülmektedir. Ancak dikkat çekici olan artan OCR değeri ile düşük boşluk suyu basınçlarında büyük eksenel deformasyonların gözlemlenmesidir. Eğer devirsel direnç oluşan eksenel deformasyon dikkate alınarak değerlendirilirse; OCR değerinin devirsel dayanım üzerindeki etkisi statik dayanım üzerindeki etkisi kadar belirgin değildir. Diğer taraftan eğer devirsel direnç oluşan boşluk suyu basıncı dikkate alınarak değerlendirilirse, artan OCR değerinin devirsel dayanım üzerindeki pozitif etkisinin daha görülebilir olduğu gözlemlenmiştir.

Şekil 12. Farklı OCR Değerleri için Artan Boşluk Suyu Basıncı ile Oluşan Eksenel Deformasyon

5. SONUÇLAR

Doygun düşük plastisiteli siltlerin dinamik davranışını incelemek için klasik zemin mekaniği deneylerinin de içerildiği geniş kapsamlı bir deney programı oluşturulmuştur. Bu deneylerden elde edilen veriler ışığında aşağıdaki temel sonuçlar elde edilmiştir.

- Artan çevresel basıncın normal konsolide ve az derecede aşırı konsolide olmuş siltlerin dinamik davranışı üzerinde önemli bir etkisi olduğu görülmüştür.- Statik deney sonuçları, drenajsız kayma mukavemetinin artan OCR değeri ile birlikte arttığını göstermiştir. Ancak devirsel deney sonuçları, bu artışın statik deneylerde gözlemlendiği kadar belirgin olmadığını göstermiştir. Diğer taraftan her devirde gözlemlenen maksimum rudeğerinin artan OCR değeri ile birlikte düştüğü görülmüştür. Eğer devirsel mukavemet boşluk suyu basıncı dikkate alınarak değerlendirilirse, mukavemetin OCR artışıyla belirgin bir şekilde arttığı yorumu yapılabilir.

KAYNAKLAR

[1] Boulanger R. W., and Idriss I. M., “Evaluating the potential for liquefaction or cyclic

'1c=50kPa '3c=50kPa, CSRtx=0.55

0.1

1

10

0 5 10 15 20 25 30DA Eksenel Deformasyon (%)

Aşırı

Boş

luk

Suyu

Ora

nı, r

u OCR=1 (C3)

OCR=2 (C40)

OCR=3 (C53)

OCR=4 (C35)


1143


failure of silts and clays”, Rep. No. UCD/CGM-04/01, Center of Geotechnical Modeling, Dept. of Civil and Environmental Engineering, University of California, Davis, California, 2004.

[2] Brandon T. L., Rose A. T., Duncan J. M., “Drained and undrained strength interpretation for low plasticity silts”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006;132(2):250-257.

[3] Sanin M. V., and Wijewickreme D., “Cyclic shear response of channel-fill Fraser River Delta silt”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2006; 26:854-869.

[4] Mulilis J. P., Seed H. B., Chan C. K., Mitchell J. K., and Arulanandan K., “Effects of sample preparation on sand liquefaction”, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1977;103(GT2):91-108.

[5] Tatsuoka F., Ochi K., Fujii S., and Okamoto M., “Cyclic undrained triaxial and torsional shear strength of sands for different sample preparation methods”, Soils and Foundations, 1986;26(3):23-41.

[6] Yamamuro J. A. and Wood F. M., “Effect of depositional method on the undrained behavior and microstructure of sand with silt”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2004;24:751-760.

[7] Bishop A. W. and Henkel D. J., “The measurement of soil properties in the triaxial test”, Edward Arnold Publishers LTD, London, England, 1957.

[8] Germaine J. T. and Ladd C. C., “Triaxial testing of saturated cohesive soils”, Adv. Triaxial Testing of Soil and Rock ASTM, 1988;421-459.

[9]Seed H. B. and Lee K. L., “Liquefaction of saturated sands during cyclic loading”, Journal of Soil Mechanics and Foundations Division, 1966;92(6):105-134.

[10] Mitchell R. J., and King R. D., “Cyclic loading of an Ottawa area Champlain Sea clay”, Canadian Geotechnical Journal, 1977;14:52-63.

[11] Ishihara K., “Soil Behavior in Earthquake Geotechnics”, Clarendon Press, Oxford, 1996.

[12] Bray J. D. and Sancio R. B., “Assessment of the liquefaction susceptibility of fine grained soils”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006;132(9):1165-1177.

[13] Voznesensky E. A., and Nordal S., “Dynamic instability of clays: an energy approach”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 1999;18:125-133.

[14] Andersen K. H., Pool J. H., Brown S. F., and Rosenbrand w. F., Cyclic and static laboratory tests on Drammen clay, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, 1980;106(GT5):499-529.

[15] Idriss I. M., Dobry R. and Singh R. D., “Non-linear behavior of soft clays during cyclic loading”, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1978;104(GT12):1427-1447.


1144


ADAPAZARI ZEMİNLERİNİN BOŞLUK SUYU BASINCIDAVRANIŞI

PORE WATER PRESSURE BEHAVIOUR OF ADAPAZARI SOILS

Zülküf KAYA1 Ayfer ERKEN2

ABSTRACT

During strong earthquakes the induced pore water pressure can cause a reduction in bearing capacity, shear strength, elasticity modulus and shear modulus (E and G), flow failure and permanent displacement. In order to determine dynamic behavior of Adapazarı soils, undisturbed soil samples were used in this study. After 1999 Kocaeli earthquake, these samples were taken from Adapazarı center during drilling works conducted within the scope of the geotechnical investigation. Dynamic triaxial tests were conducted on undisturbed saturated soil samples obtained from Shelby tube under undrained conditions and f=0.1 Hz frequency for different cyclic stress ratio. Pore water pressure behavior has been investigated according to test results.

Keywords: Adapazarı, dynamic triaxial test, pore water pressure.

ÖZET

Depremlerden dolayı boşluk suyu basıncındaki artış taşıma gücü kaybına, kayma mukavemetinde azalma, akma göçmelerine, Elastisite modülü veya Kayma modülünün (E ve G) azalması ile kalıcı düşey deplasmanlara neden olabilir. Adapazarı zeminlerinin dinamik davranışını belirlemek için; 17 Ağustos 1999 Kocaeli depreminden sonra Adapazarı kent merkezinde geoteknik araştırmalar kapsamında yapılmış sondajlar sırasında alınmış olan örselenmemiş zemin numuneleri kullanılmıştır. Araziden alınan sondaj tüplerinden elde edilen örselenmemiş suya doygun numuneler üzerinde drenajsız koşullarda ve f = 0.1 Hz frekansında değişik dinamik kayma gerilmesi oranlarında deneyler yapılmıştır. Deney sonuçlarına göre zeminlerin boşluk suyu basıncı davranışları incelenmiştir.

Anahtar Kelimeler: Adapazarı, dinamik üç eksenli deneyi, boşluk suyu basıncı.

1. GİRİŞ

Günümüzde zeminlerin ve zemin yapılarının statik yükleme durumlarına göre stabilite hesapları ile birlikte tekrarlı yükleme durumundaki davranışlarının araştırılması da Geoteknik Mühendisliğinin önemli problemlerinden birisidir. Bu nedenle, depremler, patlama, dalga yükleri, makine temel titreşimleri, trafik yükleri gibi tekrarlı yükler altındaki zeminlerin 1 Yrd. Doç. Dr., Erciyes Üniversitesi, İnşaat Müh. Böl., 38039, Kayseri, [email protected] 2 Prof. Dr., İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Geoteknik A.D., 80626 Maslak-İstanbul, [email protected]


1145


dinamik mukavemet özelliklerinin belirlenebilmesi için zeminde oluşan deformasyonların veboşluk suyu basıncında oluşturduğu değişimlerin bilinmesi gerekir. Zeminlerin dinamik davranışının incelenmesinde önemli konulardan biride mukavemet özellikleri ve etki eden faktörlerdir. Bu amaçla drenajsız olarak tekrarlı yükler altında mukavemette meydana gelen azalmaların incelenmesi gerekir. Zeminlerin dinamik mukavemeti tekrarlı yüklemeler sonucu oluşan boşluksuyu basıncına bağlıdır.Deprem büyüklüğü ve deprem süresi aşırı boşluk suyu basıncının büyüklüğünü etkileyen parametrelerdir. Ayrıca yer altı su seviyesinin derinliği, sıvılaşan tabakanın derinliği ve kalınlığı, zeminin permeabilitesi ile üstteki zeminin bütünlüğü kum kaynamalarının oluşumunu etkileyecektir. Ayrıca kum kaynamaları, sıvılaşmanın neden olduğu yanal zemin deformasyonlarında önemli azalmalara katkı yapabilir (Yang ve Elgamal, 2001).Zayıf kohezyonsuz ve yeraltı su seviyesi altındaki kumlar ve siltler deprem sarsıntıları sırasında yüksek boşluk suyu basıncı oluştururlar. Bu yüksek boşluk suyu basıncı önemli miktarda zeminde taşıma gücü kaybına neden olur (Finn ve Fujita, 2002; Erken ve Ülker, 2007)Hsu ve Vucetic (2006)’in yaptıkları çalışmadaki deney sonuçlarına göre, ince daneli zeminlerdeki dinamik boşluk suyu basıncı oluşması için eşik kayma şekil değiştirme ( t)seviyesi kaba daneli zeminlere göre daha büyüktür ve genelde zeminin plastisite indisiyle artmaktadır. Plastisite indisi %14-30 arasında olan silt ve killi zeminler için t=%0.024-0.06aralığında değişmektedir. Sınırlı sayıdaki datalarına göre plastik silt ve killerde t çevre basıncına bağlı olmamaktadır. El Hosri (1984) tarafından yapılan çalışmalarda siltli zeminlerde kumlardakinden daha fazla boşluk suyu basıncı oluşumunun meydana geldiği görülmüştür. Dinamik yüklemenin başlangıcında silt-kil karışımlarında boşluk suyu basıncı oluşumu kumlardakine göre çok daha hızlıdır. Ayrıca düşük plastisiteli silt-kil karışımlarında plastisite indisinin artışı ile zeminin sıvılaşmaya karşı direnci azalır. Yüksek plastisite aralığında sıvılaşma direnci, artan plastisite indisiyle artar. İnce daneli kil, silt-kil karışımının hidrolik iletkenkenliğini azalttığı için boşluk suyu basıncı oluşumu artar ve düşük plastisite aralığında daha yüksek boşluk suyu basınçlarına neden olur. Plastisitenin artışı silt-kil karışımının kohezyonunu artırdığı için yüksek plastisite aralığında sıvılaşmaya karşı direnç artmaktadır (Guo ve Prakash, 1999; Prakash ve Puri, 2003; Prakash ve diğ., 1998). Sıvılaşma çoğunlukla büyük depremler sırasında sığ, gevşek, doygun kumlar veya siltler ile ilgilidir. Bununla beraber, düşük plastisiteli veya plastik olmayan siltler ile siltli kumlar sıvılaşabilir zeminlerin en tehlikeli olanları arasındadır. Çünkü bu tür zeminler sadece dinamik olarak sıvılaşmazlar ayrıca bu zeminler iyi su tutabilir ve düşük permeabilitelerinden dolayı aşırı boşluk suyu basınçlarının yavaşça sönümlenmesini sağlayabilirler. Ancak son yıllarda büyük depremlerin meydana geldiği ülkelerde (1999 Kocaeli, Türkiye ve 1999 Chi-Chi, Taiwan) killi ince daneli zeminlerin sıvılaşmasıyla ilgili vaka analizlerine rastlanmıştır. Doygun olmayan zeminler genelde sıvılaşmaya maruz kalmayabilir çünkü boşluk suyu basıncı oluşumu yeterli olmayabilir. Dinamik yükler altında meydana gelen yumuşama ve sınırlı deformasyonlar genişleyen zemin davranışıyla ilgiliyken, sıvılaşma ve büyük deformasyonlar sıkışan zeminlerin davranışlarıyla ilgilidir.Boulanger ve diğ. (1998) tarafından yapılan çalışmada kum kaynaması sonucu yüzeye çıkan siltli killi bir numunenin likit limit %38, plastisite indisi %17, ince dane yüzdesi ise %24 olarak belirlenmiştir. Klasik yöntemlere göre sıvılaşmaz olarak düşünülür. Siltli killi kısımların dinamik üç eksenli deney sistemindeki analizinde rezidüel aşırı boşluk suyu basıncı oranı (ru)%80-90 seviyelerinde gelişmiştir. Ayrıca önemli kayma şekil değiştirmeleri oluşmuş olup bunlar yanal deformasyonlara yol açmıştır.Adapazarı, Türkiye kuzeyinde doğudan-batıya uzanan Kuzey Anadolu Fayı’ndan dolayı tektonik açıdan aktif bir konumdadır. Kent, aynı zamanda kalınca bir alüvyon dolgu yani zayıf bir zeminde yer alması nedeniyle çeşitli tarihlerde meydana gelmiş olan şiddetli depremlerden


1146


büyük hasar görmüştür. Jeoloji ve yerel zemin şartlarından dolayı, deprem esnasında sıvılaşma potansiyeli açısından ve taşıma gücü kaybından dolayı kaygı uyandırmaktadır (Erken, 2001). Bu nedenle zeminlerin tekrarlı yükler altındaki davranışlarının belirlenmesi önem kazanmaktadır. Bu çalışmada, Adapazarı'nda yapılan sondajlarla alınmış olan örselenmemiş zemin numuneleri üzerinde drenajsız koşullarda ve f=0.1 Hz. frekansında değişik kayma gerilmesi oranlarında deneyler yapılmıştır. Zeminlerin boşluk suyu basıncı davranışları incelenmiştir.

2. NUMUNE HAZIRLANMASI VE DENEYLERİN YAPILMASI

2.1. Numune Hazırlama

Zeminlerin dinamik özellikleri, endeks özellikleri, gerilme koşulları, zemin yapısı, sismik geçmiş gibi birçok faktörden etkilenmektedir. Bu nedenle arazideki zeminin tekrarlı yükler etkisi altındaki davranışını doğru olarak tespit etmek için araziden örselenmemiş zemin numuneleri alınmalıdır.Adapazarı kent merkezinde yapılmış olan sondajlar sırasında alınmış shelby tüpleri planya aletinde boyuna doğrultuda yarma yöntemiyle numuneler çıkartılmış ve traşlama yöntemi ile 50 mm çapında 100 mm yüksekliğinde numuneler hazırlanmıştır.

2.2. Deneylerin Yapılması

Deneyler için İ.T.Ü. İnşaat Fakültesi Zemin Dinamiği Laboratuarında mevcut olan dinamik üç eksenli basınç deney aleti kullanılmıştır. Traşlanarak hazırlanan numuneler hücreye yerleştirildikten sonra 30 kN/m²’lik basınca eşit vakum üst drenaj kanalından uygulanmıştır. Shelby tüpünün alt ve üst başlıklarında açılan küçük deliklerden suyu akıtılan kumlu ve düşük plastisiteli tüpler, derin dondurucuda dondurulduktan sonra deney numunesi hazırlanmıştır. Bu çalışmada derin dondurucuda bekletilen kumlu ve düşük plastisiteli siltlerde, buzların erimesi için vakum uygulama süresi uzun tutulmuştur. Bu işlemden sonra çevre basıncı kademeli olarak artırılırken vakumda aynı kademede azaltılarak çevre basıncı 30 kN/m² ye vakum ise sıfıra indirilmiştir. 30 kN/m²’lik izotropik basınç altında numuneden su geçirilmiştir. Su geçirme işlemi tamamlandıktan sonra numunenin doygunluğunu sağlamak için ters basınç 200 kN/m²’ye, çevre basıncı ise 230 kN/m²’ye getirilmiştir. Numune bu gerilme şartları altında uzun süre bekletilerek doygunluğu kontrol edilip % 95 üzerinde doygunluk sağlandıktan sonra ters basınç 200 kN/m², çevre basıncı 300 kN/m² yapılarak 100 kN/m²’lik efektif izotropik çevre gerilmesi altında konsolide edilmiştir.Konsolidasyonunu tamamlayan numunelere tekrarlı yükler uygulanmış ve bu sürede çevre basıncı sabit tutulmuştur. Deneyler drenajsız koşullarda f=0.1 Hz frekansında yapılmıştır. Deneyler sabit gerilme genliklerinde (gerilme kontrollü) önceden belirlenmiş birim şekil değiştirme genliği seviyelerine ( =±%2.5) veya boşluk suyu basıncı oranı (= u/ c’) 1.0 (ön sıvılaşma meydana gelinceye) oluncaya kadar tekrarlı yükleme yapılmıştır. Dinamik yükleme yapılırken düşey dinamik yük, düşey deplasman, boşluk suyu basıncı ölçülmüştür.


1147


3. DENEY SONUÇLARI

Farklı zemin grupları (killi silt-ML, siltli kum-SM, silt-MH ve siltli kil-CL) üzerinde yapılan dinamik üç eksenli basınç deneylerinden siltli kum-SM numunesine ait tipik deney sonuçları Şekil 1’de gösterilmiştir. Şekil 1’de verilen non-plastik % 15 ince dane içeren kuma ait deney sonuçlarına göre deney numunesi 0.205 gerilme oranında ilk 100 çevrime kadar eksenel birim deformasyon ±%1, boşluk suyu basıncı oranı ise 0.75 seviyelerinde iken bu çevrim sayısından itibaren boşluk suyu basıncı dereceli artmasına rağmen eksenel birim deformasyonda hızlı bir artış görülmektedir. Göçme kriteri olarak kabul edilen ±%2.5 kriterine N=133’de ulaşılırken bu çevrim sayısında ru=0.89 olmuştur. ru=1.0 değerine ise N=150 çevrim sonunda ulaşılabilmiştir. Deney sonunda eksenel birim deformasyon ±%6.5 olmuştur.Şekil 2’de plastisite indisi Ip=40 ve kıvam indisi Ic=0.759 olan CH grubu zemin numunesi üzerinde dinamik kayma gerilmesi oranı 0.45 olan dinamik üç eksenli basınç deneyine ait grafikler verilmiştir. İnce dane oranı %97 olan zemin numunesinde ilk çevrimden itibaren boşluk suyu basıncında artışlar oluşmuş ve N=5.5 çevrimde eksenel birim deformasyon = 2.5 ile boşluk suyu basıncı 0.55 değerlerine ulaşmıştır. Bu nokta göçme kriterine karşılık gelen çevrim sayısıdır. N=20 çevrimin sonunda boşluk suyu basıncı 80 kPa seviyelerinde kalmıştır (Şekil 2). Şekil 3’te, büyük depremleri temsil etmesi açısından seçilen N=30 çevrim sayısı içerisinde =±%2.5 eksenel deformasyona ulaşmış deney numunelerinde meydana gelen eksenel birim

deformasyon ve boşluk suyu basıncı arasındaki ilişki gösterilmiştir. Bu grafik zeminlerin göçme kriterlerine (ru=1.0 veya =±%2.5) göre değerlendirileceği zaman boşluk suyu basıncı veya eksenel birim deformasyonun alınması gerektiği konusunda zemin grubunun önemini ortaya koymaktadır. Yani boşluk suyu basıncı oranı ru=1.0 olan zemin grupları %5 deformasyona uğrarken, %5 deformasyona uğrayan zeminler ru=1.0 değerine ulaşamamaktadır (gerilme seviyesinin etkisi unutulmamalıdır). Bu durumda düşük plastisteli silt veya kumlarda göçme kriteri için boşluk suyu basıncı önemliyken plastik zeminlerde eksenel birim deformasyon önemli olmaktadır.

-0.3

-0.2

-0.1

0.0

0.1

0.2

0.3

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Çevrim Sayısı, N

Ger

ilme

Ora

nı,

d/2c

DGO=0.205, SM, NP, c’=100 kPa


1148


Şekil 1. Siltli Kum (SM) Deney Numunesine Ait Dinamik Üç Eksenli Deney Sonuçları

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Çevrim Sayısı, N

Ekse

nel B

irim

Def

orm

asyo

n,

(%)

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 20 40 60 80 100 120 140 160Çevrim Sayısı, N

Boş

luks

uyu

Bas

ıncı

Ora

nı,a ru

.

-0.5-0.4-0.3-0.2-0.10.00.10.20.30.40.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

Çevrim Sayısı, N

Ger

ilme

Ora

nı .


1149


Şekil 2. Yüksek Plastisiteli Kil (CH) Deney Numunesine Ait Dinamik Üç Eksenli Deney Sonuçları

Bu grafikte boşluk suyu basıncı oranı ru=1.0 hattı üzerinde bulunan siltli kum (SM), düşük plastisiteli silt (ML) ve yüksek gerilme genliğine sahip yüksek plastisiteli silt (MH) zeminler sırasıyla 0.21, 0.32 ve 0.49 gerilme oranından daha büyük bütün değerlerde ru=1.0 ve ≥±%2.5 değerlerine ulaşmaktadır. Plastisitesi IP=%16-20 olan yüksek plastisiteli silt (DGO=0.33-0.38) ve plastisitesi IP=%40 olan yüksek plastisiteli kil (DGO=0.43-0.45) zeminlerde gerilme seviyelerine bağlı olarak büyük deformasyonlar ve 0.70-0.90 aralığında meydana gelen boşluk suyu basıncı oranları sonucunda zeminlerde taşıma gücü kayıpları oluşmuştur.

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Çevrim Sayısı, N

Ekse

nel B

irim

Def

orm

asyo

n a

(%

)aa

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22Çevrim Sayısı, N

Boşl

uksu

yu B

asın

cı O

ranı

.

DGO=0.450, CH, IP=40, c’=100 kPa


1150


Şekil 3. N=30 Çevrim İçerisinde =±%2.5 Eksenel Deformasyona Ulaşmış Deney Numunelerinde Meydana Gelen Eksenel Birim Deformasyon ve Boşluk Suyu

Basıncı Arasındaki İlişki

Yükleme çevriminin (N) ön sıvılaşmayı meydana getirebilmek için gerekli çevrim sayısına (NL)oranı ile boşluk suyu basıncı oranı ( u/ ’

0) arasındaki ilişkisi, plastik olmayan silt (NP, ML) numuneleri, plastisitesi yaklaşık aynı gerilme oranları farklı zemin numuneleri ve gerilme oranları aynı plastisiteleri ve zemin sınıfı farklı numuneler için elde edilmiştir. Şekil 4’deki grafikte görüleceği üzere dinamik yüklemenin başlangıcında ince dane oranı biraz fazla olan zemin numunesinde boşluk suyu basıncı artışı daha hızlıdır. Ancak boşluk suyundaki bu artışlarda numunelere uygulanan gerilme genlikleri de etkilidir. Ama asıl neden olarak ince dane oranı arttıkça başlangıçtaki boşluk suyu basınç hızı artmaktadır. Ancak S3-1 numunesi gibi İDO düşük (%53) zeminlerde göçme noktasına yakın (N/NL=0.85 ve ru=0.90) boşluk suyu basıncının artışı hızlanmaktadır. Şekil 5’te plastisitesi yaklaşık aynı zemin numunelerine 0.38-0.42 gerilme oranları uygulanmış olup çevrim oranına bağlı olarak boşluk suyu basıncı oluşumu gösterilmiştir. Bu grafikte yüksek plastisiteli zemin numunelerinden S6-1 numunesine uygulanan dinamik yükün (DGO=0.420) fazla olması nedeniyle bu numunede oluşan boşluk suyu basıncı artışı daha hızlıdır. Şekil 6’da gerilme oranları aynı plastisiteleri ve zemin sınıfı farklı numunelerde boşluk suyu basıncı oluşumu gösterilmiştir. Bu grafikte T11-2 zemin numunesinin plastisite indisinin 30 olmasına karşın CH grubu zemin olmasından dolayı S6-2 (MH) numunesine göre boşluk suyu basıncı artışı daha hızlıdır.

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0Eksenel Birim Deformasyon, (±%)

Boş

luk

Suyu

Bas

ıncı

Ora

nı

SM, DGO=0.21-0.28

ML, DGO=0.32-0.40, NP

MH DGO=0.33-0.38, Ip=16-20

MH DGO=0.49-0.51, Ip=30-31

CH DGO=0.43-0.45, Ip=40


1151


Şekil 4. İDO’nın Çevrim Oranı ve Boşluk Suyu Basıncı Oluşumuna Etkisi

Şekil 5. Gerilme Oranının Çevrim Oranı (N/NL) ve Boşluk Suyu Basıncı Oluşumuna Etkisi

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Çevrim Oranı, N/NL

Boş

luk

Suyu

Bas

ıncı

Ora

nı

S3-1, DGO=0.280, İDO=53, Ip=NP

S4-1, DGO=0.320, İDO=56, Ip=NP

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Çevrim Oranı, N/NL

Boş

luk

Suyu

Bas

ıncı

Ora

nı

S3-6, DGO=0.380, İDO=94, Ip=20

S6-1, DGO=0.420, İDO=97, Ip=23


1152


Şekil 6. Plastisitenin Çevrim Oranı (N/NL) ve Boşluk Suyu Basıncı Oluşumuna Etkisi

4. SONUÇLAR

Deney sonuçlarına göre tekrarlı yükler altında çevrim sayısı arttıkça boşluk suyu basınçları artmaktadır. Kaba daneli zeminlerde (SM grubu zeminler) dinamik kayma gerilmesi oranı(DKGO) düşük olmasına rağmen boşluk suyu basıncı oranı ru=1.0 değerine ulaşılırken ince daneli zeminlerde (CH grubu zeminler) boşluk suyu basıncı oranı ru=0.82 gibi değerlerde sınırlı kalmıştır. Bununla beraber, dinamik gerilme seviyesine bağlı olarak boşluk suyu basıncı oranı ru=1.0 olan zemin grupları %5 deformasyona uğrarken, %5 deformasyona uğrayan zeminler ru=1.0 değerine ulaşamamaktadır. Bu durumda düşük plastisteli silt veya kumlarda göçme kriteri için boşluk suyu basıncı önemliyken plastik zeminlerde eksenel birim deformasyon önemli olmaktadır.Boşluk suyu basıncı oluşumu üzerinde ince dane oranı, dinamik gerilme oranı ve plastisitenin etkisinin olduğu bu çalışmada gösterilmiştir. Plastisite indisi az ve dinamik gerilme oranı yüksek olan zeminlerde daha hızlı boşluk suyu basıncı oluşumu görülmüştür.

KAYNAKLAR

[1] Boulanger, R. W., Meyers, M. W., Mejia, L. H., Idriss, I. M., 1998. Behavior of a fine-grained soil during the Loma Prieta earthquake, Canadian Geotechnical Journal, 35, 146-158.

[2] El Hosri, M. S., Biarez, H., Hicher, P. Y., 1984. Liquefaction characteristics of silty clay, Proc., 8th World Conf. on Earthquake Engrg., Prentice-Hall, Englewood Cliffs, N.J., 3, 277–284.

[3] Erken, A. (2001) "The Role of Geotechnical Factors on Observed Damage in Adapazarı", Proceedings of the XVth International Conference on Soil Mechanics & Geotechnical Engineering, Earthquake Geotechnical Engineering Satellite Conference on Lessons Learned from Recent Strong Earthquakes, İstanbul, Turkey, p.p.29-32.

[4] Erken, A., Ülker, M. B. C., 2007. Effect of cyclic loading on monotonic shear strength of fine-grained soils, Engineering Geology, 89, 243-257.

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Çevrim Oranı, N/NL

Boş

luk

Suyu

Bas

ıncı

Ora

nı

S6-2, DGO=0.482, İDO=99, Ip=37

T11-2, DGO=0.490, İDO=100, Ip=30


1153


[5] Finn, W. D. L., Fujita, N., 2002. Piles in liquefiable soils: seismic analysis and design issues, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 22, 731-742.

[6] Guo, T., Prakash, S., 1999. Liquefaction of silt-clay mixtures, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 125(8), 706-710.

[7] Hsu, C., Vucetic, M., 2006. Threshold shear strain for cyclic pore-water pressure in cohesive soils, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 132(10), 1325-1335.

[8] Prakash, S., Guo, T., Kumar, S., 1998. Liquefaction of silts and silt-clay mixtures, Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics III, Proceedings of a Specialty Conference, Geotechnical Special Publication No. 75, Seattle, Washington, ASCE, 337-348.

[9] Prakash, S., Puri, V. K., 2003. Liquefaction of silts and silt-clay mixtures, U. S.- Taiwan Workshop on Soil Liquafection, November 3-5, 2003, National Chiao Tung University, Hsin-Chu, Taiwan.

[10]Yang, Z., Elgamal, A., 2001c. Sand boils and liquefaction-induced lateral deformation, 15th Intl. Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Istanbul, Turkey, August. A.M. Ansal (Ed.), 345-350.


1154


RİJİT BİR YERALTI YAPISININ DİNAMİK YÜKLERALTINDAKİ TEPKİSİNİN SANTRİFÜJ DENEYİ İLE

DEĞERLENDİRİLMESİ

EVALUATION OF RESPONSE OF A RIGID UNDERGROUND STRUCTURE UNDER DYNAMIC LOADS BY CENTRIFUGE TEST

Deniz ÜLGEN1 Selman SAĞLAM 2 M. Yener ÖZKAN 3

ABSTRACT

Safety of underground structures against earthquakes has gained significant importance in parallel to technolgy development and rapid industrialization. Seismic design of these structures was commonly made by using the simplified frame methodologies. Racking deformations of underground structures were estimated by those approaches taking into account soil-structure interaction. There have been only a few experimental studies in the literature regarding this subject. In the present study, a centrifuge test was conducted to analyze the dynamic response and racking deformation of a rigid underground structure buried in dry sand. Sidewall deformations of the embedded structure model were measured directly by means of extensometers under harmonic loading. Measured racking deformations compared with the predictions of simplified frame methodologies and performance of those methods were assessed.Keywords: Centrifuge test, underground structures, dynamic soil-structure interaction, relative stiffness.

ÖZET Gelişen teknoloji ve hızlı endüstrileşmeye paralel olarak, yeraltı yapılarının depreme karşı güvenliğinin sağlanması büyük önem kazanmıştır. Bu yapıların sismik tasarımı, çoğunlukla basitleştirilmiş çerçeve yöntemleri kullanılarak yapılmaktadır. Zemin-yapı etkileşimini de dikkate alan bu yöntemlerde, yeraltı yapılarının deprem kuvvetleri altındaki kayma deformasyonları tahmin edilmeye çalışılmaktadır. Literatürde, konu ile ilgili oldukça az deneysel çalışma bulunmaktadır. Bu çalışmada, rijit, kuru kuma gömülü, kutu şeklindeki bir yeraltı yapısının kayma deformasyonu ve dinamik tepkileri geoteknik santrifüj deneyi tatbik edilerek incelenmiştir. Deney sırasında harmonik yük altında gömülü yapı modelin yan duvarlarında meydana deformasyonlar, doğrudan ekstansometreler vasıtasıyla ölçülmüştür. Ölçülen kayma deformasyonları, literatürde önerilen basitleştirilmiş çerçeve yöntemleri kullanılarak hesaplanan büzülme deformasyonları ile karşılaştırılmış ve bu yöntemlerin performansları değerlendirilmiştir.Anahtar kelimeler: Santrifüj deneyi, yeraltı yapıları, dinamik zemin-yapı etkileşimi, rölatif rijitlik. 1 Y. Doç. Dr., Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi, [email protected] Y. Doç. Dr., Adnan Menderes Üniversitesi, [email protected] Prof. Dr., Orta Doğu Teknik Üniversitesi, [email protected]


1155


1. GİRİŞ

Son yıllarda, kentleşme, sanayileşme ve gelişen teknoloji ile birlikte, çok yaygın olarak kullanılmaya başlayan metro sistemleri, otoyol tünelleri, depolama tankları, atık su, arıtılmış su şebekeleri, gaz ve petrol sistemlerini koruyan menfez sistemleri gibi gömülü yapılar modern altyapının vazgeçilmez bir parçası haline gelmiştir. Sismik aktiviteye maruz kalabilecek bu yapıların deprem etkisi altındaki tasarımı, özellikle 1995 Kobe Japonya, 1999 Chi-Chi Tayvan ve Kocaeli depremleri sırasında altyapı sistemlerinde meydana gelen hasarlar sonrası büyükönem kazanmıştır. Gömülü yapıların sismik performansının değerlendirilmesi üzerine yapılan pek çok çalışma, yeraltı yapılarının sismik etkiler esnasında ve sonrasında hasar gördüğünü belgelemektedir. Gömülü yapıların sismik tasarımındaki en basit yaklaşım, yapının çevresindeki zeminle etkileşimini ihmal eden serbest saha deformasyon yöntemidir. Ancak bu yaklaşımda, yeraltı yapısında meydana gelebilecek deplasmanlar, yapı ve zeminin rijitliğine bağlı olarak, olduğundan daha az veya fazla tahmin edilebilmektedir. Wang [1] Penzien [2] ve Bobet [3] gömülü yapılarda meydana gelebilecek kayma deformasyonlarını, zemin yapı etkileşimini dikkate alan basitleştirilmiş çerçeve yöntemini kullanarak tahmin etmeye çalışmışlardır. Bu yöntemde, ilk olarak yapıda deprem etkileri altında oluşabilecek deplasmanlar, zemin ile yapı arasındaki rölatif rijitliğe bağlı olarak bulunmakta ve sonrasında bu deplasmanlar nedeniyle oluşan kesit kuvvetleri statik analizle hesaplanmaktadır. Zeminin deprem yükleri altında azalan kayma modülü (zeminin rijitliği) makul doğrulukla tahmin edildiği takdirde, bu yöntem, gömülü yapıların ön tasarımında başarıyla kullanılabilmektedir. Santrifüj modellemesi, özellikle sahadaki gerilme koşullarını temsil edebilmekte ve geoteknik mühendisliği problemlerinde gerçeğe yakın çözümler üretilebilmektedir. O’rourke ve diğ. [4], Ha ve diğ. [5], Ling ve diğ. [6], and Chian ve Madabushi [7] faylanmanın gömülü yapılar üzerindeki etkilerini ve sıvılaşan zeminlerdeki yeraltı yapılarının dinamik davranışını santrifüj deneyleri yaparak incelemişlerdir. Bundan başka, dairesel kesitli yeraltı yapılarında, düşey doğrultuda ilerleyen kayma dalgası nedeniyle oluşan oval deformasyonlar, Cilingir ve Madabushi [8], Cilingir ve Madabushi [9] ve Lanzano ve diğ. [10] tarafından santrifüj modellemesi ile irdelenmiştir. Dikdörtgen kesitli gömülü yapıların dinamik davranışını inceleyen sadece birkaç santrifüj deney çalışması bulunmaktadır [11, 12]. Yapılan bu çalışmalarda, gömülü yapıların dinamik yükler altındaki dinamik tepkileri ve zemin basınçları incelenmiştir. Literatürde, yeraltı yapısında meydana gelen kayma deformasyonu mekanizmasını santrifüj deneyleri ile detaylı olarak irdeleyen herhangi bir çalışma bulunmamaktadır. Bu nedenle, mevcut çalışmada, dinamik yüklere maruz kalan bir rijit yeraltı yapısında meydana gelen deplasmanlar, santrifüj modellemesi ile direkt olarak ekstansometrelerle ölçülmüş, yapının deformasyon modu değerlendirilmiş ve sonuçlar literatürde önerilen basitleştirilmiş çerçeve yöntemleri ile karşılaştırılmıştır.

2. SANTRİFÜJ DENEY MODELİ

Rijit yeraltı yapısının geoteknik santrifüj deneyi Fransa’nın Nantes şehrindeki IFSTTAR (l'Institut français des sciences et technologies des transports) laboratuvarlarında gerçekleştirilmiştir. Model deneyleri, 40g santrifüj ivmesi altında, frekansı 2 Hz ve maksimum ivme genliği 0.40g olan harmonik hareket uygulanarak yapılmıştır. Zeminin dinamik davranışını temsil etmek amacıyla eşdeğer kayma kiriş (EKK) kutusu kullanılmıştır (Şekil 1). EKK kutusunun yan duvarları hareket yönünde serbest bırakılmış ve diğer yönde sabitlenmiştir. İç ölçülerine göre EKK kutusu 80cm uzunluğunda, 35cm genişliğinde ve 41cm


1156


yüksekliğindedir. Yapılan dinamik santrifüj deneylerinde kutunun rezonans frekansının 32Hz ile 37Hz arasında değiştiği tespit edilmiştir [13].

Şekil 28. Eşdeğer Kayma Kutusu

2.1. Zemin Modeli

Santrifüj deneylerinde zemin modeli kuru Fontainebleau kumundan oluşturulmuştur. Bu kuma ait fiziksel özellikler Tablo 1’de özetlenmiştir. Zemin modelinin homojen ve düzgün dağılımlı olarak EKK kutu içine yerleştirmek amacıyla yağmurlama yöntemi kullanılmıştır. Bu yöntemde, deney kumu sabit hızla hareket eden otomatik hazne (Şekil 2) yardımıyla 60cm yükseklikten yağmurlanmış ve %70 bağıl yoğunluk elde edilmiştir.

Tablo 5. Fontainebleau Kumunun Fiziksel ÖzellikleriMinimum boşluk oranı, emin 0.55

Maksimum boşluk oranı, emax 0.86Minimum özgül ağırlık, min(kN/m3) 13.93 kN/m3

Maksimum özgül ağırlık, max(kN/m3) 16.78 kN/m3

Ortalama dane çapı, (D50) 0.20 mm

Spesifik gravite 2.64Efektif kayma direnci açısı, ’ 38


1157


Şekil 29. Yağmurlama Düzeneği

2.1. Rijit Yeraltı Yapısı Modeli

Santrifüj deneylerinde kullanılan gömülü yapı modeli alüminyumdan imal edilmiştir. İç ölçü boyutları 47x50mm ve uzunluğu 350mm olan yeraltı yapısının en kesitinin model ve prototip boyutları Şekil 3’te sunulmuştur. Yeraltı yapısı modelinde oluşabilecek eğilme etkilerini minimuma indirebilmek için, yapının alt ve üst kısımlarının kalınlığı yan duvar kalınlıklarına göre daha fazla olacak şekilde tasarlanmıştır. Bununla birlikte, yeraltı yapısı ile EKK kutusu arasında oluşabilecek sürtünme kuvvetini minimuma indirmek için yapı modelinin uç kısmına Şekil 4’te görüldüğü gibi neopren köpük ve teflon tabaka yerleştirilmiştir.

Şekil 30. Yeraltı Yapı Modelinin En Kesit Görünümü

Şekil 31. Yeraltı Yapı Modelinin Boy Kesit Görünümü


1158


3.ÖLÇME DÜZENEĞİ

Şekil 5 santrifüj deneyinde oluşturulan modeli ve ölçme düzeneğini şematik olarak göstermektedir. Zemin içindeki ivmeler zemine gömülü ivme sensörleri ile ölçülmüştür. Ayrıca, gömülü yapının alt ve üst kısımlarına ivmeölçerler yerleştirerek kutunun dinamik yükler altındaki ivme tepkisi incelenmiştir. Kutuda meydana gelen yatay ve diyagonal deplasmanları doğrudan ölçmek amacıyla, IFSTARR ile birlikte ekstansometreler kullanarak ölçme düzeneği tasarlanmıştır. Tasarlanan bu düzeneğin şematik gösterimi Şekil 6’da verilmiştir.

Şekil 32. Santrifüj Deney Modelinin ve Ölçme Düzeneğinin Şematik Gösterimi

Şekil 33. Yeraltı Yapı Modelindeki Ölçme Düzeneğinin Şematik Gösterimi


1159


3.BULGULAR

Şekil 7, zemin profili boyunca ölçülen maksimum ivme değerlerinin, deneylerde uygulanan girdi hareketinin maksimum ivmesine bölünmesiyle elde edilen normalize ivme değerlerinin değişimini göstermektedir. Şekil 7’de görüldüğü gibi, maksimum girdi ivmesi zemin yüzeyinde 1.6 katına kadar çıkmaktadır. Bununla birlikte, ivme değerlerindeki artış oranının zemin yüzeyine yaklaştıkça, özellikle 3m derinlikten itibaren yükseldiği gözlemlenmiştir.

Şekil 34. Normalize İvme Değerlerinin Zemin Profili Boyunca Değişimi

Santrifüj deneyinde ekstansometre ölçümlerinden elde edilen yeraltı yapısının yan duvar deformasyonları, Penzien [2] ve Bobet ve diğ. [3] yöntemleri ile tahmin edilen deformasyonlarla birlikte Şekil 8’te gösterilmiştir. Şekilde görüldüğü üzere, gömülü yapı modelinin yan duvarlarında yalın ve lineere yaklaşık bir kayma deformasyon eğrisi elde edilmiştir. Bu deformasyon eğrisi, basitleştirilmiş çerçeve yöntemleri ile bulunan deformasyonlarla karşılaştırıldığında, Penzien yönteminin deneydeki deformasyon ölçümlerinin yaklaşık yarısı, Bobet yaklaşımının ise deney ölçümlerinden yaklaşık 3 kat daha fazla deformasyon öngördüğü belirlenmiştir. Penzien’in yöntemiyle tahmin edilen deformasyonların santrifüj deney ölçümlerine göre az çıkmasının nedeni, bu yaklaşımda yanal duvarlara etki eden dinamik zemin basınçlarının ihmal edilmesi ile açıklanabilir. Bobet’in yöntemi ile elde edilen deformasyon tahminlerinin deneylerdeki ölçüm sonuçlarına göre oldukça fazla olmasına, bu yöntemdeki rijit kutuyu saran ve ona yapışık olarak hareket eden zemin kütlesi varsayımının neden olduğu düşünülmektedir. Ancak, unutulmamalıdır ki, her iki yöntemde de elde edilen tahminler zeminle yapı arasındaki rölatif sıkılık değişiminden doğrudan etkilenmektedir. Bu yüzden, zemin sıkılığını temsil eden kayma modülünün maksimum değerinin ve dinamik yükler altında ne kadar azaldığının tahmin edilmesi gerçekçi sonuçlar elde etmede büyük önem taşımaktadır.


1160


Şekil 35. Santrifüj Deney Ölçümlerinin Basitleştirilmiş Çerçeve Yöntemi Sonuçları İle Karşılaştırılması

4.SONUÇLAR

Bu çalışmada, kuru kuma gömülü bir rijit yeraltı yapısının dinamik yükler altındaki tepkileri santrifüj deneyi ile irdelenmiştir. Yapılan deneyler doğrultusunda, aşağıda belirtilen sonuçlara varılmıştır.1) Ekstansometrelerle yapılan ölçümler, düşey doğrultuda ilerleyen kayma dalgalarına maruz kalan dikdörtgen kesitli yeraltı yapısının, beklendiği gibi belirgin bir kayma deformasyon şeklini aldığını göstermiştir.2) Penzien tarafından önerilen yaklaşım kullanılarak elde edilen kayma deformasyonları, santrifüj deneylerinde ölçülen değerlerin yaklaşık yarısı civarındadır. Penzien’in tahminin deney sonuçlarından az olmasının nedeni, bu yaklaşımda dinamik zemin basınçlarının ihmal edilmesi ile açıklanabilir. 3) Bobet’in yaklaşımı ile yapılan tahminlerin, santrifüj deneylerinde elde edilen kayma deformasyonlarından yaklaşık 3 kat fazla çıktığı görülmüştür. Bobet’in yönteminde gömülü yapı etrafındaki zeminin rijit yapıya yapışık bir şekilde hareket ettiği varsayımı yapılmıştır. Buradaki daha ihtiyatlı deformasyon sonuçlarının bu varsayımdan kaynaklandığı düşünülmektedir.4) Penzien ve Bobet yöntemleri ile yapılan deformasyon tahminlerinde dikkat edilmesi gereken en önemli nokta, yeraltı yapısı ve çevresindeki zemin arasındaki rölatif rijitliğin belirlenmesidir. Deprem etkileri altında birim şekil değiştirmenin artması ile zemin kayma modülü azalmakta ve rölatif rijitlik deprem süresince değiştirmektedir. Bu yüzden, basitleştirilmiş çerçeve yöntemleri ile makul doğrulukta sonuçlar elde edebilmek için zemin kayma modülünü çok iyi belirlemek gerekmektedir.

KAYNAKLAR

[1] Wang, J.N. (1993), “Seismic design of tunnels: A state of the art approach”, Parsons Brinckerhof, Monograph 7.

[2] Penzien, J. (2000), “Seismically induced racking of tunnel linings”, Journal of Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol. 29 (5), 683–691.


1161


[3] Bobet, A., Fernández, G., Huo, H., Ramirez, J. (2008), “A practical iterative procedure to estimate seis-mic induced deformations of shallow rectangular structures”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 45 (7), 923-938.

[4] O’Rourke, M.J., Gadicherla, V., Abdoun, T. (2003), “Centrifuge modeling of buried pipelines”, Advancing Mitigation Technologies and Disaster Response for Lifeline Systems, Proc. of the 6. U.S. Conf. and Workshop on Lifeline Earthquake Engineering, August 10-13 2003, Long Beach CA, USA, 757-768.

[5] Ha, D., Abdoun, T.H., O’Rourke, M.J. et al. (2010), “Earthquake Faulting Effects on Buried Pipelines-Case History and Centrifuge Study”, Journal of Earthquake Engineering”, Vol. 14 (5), 646-669.

[6] Ling, H.I., Mohri, Y., Kawabati, T., Liu, H., Burke, C., Sun, L. (2003), “Centrifugal modeling of seismic behavior of large-diameter pipe in liquefiable soil”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol 129, 1092-1101.

[7] Chian, S.C., Madabhushi, S.P.G. (2012), “Effect of Buried Depth and Diameter on Uplift of Underground Structures in Liquefied Soils”, Journal of Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 41, 181-190.

[8] Cilingir, U., Madabhushi, S.P.G. (2011a), “Effect of Depth on the Seismic Response of Circular Tunnels”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 48 (1), 117–127.

[9] Cilingir, U., Madabhushi, S.P.G. (2011b), “A Model Study on the Effects of Input Motion on the Seismic Behavior of Tunnels”, Journal of Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 31, 452–462.

[10] Lanzano, G., Bilotta, E., Russo, G., Silvestri, F., Madabhushi, S.P.G. (2012), “Centrifuge modeling of seismic loading on tunnels in sand”, Geotechnical Testing Journal, Vol. 35, 854–869.

[11] Cilingir, U., Madabhushi, S.P.G. (2011c), “Effect of depth on the seismic response of square tunnels”, Soils and Foundations, Vol. 51 (3), 449-457.

[12] Dashti, S., Hushmand, A., Ghayoomi, M., McCartney, J.S., Zhang, M., Hushmand, B., Mokarram, N., Bastani, A., Davis, C., Yangsoo, L., Hu, J., “Centrifuge Modeling of Seismic Soil-Structure-Interaction and Lateral Earth Pressures for Large Near-Surface Underground Structures”, Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, 2013, Paris, France.

[13] Escoffier S (2008) Conteneur ESB. LCPC Internal report no: 2007-1-13-1/1-a, 106p.


1162


GEOTEKNİK TEHLİKELER AÇISINDAN BİR YERLEŞİM BÖLGESİNİN İNCELENMESİ

AN INVESTIGATION OF A RESIDENTAL AREA IN TERMS OF GEOTECHNICAL HAZARDS

Gökhan ÖZDEMİR1 Bilge SİYAHİ 2 Ömer Berat POLAT 3

ABSTRACT

Damages occuring while and after earthquakes are not limited to structure damages only. As we can observe from earthquake damages occured before; they can be in the form of shifts in soil and rock slopes, settlement problems, loss of strength and rigidity, lateral spreading, soil liquefaction and site amplification. In fact, for every individual forms of damages, said before, it would be more accurate to examine them in title of “Geotechnical Hazard.” For this purpose; in this study, Tuzla district, which has quite large residential area in İstanbul, hosting 220 thousand inhabitants and existing buildings number is more than 30 thousand, is selected. Probabilistic seismic hazard assessment has been realized and geological formations in the region were investigated and geotechnical characteristics of these formations were evaluated. In the extension of geotechnical engineering analysis such as liquefaction and site response analysis were carried out the geological formations that are seen critical in this context.

Keywords: Tuzla, seismic hazard analysis, soil liquefaction, soil amplification.

ÖZET

Depremler sırasında ve sonrasında meydana gelen hasarlar yalnızca yapı hasarları ile sınırlı değildir. Geoteknik tehlike olarak, zemin ve kaya şevlerindeki kaymalar, oturma problemleri, mukavemet ve rijitlik kayıpları, yanal yayılmalar, zemin sıvılaşması ve zemin büyütmesitanımlanmaktadır. Deprem tehlikesine maruz mevcut yerleşimlerin veya planlanan yerleşimlerin bu geoteknik tehlikelerden hangisine muhatap olacağı ise geoteknik deprem mühendisliğinin konusudur. İstanbul’da oldukça geniş bir yerleşim alanına sahip yaklaşık 220 bin nüfusu barındıran ve mevcut bina sayısı 30 binden fazla olan Tuzla ilçesi seçilmiştir. Çalışma kapsamında bölgenin olasılıksal sismik tehlike değerlendirmesi yapılmıştır. Daha sonra bölgenin jeolojik formasyonları araştırılarak formasyonların geoteknik özellikleri değerlendirilmiştir. Geoteknik değerlendirmeler kapsamında kritik görülen jeolojik formasyonlar üzerinde sıvılaşma ve saha (zemin) davranış analizleri yapılmıştır. Bu analiz sonuçları yerleşimlere etkileri konusunda değerlendirilmiştir.

Anahtar Kelimeler: Tuzla, sismik tehlike analizi, zemin sıvılaşması, zemin büyütmesi.

1 İnşaat Yüksek Mühendisi., Tuzla Belediyesi, [email protected] 2Prof. Dr.., Gebze Teknik Üniversitesi, [email protected] 3Araştırma Görevlisi., Gebze Teknik Üniversitesi, [email protected]


1163


1. GİRİŞ

Deprem tehlikesine sahip yerleşimlerde mevcut jeolojik formasyonların hangi geoteknik tehlikelere maruz kalabileceği, Tuzla bölgesi ölçeğinde detaylı incelenmiştir. Geoteknik deprem mühendisliğinin önemli konularında olan geoteknik tehlike değerlendirmeleri; zemin sıvılaşmaları, zemin büyütmeleri, depreme bağlı şev kaymaları ve heyelanlar, yanal yayılmalar ve depreme bağlı oturmalardır. Birçok kamu ve özel kuruluşlarda oldukça fazla sayıda sondaj verisi mevcut olabildiğinden, öncelikle Tuzla bölgesine ait çok sayıda ve değişik kalitede sondaj verisini içeren veri bankası oluşturulmuş, bu veri havuzunun içinde, mühendislik tasarımlarında kullanılabilecek geoteknik veriler gerçekçi ve temsili bir şekilde düzenlenmiştir. Bu konudaki jeolojik verilerden mühendislik parametrelerine doğru geçiş yapabilmek oldukça önemlidir. Bölgenin mevcut sismotektonik mekanizmasının ışığında bölgeyi etkileyen ana sismik kaynağın bu bölgede Prens adalarının güneyinde yer alan Kuzey Anadolu Fay Kırığı olduğu kabul edilmiştir. Bu fay orijinli veya farklı merkezüslerine (episentr) ait Tuzla bölgesindeki, 1905-2015 arasında büyüklüğü M≥4.0 olan depremler ele alınarak, değişik yıllar içinde olabilecek deprem büyüklükleri hesaplanmıştır. 110 yıllık 334 adet deprem verisi ışığında hesaplanan bu deprem büyüklüğü geoteknik tehlike değerlendirmelerinde kullanılmıştır. Depremler sırasında oluşabilecek geoteknik tehlikeler olarak bölgeye has özellikleri nedeniyle öncelikle zemin büyütmesi, zemin sıvılaşması olarak ele alınmıştır. Özellikle bu tehlikelerden doğabilecek zemin yüzeyi hasarları, meydana gelen deformasyonlar ve yerleşime etkileri de incelenmiştir. Bölgede mevcut jeolojik formasyonlar ve bunların arasında sıvılaşma hassaslığına sahip olanlar belirlenmiştir. Sıvılaşma analizlerinden hareketle yüzey deformasyonları hesaplanmış ve üst yapıya etkileri belirlenmiştir. Zemin büyütmesi yani zeminin içinden geçen deprem dalgalarının genliklerinin artması ve etkin deprem süresinin uzamasını ifade eden analizler bölgede mevcut formasyonlardan alınan zemin profilleri boyunca gerçekleştirilmiştir. Seçilen profillerde eşdeğer lineer zemin davranış (tepki) analizleri yapılmış ve söz konusu zemin büyütmeleri hesaplanmıştır. Sonuç olarak, bölgedeki yerleşimlerin zeminlerinde olası sıvılaşma, zemin büyütme problemlerine karşı neler yapılabileceği tartışılmıştır

2. JEOLOJİK FORMASYONLAR VE SİSMOTEKTONİK YAPI

İstanbul Birliği, Boğaz’ın her iki yakasında ve Kocaeli yarımadasında geniş alanlar kaplayan Paleozoyik ve Mezozoyik Tersiyer yaşta metamorfizma göstermeyen kaya birimlerini içerir. Metropolitan alanı ve yakın dolayında yüzeye çıkan “Kocatöngel Formasyonu” ve “Kurtköy Formasyonu” adlarıyla bilinen Alt Ordovisiyen yaşta karasal çökeller, İstanbul Birliği’nin en yaşlı kaya birimlerini oluşturur. Alt Ordovisiyen yaşlı istifin, tabanı İstanbul ve çevresinde açığa çıkmamış olmasına karşın, Armutlu yarımadası ve Bolu yöresinde şist, gnays ve granitik meta-mağmatitleri kapsayan İnfrakambriyen yaşta metamorfik bir temeli açısal uyumsuzlukla üstlediği bilinmektedir. Erken Ordovisiyen başlangıcında, İstanbul ve yakın dolayını kapsayan bir kara parçası üzerinde, Kocatöngel ve Kurtköy formasyonlarıyla temsil edilen akarsu, göl ve lagünlerin yer aldığı karasal ortam koşulları egemen olmuştur. Çok iyi gelişmiş varvlı yapısıyla Kocatöngel Formasyonu Buzul (Glacial) iklim koşullarını yansıtır. Üst Ordovisiyen-Silüriyen’de delta ve gelgit ortam koşullarını yansıtan Aydos Formasyonu’nun kuvarsit ve kuvars kumtaşlarıyla temsil edilen genel bir transgresyon etkin olmuştur. Geç Ordovisiyen, Silüriyen ve Devoniyen sürecinde bölge, giderek derinleşen ancak, tektonik bakımdan duraylı bir denizle kaplanır. Bu süreçte yaşlıdan gence doğru, miltaşı-kumtaşı ile temsil edilen “Yayalar Formasyonu” (Ordovisiyen-Silüriyen), şelf tipi resif ve sığ deniz karbonat çökelimini yansıtan


1164


“Pelitli Formasyonu” (Silüriyen-Alt Devoniyen), düşük enerjili açık şelf ortamını temsil eden, seyrek kireçtaşı (Kozyatağı Üyesi) ara düzeyli bol makrofosilli, mikalı şeyilleri (Kartal Üyesi) içeren “Pendik Formasyonu” (Alt-Orta Devoniyen) ve açık şelf-yamaç ortamını temsil eden yumrulu kireçtaşları ve kireçtaşı-şeyil ardışığının yoğun olduğu “Denizli Köyü Formasyonu” (Üst Devoniyen-Alt Karbonifer) çökelmiştir. Karbonifer-Permiyen aralığında, olasılıkla Variskiyen tektonik hareketlerinin etkisiyle, bölgenin su dışına çıktığı, yeniden kara halini aldığı anlaşılmaktadır (Şekil 1). Gebze’nin batısında yüzeylenen “Sancaktepe Graniti” (Permiyen) ile temsil edilen asidik intrüzyon da bu dönemde gelişmiştir. Bölgede günümüzdeki yönlere göre kabaca K-G eksen gidişli kıvrım ve D-B yönlü bindirmeler gelişmiştir [1].

Şekil 1. Tuzla İlçesi Jeoloji Haritası

Şekil 2. Jeolojik Formasyonların Tuzla İlçesinde Yüzeylenmesi

İstanbul’da meydana gelen depremlerin çoğunlukla kaynaklandığı Kuzey Anadolu Fay Zonu’nun (KAFZ) Marmara denizi içindeki konumu, değişik araştırıcılar tarafından farklı


1165


modellerle açıklanmıştır. Marmara Denizi içerisindeki geometrisine ilişkin bulgular saptanmıştır (Şekil 3) [2].

Şekil 3. Marmara Denizi Içindeki Diri Fay Bölütleri ve Bu Fay Bölütlerinin Üretmiş Oldukları Düşünülen Depremler

3.GEOTEKNİK TEHLİKELERİN DEĞERLENDİRİLMESİ

3.1. Zemin Sıvılaşması

Sıvılaşma; her zeminde ve her koşulda meydana gelen bir davranış şekli olmayıp, belirli jeolojik ortamlarda ve hidrojeolojik koşullar altında gerçekleşir ve büyük depremlerde güçlü yer hareketlerine maruz kalan sığ, gevşek, doygun ve genellikle kohezyonsuz veya düşük kohezyonlu çökellerde gözlenir. Sıvılaşma ve sıvılaşmaya bağlı büyük deformasyonlar daha çok gevşek zeminlerde gözlenirken, tekrarlı yumuşama ve daha küçük deformasyonlar nispeten sıkı zeminlerde gözlenir. Sıvılaşma duyarlılığının değerlendirilmesi konusunda 4 farklı ölçüt vardır. Bunlar; tarihsel, jeolojik, zeminin bileşimiyle ve arazi koşullarıyla ilgili ölçütler olarak sınıflandırılabilir [3].Seed and Idriss (1971) tarafından geliştirilip önerilen basitleştirilmiş yöntem, zeminlerinsıvılaşma potansiyelinin değerlendirilmesinde son 30 yıldır en yaygın kullanılan yöntem olmuştur. Zaman içerisinde birçok kez modifiye edilen yöntem, son kez Geoteknik Deprem Mühendisliği çalıştayında [4] alınan kararlar doğrultusunda [5] tarafından tekrar düzenlenmiştir. Yöntemde zeminin sıvılaşmaya karşı direncinin belirlenmesi için kullanılan indeks, zeminin sıvılaşma davranışının karakteristiklerini ifade etmede çok uygun bir parametre olan tekrarlı gerilme oranıdır (CSR, Cyclic Stress Ratio). Tekrarlı gerilme oranı; deprem veya tekrarlı bir yükleme sonucu, zeminde gelişen ortalama tekrarlı kayma gerilmesinin (τav), tekrarlı gerilmelerin uygulanmasından önce zemine etkiyen başlangıç efektif düşey gerilmeye (σ'v)oranıdır. Mw=7.5 büyüklüğündeki bir depremde gelişecek tekrarlı gerilme oranı Eşitlik 3.1 kullanılarak hesaplanır [6].= = 0.65 (3.1)


1166


Burada; amax: en büyük yatay yer ivmesi, g: yerçekimi ivmesi, σv: toplam düşey gerilme, σ'v:efektif düşey gerilme, rd: gerilme azaltma faktörüdür. Gerilme azaltma faktörü rd şu şekilde hesaplanabilir: rd=1.0-0.00765z → (z≤9.15m) ve rd=1.174-0.0267z (9.15m ≤ z ≤ 23m). Yöntemin ikinci aşamasında, zemin tabakalarının tekrarlı dayanım oranı (CRR, Cyclic Resistance Ratio) belirlenir. Zeminin tekrarlı dayanım oranının belirlenmesinde, ince dane yüzdesi ve SPT-N değeri dikkate alınarak çeşitli amprik ilişkiler kullanılır. Şekil 4’te 7.5 büyüklüğündeki depremler için verilen (N1)60 - CRR grafiğinde temiz kum için önerilmiş CRR eğrisi, Eşitlik 3.2 ile ifade edilmektedir [5].

. = ( ) + ( ) + [ .( ) ] − (3.2)

Şekil 4. Mw=7.5 Büyüklüğündeki Deprem Için Tekrarlı Gerilme Oranı ve (N1)60 Arasındaki Ilişki

Herhangi bir derinilikteki zemin tabakalarının sıvılaşıp sıvılaşmayacağına, Eşitlik 3.2’den belirlenen tekrarlı dayanım oranı (CRR) ile Eşitlik 3.1’ten hesaplanan tekrarlı gerilme oranı (CSR) değerleri karşılaştırılarak karar verilir ve sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısı (FL), ilgilenilen depremin büyüklüğü ve tabakaların üzerindeki jeolojik yük ile statik kayma gerilmeleri için düzeltme de yapılarak Eşitlik 3.3’de verilen ifadeden hesaplanır.= . . . (3.3)

Doğadaki belirsizlikler de dikkate alınarak zeminin sıvılaşma potansiyeli, sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısının aşağıda verilen aralıklarına göre değerlendirilebilir [7].

FL ≤ 1 Sıvılaşma

1< FL ≤ 1.2 Potansiyel sıvılaşma

FL > 1.2 Sıvılaşma beklenmez


1167


3.2. Sıvılaşma Potansiyeli İndeksi

Sıvılaşma potansiyeli indeksi kavramını modifiye eden [8], olasılık esaslı yeni bir kavram olan “Sıvılaşma Şiddeti İndeksi” (LSI)’ni önermiştir.

LSI = P ∙ H ∙ W (3.4)

Burada; PL: sıvılaşma olasılığı, FL: sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısı, H: zemin tabakası kalınlığı (m), W: yüzeyden olan derinliğe bağlı sıvılaşma potansiyeli azaltma faktörüdür. İncelenen zemin tabakasının orta noktasının derinliğine (z) bağlı olarak, yüzeyden olan derinliğe bağlı sıvılaşma potansiyeli azaltma faktörünün (W) belirlenmesinde Eşitlik 3.5 kullanılmaktadır. = 1.005 (3.5)

Sıvılaşma şiddeti indeksine göre FL=0 koşulunda; incelenen zemin istifinde LSI=10 (en yüksek) ve FL≥0 koşulunda ise LSI=0 (en düşük) değerleri almaktadır [9] (Tablo 1).

Tablo 1. LSI’ya göre Sıvılaşma Riski Dereceleri.LSI Zemin Sınıfı

0>LSI<0.35 Çok düşük0.35>LSI<1.30 Düşük1.30>LSI<2.50 Yüksek2.50>LSI=10 Çok yüksek

3.3. Zemin Büyütmesi

Yerel zemin koşulları kuvvetli yer hareketinin genlik, frekans içeriği ve süreden oluşan önemli özelliklerinin tamamını kuvvetle etkilemektedir. Bunların etki derecesi, yer altındaki birimlerin geometrisi ile malzeme özellikleri, sahanın topografyası ve girdi hareketin özelliklerine bağlıdır.Yerel zemin koşullarının depremle ilişkili hasarlar üzerindeki etkisi uzun zamandan beri bilinmekle birlikte, bu konuyla ilgili aletsel ölçümlerde ve hesaplamalarda son 40 yılda önemli gelişmeler kaydedilmiştir. Bu konudaki ilk önemli bilgiler 1957 San Fransisco depreminde değişik noktalarda kaydedilen birbirine yakın bölgelerde oluşan yer ivmelerinin bazen birbirinden %100’e varan farklılıklar gösterdiğini ve bunun büyük olasılıkla ölçüm istasyonlarının üzerinde bulundukları zemin koşullarından kaynaklandığı ortaya konmuştur [10]. 19 Eylül 1985 Michoacan depreminde (Meksika; Ms=8.1) meydana gelen hasarın dağılımı, yerel zemin koşullarının deprem davranışı üzerindeki etkisini açık bir şekilde ortaya koymuştur. Genellikle 0.04 g’den düşük olan taban kayası doruk (pik) ivme değerleri, eski bir göl yatağındaki kalın kil tabakalarında yaklaşık 5 kat büyütmeye maruz kalmış ve periyotları zemin periyoduna yakın olan yapılarda çok büyük hasarlara yol açmıştır [11].


1168


4.TUZLA BÖLGESİ

4.1.Sismik Tehlike Analizi

Tuzla ilçesi (Enlem40,8 ve Boylam 29,3) merkeze alınarak 150 km yarıçapındaki alan için; 1905-2015 yılları arasında meydana gelen manyitüdü 4 ve daha büyük depremlerin kataloğu (334 adet) derlenmiştir. Bu veriler Gutenberg-Richter yöntemi ile bölgeye uygulanmıştır.

Şekil 5. Sismik Tehlike Analizinde Kullanılan Depremler.

Tablo 2. Manyitüd Aralıklarına Göre Deprem Oluş SayılarıManyitüd aralıkları

4≤M<4.5 4.5≤M<5 5≤M<5.5 5.5≤M<6 6≤M<6.5 6.5≤M<7 7≤M<7.5

N(tekerrür sayısı)

164 137 32 23 4 2 2

Kümülatif Tekerrür Sayısı

334 170 63 31 8 4 2

Depremler belirli manyitüd aralıklarına bölünerek, başlangıç tarihinden son tarihe kadar olan deprem sayıları oluşturulmuştur (Tablo 2). Deprem kataloğundaki verilerden yararlanarak her bir deprem büyüklüğünün oluşma sıklığı ile bu deprem büyüklüğü arasındaki ilişki bağıntıya çevrilmiştir. Veriler, yatay eksende manyitüd M, düşey eksende logaritma N (kümülatif oran) değerlerine karşılık gelen grafik oluşturulur ve en küçük kareler yöntemi (EKKY) kullanılarak verileri temsil eden doğru geçirilir (Şekil 6).


1169


Şekil 6. Bölge için Deprem Tekerrür Sayısı ve Manyitüd İlişkisi (LogN – M)

Bu ilişkinin bağıntısı:

log N = 5,653 – 0,772*Ma = 5,653 b = 0,772

Çalışma için kullanılacak zaman aralığı, T2 = 2015 – 1905 = 110 yıl olarak belirlenmiştir. 110 yıl içinde en büyük deprem manyitüd değeri, Mmax = 7.3; en büyük deprem manyitüdü için Tddönüşüm periyotu ilişkisi Şekil 7’de verilmektedir.

Şekil 7. Td = 10log(T2)-(a-b*M) İlişkisi

4.2. Sıvılaşma Değerlendirmeleri

Çalışmada, Tuzla bölgesindeki sondaj ve arazi bilgileri daha önce farklı özel ve resmi kuruluşlar tarafından yapılan sondaj çalışmalarından derlenmiştir. Bu sondaj bilgileri analiz öncesi değerlendirmelerde Evliya Çelebi Mahallesinin alüvyon zemin özelliği gösteren kısımlarında daha yoğun olarak toplanmıştır. Bu değerlendirmeye göre ve sondajlardan elde edilen zemin profillerindeki ön sıvılaşma hassaslığı değerlendirmesine göre kritik olarak tespit edilen 9 adet lokasyonda yüzeyden itibaren her 1.5 m’de bir sıvılaşma analizi uygulanmıştır. Sıvılaşma analizinde kullanılmak üzere olasılıksal sismik tehlike analizi sonuçları; bölgede beklenen en büyük deprem büyüklüğü Mmax=7.3 olarak alınmış, bölgenin mevcut ana faya mesafesi 15km ve yaklaşık odak derinliği 17km olarak ele alınmıştır. Bölge için, Ulusay vd., 2004; Çeken vd., 2008; Kalkan ve Gülkan, 2004; Boore vd., 1997; Akkar ve Bommer, 2010


1170


azalım ilişkileri kullanılmış. Kritik olarak tespit edilen her zemin profil, için analizlere esas pik ivme değerleri bu azalım ilişkilerinin ortalaması alınmıştır. Sıvılaşma analizleri için Seed vd., 2003 [12]ve Andrews ve Martin 2000 [13] yöntemleri kullanılarak bir MS Excel program hazırlanmıştır. Bu amaçla seçilen zemin profillerinin derinliği 9 ile 19m arasında değişmektedir. Sıvılaşma analizinde kullanılan profillerde YASS’nin 1 ile 2.7 m arasında değiştiği gözlenmiştir. Alüvyon özelliğindeki; kum, killi ve siltli kum tabakalarının yer aldığı profillerde her 1.5 m’de bir yapılan analiz sonuçlarına göre özellikle kumlu tabakalar derinliğince sıvılaşma tehlikesinin mevcut olduğu yani sıvılaşmaya göre güvenlik sayısının çoğunlukla FS=<1.0 olduğu bulunmuştur. Buna göre, sıvılaşma potansiyelinin bulunmasından sonra profil derinliği boyunca oluşabilecek oturma değerlerinin Evliya Çelebi mahallesi sondajlarında anlamlı olabileceği ve üst yapıyı etkileyebilecek değerde olduğu tespitinde bulunulmuştur.

4.3. Saha Davranış (Tepki) Analizleri

Bu çalışmada ve İstanbul Anadolu Yakası Mikrobölgeleme Projesi (İAYMP) kapsamında yapılan çalışmalar [1] ile, deprem sırasında deprem etkilerini büyütme potansiyeli olabilecek Evliya Çelebi Mahallesi zeminleri ve yüzeylenen Kuşdili Formasyonu, Postane Mahallesinde yüzeylenen Abdüş Gölü Üyesi ile Evliya Çelebi, Yayla, İstasyon ve Mimar Sinan Mahallelerinde yüzeylenen alüvyon zemin özelliği gösteren lokasyonlarda değişik zemin etüdü yapan firmalardan toplanan sondaj verileri değerlendirilmiştir. Her lokasyondaki sondaj verileri ile laboratuvar ve arazi deney değerleri karşılaştırılarak, değerlendirmeleri yapılmış ve öngörülen her bir mahalle ve formasyon için temsili zemin profilleri oluşturulmuştur. Analiz için DEEPSOIL 6.0 programı kullanılmıştır [14]. Zemin (saha) davranış analizleri için 1999 Kocaeli Depremi, Sakarya istasyonu ivme kaydı seçilerek bölgeleri temsil eden profiller üzerinde gerçekleştirilmiştir. Saha davranış analizleri sonucunda Kuşdili, Abdüş Gölü formasyonları ve Evliya Çelebi, Yayla, İstasyon ve Mimar Sinan mahallerindeki alüvyon zeminler için yüzeydeki deprem yer hareketeli ile ilgili büyüklükler hesaplanmıştır.

Şekil 8. İncelenen Formasyonların Saha Davranış Analizi Sonuçları

0

0.5

1

1.5

2

2.5

PSA

PS

A (g

)

0.01 0.1 1 10 0Period (sec)

Evliya Çelebi Alüvyon

0

0

0.5

1

1.5

.5

2

2

2.5

PS

1PPSPPSS

1

PS

A (g

)

(

)

0.010.01

0.0.PePe

0.1

1 1010

1

riod (sec) riod (sec)11ereree

1Period (sec)

Yayla-Alüvyon


1171


Şekil 8. İncelenen Formasyonların Saha Davranış Analizi Sonuçları (Devam)

Tablo 3. Davranış Analizlerinden Elde Edilen Zemin Büyütmesi Sonuçları

Mahalle - FormasyonEn büyük

spektral ivme (g)

Periyot (s) Frekans (Hz) Zemin Büyütme Oranı

Evliya Çelebi - Alüvyon 2.35 0.17 5.4 4.0

Yayla - Alüvyon 2.34 0.20 4.9 4.7

İstasyon - Alüvyon 1.74 0.20 4.4 3.8

Mimar Sinan - Alüvyon 1.32 0.20 4.2 4.4

Evliya Çelebi - Kuşdili 1.07 0.17 3.3 4.4

Postane - Abdüş Gölü 2.27 0.17 5.8 3.5

Tablo 3.’de verildiği gibi Tuzla bölgesinde farklı formasyonlardaki büyütme oranları likleri ve zemin profillerine göre yapılan analiz sonuçlarına göre zemin büyütme oranları 3.5 ile 4.7 arasında, değişmektedir. En fazla büyütme oranı 4.7, Yayla Mahallesi - Alüvyon zemin için oluşturulmuş temsili profilden elde edilmiştir. En düşük büyütme oranı 3.4 ile Postane Mahallesi – Abdüş Gölü Üyesi için oluşturulmuş temsili profilden elde edilmiştir.

0

0.5

1

1.5

2

PSA

( P

SA

(g)

0.01

0.1

1

10

Period (sec)

İstasyon- Alüvyon

)

0

0.2

0.4 0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

00P S 0

00PPSPPSS

PS

A (g

)

0.60 6 AA S( (((g (((()

0.01 0.1

cc

1

10

Period (sP seecPeriod (sec)

Mimar Sinan-Alüvyon

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

PSA

(

PS

A (g

)

0.01 0.1 1 10

Period (sec)

Evliya Çelebi-Kuşdili formasyonu

0

0.5

1

1.5

2

2.5 P PPPS PPSPPPPA 2.5

1

1.

(PS

A (g

)

A)

0.01Pe

0.1 1 10

8 İncelenİ

Period (seePePePeriod (sec)

Postane-Abdüş Gölü formasyonu


1172


4.SONUÇLAR

Depremler sırasında oluşabilecek geoteknik tehlikeler içerisinde bölgeye has özellikleri nedeniyle öncelikle zemin sıvılaşması ve zemin büyütmesi konuları ele alınmıştır. Özellikle yoğun yerleşime sahip riskli formasyonlar üzerinde sıvılaşma ve zemin büyütmesi analizleri yapılmıştır. Bölgedeki doğal topoğrafik yapı dikkate alındığında zemin ve kaya şevlerinde deprem tetiklemesiyle oluşabilecek şev kaymalarının veya heyelanların gözlenmeyeceği düşünülmüştür. Bölgede yüzeylenmiş birçok zemin ve kaya türü jeolojik formasyon olduğundan, çalışma kapsamında, sıvılaşma hassaslığına sahip formasyonlar Alüvyon veKuşdili Formasyonları olarak belirlenmiştir. Bu formasyonlardan alüvyon için zemin türü için sıvılaşma analizlerinde kullanılabilecek zemin mukavemet parametreleri ve depremi temsil eden tekrarlı gerilme oranları belirlenerek sıvılaşma analizi yapılmıştır. Zemin sıvılaşma analizlerinde iki farklı yöntem kullanılmıştır. Sıvılaşma hassaslığına sahip alüvyon zemin formasyonunda, derinliği 10-19m aralığında değişen 9 adet sondaj profile boyunca yüzeyden itibaren her 1.5 m’de bir bu analizler tekrar edilmiştir. Alüvyon özelliğindeki; kum, killi ve siltli kum tabakaları ile kum tabakalarının yer aldığı derinliklerde yapılan analiz sonuçlarına göre kumlu tabakalar boyunca sıvılaşma tehlikesinin çoğunlukla mevcut olduğu bulunmuştur. Buna göre sıvılaşma tehlikesi olan tabaka derinliklerinde sıvılaşmaya bağlı oturma etkilerinin olabileceği tespit edilmiştir. Sözü edilen oturma değerlerinin olası sınırları hesaplanarak, bu oturmaların üst yapıya etkileri de mutlaka hesaba katılmalıdır. Özellikle İstanbul’un Anadolu tarafındaki yapı yükseklikleri göz önüne alındığında bu oturma değerlerinin ne gibi sonuçlar doğurabileceği de göz önüne alınmak zorundadır. Bu nedenle alüvyon zemin üzerine yapılacak yapılar için özel geoteknik araştırmalar yapılarak özellikle de zemin-yapı etkileşiminin yapıya ve zemine etkileri araştırılmalıdır. Gerektiği takdirde özel önlemler alınmak zorunda olduğu açıktır. Geoteknik tehlikelerden olan zemin büyütmesi yani zeminin içinden geçen deprem dalgalarının genliklerinin artması ve etkin deprem süresinin uzamasını ifade eden durum incelenmiştir. Buna göre deprem hareketinin büyütme tehlikesi bulunan Evliya Çelebi Mahallesinde yüzeylenen Kuşdili Formasyonu, Postane Mahallesinde yüzeylenen Abdüş Gölü Üyesi ile Evliya Çelebi, Yayla, İstasyon ve Mimar Sinan Mahallelerinde yüzeylenen alüvyon zemin özelliği gösteren kısımlardaki büyütme değerlerinin olası etkileri de göz önüne alınmalıdır. Bu bölgelerdeki mevcut zemin tabakalarının ana titreşim periyotları 0.17 ile 0.20 saniye arasında, frekansları ise 3.3 ile 5.9 Hz arasında değişmektedir.

KAYNAKLAR

[1] Özgül ve diğ., 2009, “İstanbul Büyükşehir Belediyesi, İstanbul Anadolu Yakası Mikrobölgeleme Rapor Ve Haritalarının Yapılması Ana Raporu”.

[2] Le Pichon, X., A. M. C. Sengor, E. Demirbag, C. Rangin, C. Imren, R. Armijo, N. Gorur, N. Cagatay, B. Mercier de Lepinay, B. Meyer, R. Saatcilar and B. Tok (2001) The active Main Marmara Fault. Earth and Planetary Science Letters, 192, 595-616.

[3] Hasançebi N., (2011), “Sıvılaşmayla İlişkili Yanal Yayılma Yer Değiştirmesinin Kestirimi”, Doktora Tezi, Hacettepe Üniversitesi.

[4] National Center for Earthquake Engineering Research (NCEER)(1997)[5] Youd, T. L., Idriss, I. M., Andrus, R. D., Arango, I., Castro, G., Christian, J. T., Dorby, R.,

Finn, W. D. L., Harder, L. F., Hynes, M. E., Ishihara, K., Koester, J. P., Liao, S. S. C., Marcuson, W. F., Martin, G. R., Mitchell, J. K., Moriwaki, Y., Power, M. S., Robertson, P. K., Seed, R. B., and Stokoe, K. H., 2001, Liquefaction Resistance of soils: summary report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF Workshops on


1173


Evaluations of Liquefaction Resistance of Soils, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 127 (10), 817-833.

[6] Seed, H. B., and Idriss, I. M., 1971, Simplified procedure for evaluating soil liquefaction procedure, Journal of Soil Mechanics Foundation Division, ASCE, 97 (SM9), 1249-1273

[7] Ulusay, R., ve Tosun, H., 1999, “Assesment of geomechanical properties and liquefaction susceptibility of foundation soils at a dam site”, Southwest Turkey, Turkish Earthquake Foundation Report No. TDV / TR 020-34, 63 p.

[8] Yılmaz Z., Cetin K. Ö., (2003), “GIS-based seismic soil liquefaction assessment for Sakarya city after 1999 Kocaeli -Turkey earthquake”, Proceeding of the 11th International Conference on Geotechnical Earthquake Engineering (11th ICSDEE), University of California Berkeley, 7-9 January, 2003, 1, 909-917.

[9] Iwasaki, T., K. Tokida, F. Tatsuoka, S. Watanabe, S.Yasuda, and H. Sato (1982). Microzonation for soil liquefaction potential using simplified methods, in 3rd International Earthquake Microzonation Conference, Seattle, p. 1319-1330.

[10] Idriss, I. M. and Seed, H. B. (1968) "Seismic Response of Horizontal Soil Layers," Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 94, No. 4, pp.1003-1031.

[11] Stone, A. A., Reed, B. R., Neale, J. M., 1987, Changes in daily event frequency precede epidoses of physical symptoms. Journal of Human Stress,70-74

[12] Seed R. B., Cetin, K. O., Moss, R. E. S., Kammerer, A. M., Wu, J., Pestana, J. M., Riemer, M. F., Sancio, R. B., Bray, J. D., Kayen, R. E., ve Faris, A., 2003, Recent Advances in Soil Liquefaction Engineering: A Unified and Consistent [

13] Andrews, D. C. A., and Martin, G. R., 2000, Criteria for liquefaction of silty soils,Proceedings of the 12th World Conference on Earthquake Engineering, Auckland, New Zealand.

[14] Hashash, Y.M.A., Musgrove, M.I., Harmon, J.A., Groholski, D.R., Phillips, C.A., and Park, D. (2015) “DEEPSOIL 6.0, User Manual” 116 p.


1174


HENDEK TİPİ DALGA BARİYERLERİNİN TİTREŞİM YALITIMINA ETKİSİNİN SAHA DENEYLERİ İLE

İNCELENMESİ

INVESTIGATION THE EFFECT OF TRENCH TYPE WAVE BARRIERS ON VIBRATION ISOLATION BY FIELD EXPERIMENTS

Onur TOYGAR1 Deniz ÜLGEN2

ABSTRACT

Studies aiming at reducing effects of ground-borne vibrations created by various vibration sources to adjacencies, have recently accelerated. Employing wave barriers to reduce undesired vibrations is one of the widely used solutions. Generally, open and filled trenches have been used as wave barriers. Even though there are great number of numerical studies examining vibration isolation parameters of these types of barriers, there are only few studies based on field experiments. In this study, it was aimed to investigate vibration isolation performance of open trenches by means of field experiments. First of all, physical and dynamic properties of the field were determined by conducting detailed site investigation. Later, vibration isolation performance of open trench was observed by creating vibrations in different frequencies (25 Hz, 50 Hz and 70 Hz). Vibrations were measured as acceleration and attenuation of vibrations were analyzed with respect to distance. Then, Fourier amplitudes were obtained in specific locations and amplitude reduction ratios were calculated correspondingly. Consequently, vibration reduction was obtained in a range of %35-82 for open trench type wave barriers.

Keywords: Vibration isolation, wave barrier, trench, ground vibration, Rayleigh wave length.

ÖZET

Çeşitli titreşim kaynaklarının oluşturdukları yer titreşimlerinin çevrelerine olan etkisini azaltmaya yönelik çalışmalar son yıllarda hız kazanmıştır. İstenmeyen titreşimleri azaltmak için dalga bariyeri kullanımı en yaygın çözümlerden biridir. Dalga bariyeri olarak genellikle içi boş ve dolu hendek kullanılmaktadır. Ancak bu tip bariyerlerin titreşim yalıtımına etki eden parametrelerini inceleyen çok sayıda nümerik çalışma olsa da saha deneyine dayalı araştırmalar azdır. Bu çalışmada hendek tipi dalga bariyerlerinin titreşim yalıtım performansı saha deneyleri ile incelenmek istenmiştir. Öncelikle detaylı bir zemin etüdü yapılarak sahanın fiziksel ve dinamik özellikleri belirlenmiştir. Ardından sahada farklı frekanslarda (25 Hz, 50 Hz ve 70 Hz) titreşimler oluşturularak içi boş hendeklerin titreşim yalıtım performansı gözlenmiştir. Titreşimler ivme cinsinden ölçülmüş ve titreşimlerin mesafeye göre azalımları incelenmiştir. Sonrasında belirli yerlerdeki Fourier büyüklükleri elde edilmiş ve bunlara bağlı olarak titreşim

1 Arş.Gör., Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi, [email protected] Yrd.Doç.Dr., Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi, [email protected]


1175


azalım oranları hesaplanmıştır. Sonuç olarak içi boş hendek tipi dalga bariyerlerinde %35-82aralığında titreşimin azaldığı görülmüştür.

Anahtar Kelimeler: Titreşim yalıtımı, dalga bariyeri, hendek, yer titreşimi, Rayleigh dalga boyu.

1. GİRİŞ

Makine temelleri, otoyollar ve demir yolları gibi kaynakların oluşturdukları yer titreşimleri, çevrelerindeki yapıları ya da hassas ekipmanları olumsuz yönde etkilerler. Bu yüzden bu titreşimlerin azatılmasına yönelik çalışmalar son yıllarda giderek artmıştır. Titreşim izolatörü, kauçuk sönümleyiciler ya da yaylar gibi teçhizatlar kullanarak doğrudan titreşim kaynağına mekanik yalıtım yapmanın yanı sıra palplanş duvar, dalga bariyeri vb. sistemler kullanarak ortamdaki titreşimi azaltmak da kullanılan yöntemlerdendir. Dalga bariyeri olarak genellikle içi boş ya da dolu (bentonit, beton, genleştirilmiş polistiren (EPS) dolu) hendek kullanılmaktadır. Yer titreşimlerinin büyük bir kısmı Rayleigh dalgası olarak yayıldığı [1] için bariyerin yalıtım performansı; bariyerin derinliğine [2] ve Rayleigh dalgalarının dağılmasına, kırılmasına ve yansımasına bağlıdır [3]. Hendek tipi dalga bariyerlerin titreşim yalıtımı performansını incelemiş, saha deneyine dayalı birçok çalışma [4-10] mevcuttur. Titreşim kaynağı ile dalga bariyeri arasındaki mesafe, hendek boyutu ve titreşim gibi parametrelerin, bariyerin yalıtım verimliliğine etkisi incelenmiştir. Çelebi ve diğ. [4] bariyer, hendekten uzaklaştıkça titreşim genliklerinin daha fazla azaldığını görmüştür. Woods [5] ve Ulgen ve Toygar [6], yalıtım performansında dalga bariyerinin derinliği ile Rayleigh dalga boyu arasındaki oranın önemli bir etkiye sahip olduğunu belirtmişlerdir. Bunların yanı sıra titreşim yalıtımındaki ana parametreleri inceleyen çok sayıda nümerik çalışma [11-15] da mevcuttur. Çoğunlukla sonlu elemanlar ve sınır elemanlar yöntemleri kullanılarak içi boş ve dolu hendeklerin yalıtım performansı karşılaştırılmış; hendek derinliği, genişliği ve malzeme etkisi gibi parametreler incelenmiştir. Woods [5] ve Al-Hussaini [11] hendek genişliğinin yalıtım verimliliğine etkisinin, çok az olduğunu sonucuna varmışlardır. Bu nümerik çalışmalarda [11-15] içi boş hendeklerin dolu hendeklere göre daha iyi bir yalıtım sağladığı görülmüştür. Mevcut çalışmada içi boş hendek tipi dalga bariyerler kullanılarak tam ölçekli saha deneyleri düzenlenmiştir. Titreşim çıkış frekansı, hendek derinliği gibi parametrelerin titreşim yalıtımına etkisi incelenmiştir.

2. YÖNTEM VE GEREÇLER

2.1. Zemin Özellikleri

Hendek tipi dalga bariyerlerinin titreşim yalıtımı performansını belirlemek için sahada belirli frekanslarda titreşimler oluşturulması amaçlanmıştır. Oluşturulan titreşimler haricinde istenmeyen gürültülerin olmaması için Bayır’da (Menteşe, Muğla) olası titreşim kaynaklarından uzakta bir tarım arazisi deney yeri olarak seçilmiştir. Öncelikle sahanın fiziksel ve dinamik özelliklerini belirlemek için kapsamlı bir zemin etüdü yapılmıştır. Zemin etüdünün ilk aşamasında, derinlikleri 10-30m arasında değişen 5 adet sondaj kuyusu açılmış, her 1.5m’de bir standart penetrasyon deneyi yapılarak örselenmemiş numuneler alınmıştır. Yüzeyden itibaren ilk 6m boyunca killi kum (SC) tabakası, sonrasında ise düşük-yüksek plastisiteli kil


1176


(CL-CH) tabakası mevcuttur. Yeraltı su seviyesi 5m derinlikte gözlenmiş, zemin profili Şekil 1’deki gibi tespit edilmiştir.

Şekil 1. Zemin Profili

Zemin etüdünün ikinci kısmında sahanın dinamik özelliklerini saptamak için Çok Kanallı Yüzey Dalgası Analizi (Multichannel Analysis of Surface Waves-MASW) ve Mikrotremör testleri yapılmıştır. MASW testi düzenlemek için 24 adet jeofon, 3’er metre aralıklarla sahanın eni ve boyu doğrultusunda yerleştirilmiştir ve sonuç olarak Şekil 2’de verilen ortalama Kayma (S) dalgası profili elde edilmiştir. 2 defa tekrarlanan Mikrotremör testi sonucunda da arazinin hakim titreşim periyodu 0.32s olarak bulunmuştur.

Şekil 2. Ortalama S-Dalgası Profili


1177


2.2. Saha Titreşim Deneyleri

Sahada titreşim oluşturmak için 30cm x 48cm büyüklüğünde tablalı kompaktör kullanılmıştır. Kompaktör, 20-80 Hz aralığında çalıştığı için çıkış frekansları 25 Hz, 50 Hz ve 70 Hz olarak seçilmiştir. Oluşturulan titreşimlerin genliğini ölçmek için, -2g ile +2g aralığında 10-6ghassasiyetinde ölçüm yapabilen 6 adet ivme sensörü arazide Şekil 3’te gösterildiği gibi yerleştirilmiştir. Bu sensörler, 24 bit’lik A/D (analog-dijital dönüştürücü) dinamik veri toplama cihazına bağlanarak 200Hz örnekleme hızında ivmeler ölçülmüştür. Arazide, titreşimlerin kendiliğinden ne kadar azaldığını tespit etmek için, öncelikle sensörler hendek yokken yerleştirilmiş ve belirlenmiş olan frekanslarda (25 Hz, 50 Hz ve 70 Hz) kompaktörle oluşturulan titreşimler, düşey doğrultuda ivme cinsinden ölçülmüştür.

Şekil 3. Sensör Yerleşim Planı

(a) (b)Şekil 4. Arazide Sensör Yerleşimi (a) Hendeksiz Durum (b) İçi Boş Hendek

Hendek genişliğinin, titreşim yalıtımına etkisinin oldukça az olduğu [5, 11] için uygulamada kolay olması adına hendek, 80cm genişliğinde kazılmıştır. Hendek derinliği yeraltı su seviyesinin 5m olduğu dikkate alınarak 4.5m olarak seçilmiş, hendek kazısı tamamlandıktan sonra ise aynı frekanslarda oluşturulan titreşimler, aynı yerlerde düşey doğrultuda ölçülmüştür.


1178


Şekil 5. Deney Modeli

3. BULGULAR

Dalga bariyerlerinin titreşim yalıtım performansı ile Rayleigh dalga büyüklüğü arasındaki ilişkiyi [5, 6] hesaba katmak için öncelikle Şekil 5’te gösterilen kaynak-hendek arası mesafe (lt), hendek derinliği (dt) ve hendek genişliği (wt), Rayleigh dalgası büyüklüğüne göre normalize edilmiştir. Normalize edilmiş boyutlar (L, D ve W) Tablo 1’deki gibidir.

Tablo 1. Rayleigh Dalga Boyu-Normalize Edilmiş Hendek BoyutlarıFrekans (Hz) λR D=dt/λR L=lt/λR W=wt/λR

25 8.51 0.53 0.23 0.094 50 4.26 1.06 0.47 0.188 70 3.04 1.48 0.66 0.263

Hendeksiz durum ve 4.5 m derinlikli içi boş hendek durumlarında her sensörde elde edilen maksimum ivme genlikleri bulunmuştur. Ardından bu değerler 1. sensördeki ivmeye göre normalize edilmiştir. Buna göre normalize edilmiş ivmelerin kaynaktan uzaklığa göre değişimi Şekil 6’daki gibi elde edilmiştir.


1179


Şekil 6. Hendeksiz ve Hendekli Durumlarda Arazide İvme Azalımı

Titreşim kaynağından uzaklaşıldıkça ivmenin azaldığı Şekil 6’da açıkça görülmektedir. Hendeksiz durumda ivmeler yaklaşık 7m sonra ilk ivmenin %10’una düşerken hendekli durumda kaynaktan 4m sonra tüm normalize ivmeler bu seviyeye inmiştir. 3. sensörde (hendeğin yakınında) ivme azalımı belirginken 5. ve 6. sensörlerde (hendekten uzakta) hendekli durum ile hendeksiz durumdaki ivme genlikleri birbirine daha yakındır. Çünkü dalga bariyerinden uzaklaşıldıkça hareketin kendisi sönümlenmiş, ivme genlikleri çok küçük olduğu için belirgin bir azalım görülememiştir.Her sensörde elde edilen kayıtlar frekans uzayında da incelenmiş ve maksimum Fourier büyüklükleri bulunmuştur. Bu Fourier genlikleri yine ilk sensörde elde edilen maksimum genliğe göre normalize edilmiştir. Yalıtım miktarının frekansa göre nasıl değiştiğini tespit etmek için hendekli durumdaki normalize Fourier genliği ile hendeksiz durumdaki normalize Fourier genliği oranlanarak bir azalım oranı (AR) tanımlanmıştır. Azalım hendekten sonra beklendiği için sadece hendekten sonraki sensörlerde (#3, #4, #5 ve #6) AR hesaplanmış, bu değerler de Tablo 2’deki gösterilmiştir.

Tablo 2. Normalize Hendek Derinliklerine Göre Azalım Oranları (AR)AR

D #3 #4 #5 #6 ORTALAMA

0.5 0.28 0.79 0.61 0.91 0.65

1.0 0.32 0.24 0.61 0.34 0.38

1.5 0.02 0.13 0.32 0.24 0.18

Titreşim frekansı arttıkça Rayleigh dalga boyu azalmış, böylece normalize edilmiş hendek derinliği de artmıştır. Buna göre hendekten sonraki her bir noktada normalize edilmiş hendek derinliği arttıkça azalım oranı düşmüş, daha iyi bir yalıtım performansı görülmüştür. Dalga bariyerinden uzaklaşıldıkça azalım oranı ise artmıştır. Çünkü daha önceden de söylenildiği gibi

0.001

0.01

0.1

1

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Norm

alize

İvm

e

Mesafe (m)

Hendeksiz Durum (D≈0.5)Hendeksiz Durum (D≈1.0)Hendeksiz Durum (D≈1.5)İçi Boş Hendek (D≈0.5)İçi Boş Hendek (D≈1.0)İçi Boş Hendek (D≈1.5)


1180


hendekten uzaklaşıldıkça titreşimler giderek sönümlenmiş, hendeksiz durumdaki ile hendekli durumdaki genlikler birbirine çok yakınlaşmıştır.

4. SONUÇLAR

Bu çalışmada içi boş hendek tipi dalga bariyerlerinde titreşim frekansı ve hendek derinliğinin titreşim yalıtım performansına etkisi incelenmiş ve aşağıdaki sonuçlar görülmüştür:

Titreşim yalıtımında Rayleigh dalga boyunun ve hendek derinliğinin yalıtım performansına etkisi açıkça görülmüş, Rayleigh dalga boyuna göre normalize edilmiş hendek derinliği (D) arttıkça titreşim yalıtımı performansının yükseldiği belirlenmiştir.Yapılan saha testleri doğrultusunda hendek tipi dalga bariyerlerin, D=0.5 iken %35, D=1.0 iken %62 ve D=1.5 iken ise %82 oranında titreşimleri azaltabildiği sonucuna varılmıştır. Ancak unutulmamalıdır ki, elde edilen bu sonuçlar farklı zeminlerde değişkenlik gösterebilir.Titreşim frekansı arttıkça Rayleigh dalga boyu azalır ve buna bağlı olarak normalize edilmiş hendek derinliği de artar. Bu nedenle titreşim frekansı arttıkça daha iyi bir yalıtım performansı elde edilmiştir. Bu performansın diğer bir nedeni de yüksek titreşim frekanslarında zeminin sönüm oranın yüksek olmasıdır. Hendeğin hemen ardındaki noktada yalıtım performansının en yüksek olduğu ve hendekten uzaklaştıkça bu performansın azaldığı görülmüştür. Bu durumun ortamdaki gürültüden veya alt tabakalardan yansıyan dalgaların hendekten uzak noktalarda yüzey dalgalarıyla üst üste binmesinden kaynaklanmış olduğu düşünülmektedir.

TEŞEKKÜR

Bu proje, Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi Rektörlüğü Bilimsel Araştırma Projeleri Koordinasyon Birimi tarafından 13-05 koduyla desteklenmiştir. Destek ve yardımlardan dolayı BAP Koordinatörlüğüne teşekkür ederiz.

KAYNAKLAR

[1] Miller, G.F., ve Pursey H. (1955), “On the Partition of Energy between Elastic Waves in a Semi-Infinite Solid”, Proc. Roy. Soc. Lond, Ser. A, Vol 233, 55-69.

[2] Richart, F. E., Hall, J. R., ve Woods, R. D. (1970), “Vibrations of Solids and Foundations”, Prentice-Hall.

[3] Ashwani, J., ve Soni D.K., “Foundation vibration isolation methods”, 3rd Wseas International Conference on Applied and Theoretical Mechanics, 14-16 Aralık 2007, Tenerife, İspanya.

[4] Çelebi, E., Fırat, S., Beyhan, G., Cankaya, I., Vural, I., ve Kırtel O. (2009), “Field experiments on wave propagation and vibration isolation by using wave barriers”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 29, 824-833.

[5] Woods, R. D. (1968), “Screening of surface waves in soils”, Journal of Soil Mechanics and Foundation Engineering Division (ASCE), Vol 94 (4), 951-979.

[6] Ulgen, D., ve Toygar, O. (2015), “Screening effectiveness of open and in-filled wave barriers: A full-scale experimental study”, Construction and Building Materials, Vol 86, 12-20.


1181


[7] Dolling, H. J. (1965), “Schwingungsisolierung von Bauwerken durch tiefe auf geeignete Weise stabilisierte Schlitze (Vibration isolation of buildings by means of deep, suitably stabilized trenches)”, VDI Bericht, Vol 88. 37-41.

[8] Dolling, H. J. (1970), “Abschirmung von erschütterungendurchbodenschlitze (Isolation of vibrations by trenches)”, Die Bautechnik, Vol 6, 193-204.

[9] Haupt, W. A., “Model tests on screening of surface waves”, Xth International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 15-19 Haziran 1981, Stockholm, İsveç.

[10] Alzawi, A., ve El Naggar M. H. (2011), “Full scale experimental study on vibration scattering using open and in-filled (Geofoam) wave barriers”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 31(3), 306–317.

[11] Al-Hussaini T. M., “Vibration isolation by wave barriers” PhD Dissertation, Buffalo: State University of New York, 1992.

[12] Beskos, D. E., Dasgupta, G , ve Vardoulakis, I. G. (1986), “Vibration Isolation Using Open or Filled Trenches”, Computational Mechanics, Vol 1, 43-63.

[13] Tsai P., ve Chang, T. (2009), “Effects of open trench siding on vibration-screening effectiveness using the two-dimensional boundary element method”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 29, 865-873.

[14] Saikia, A., ve Das, U. K. (2014), ”Analysis and design of open trench barriers in screening steady-state surface vibrations”, Earthquake Engineering and Engineering Vibration, Vol 13, 545-554.

[15] Ekanayake, S. D., Liyanapathirana, D. S., ve Leo C. J. (2014), “Attenuation of ground vibration using in-filled wave barriers”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 67, 290-300.

[16] Massarsch, K. R., “Vibration Isolation Using Gas-Filled Cushions”, Geo-Frontiers Congress, 24-26 Ocak 2005, Austin, Teksas, ABD.


1182


ÖN YÜZÜ BETON KAPLI KAYA DOLGU BARAJLARINDEPREM YÜKLERİ ALTINDAKİ İVME TEPKİLERİNİN

İNCELENMESİ

ACCELERATION RESPONSE OF CONCRETE FACED ROCKFILL DAMS SUBJECTED TO EARTHQUAKE LOADING

Selda DURMAZ1 Deniz ÜLGEN 2

ABSTRACT

Concrete faced rockfill dams (CFRD) are usually preferred by engineers since they have economic benefits, can be constructed high and they are safe against earthquakes. Investigation of dynamic response of these dams, commonly used in earthquake regions, have gained significant importance in recent years. For this reason, in the present study, response of CFRD under seismic loads are evaluated using finite element and equivalent linear methods. In dynamic analyses, seismic behavior of CFRD dams with varying slopes and heights are examined under four different scenario earthquakes. In consequence of analyses, variation of acceleration along dam body and horizontal displacements of dam are scrutinized. Furthermore, the effects of ground motion parameters and dam geometry on the dynamic behavior of CFRD are investigated.

Keywords: Rockfill dams, newmark method, finite element, acceleration response

ÖZET

Ön yüzü beton kaplı kaya dolgu (ÖYBKKD) barajlar yüksek inşa edilebilmesi, ekonomik avantajı ve depreme karşı dayanıklı olması nedeniyle mühendisler tarafından sıklıkla tercih edilmektedir. Son yıllarda, deprem bölgelerinde yaygın olarak kullanılan bu barajların dinamik tepkilerinin incelenmesi büyük önem kazanmıştır. Bu sebeple mevcut çalışmada, ÖYBKKD barajların sismik yükler altındaki tepkileri, sonlu elemanlar ve eşdeğer analiz yöntemi kullanılarak değerlendirilmiştir. Analizlerde, eğimleri ve yükseklikleri değişen ÖYBKKDbarajların sismik davranışları, dört farklı senaryo deprem altında incelenmiştir. Yapılan analizler neticesinde, ivmenin baraj gövdesi boyunca değişimi ve barajda meydana gelen yatay yer değiştirmeler irdelenmiştir. Ayrıca, yer hareketi parametrelerinin ve baraj geometrisinin, ÖYBKKD barajların dinamik davranışını üzerindeki etkileri araştırılmıştır.

Anahtar Kelimeler: Kaya dolgu barajlar, newmark metodu, sonlu elemanlar, ivme tepkisi.

*1 Araş.Gör., Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi Mühendislik Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected]

2 Yar.Doç.Dr., Muğla Sıtkı Koçman Üniversitesi Mühendislik Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, [email protected]


1183


1. GİRİŞ

Dünya nüfusundaki ve sanayileşmedeki hızlı artış, küresel ısınmanın etkilerinin hissedilir oranlara ulaşması su kontrolü ile ilgili stratejilerin geliştirilmesinde önemli rol oynamıştır. İçme suyu, sulama, taşkın kontrolü, enerji üretimi gibi hayati ihtiyaçlarımızı karşılamak amacıyla kullanılan, su kontrolündeki en etkin çözümlerden biri barajlardır. Ülkemizde, birçok barajın deprem yönünden yüksek risk taşıyan bölgelerde yapılması nedeniyle, barajların deprem yükleri altındaki davranışının incelenmesi büyük önem taşımaktadır. Depreme karşı dayanıklılığı, ani yüklemelerde boşluk suyu basıncı oluşumuna izin vermemesi, inşa sonrası kret oturmalarının düşük miktarlarda olması ÖYBKKD barajlara olan ilgiyi arttırmıştır. Okamoto [1] barajın kret bölgesinin barajın alt kısmına göre daha fazla titreştiğini, bu yüzden de toprak dolgu barajların tasarım aşamasında kret bölgesine fazlasıyla dikkat edilmesi gerektiğini söylemektedir. Özkan [2] (1998) bazı kaya dolgu barajlarda meydana gelen hasarları listelemiştir. Eylül 1985’te Meksika’daki 8.1 büyüklüğündeki depremde, 60 m yüksekliğindeki La Villita kaya dolgu barajında krette çatlaklar oluşmuş ve kaya dolgu zonunda yaklaşık 40 cm çökme gözlemlenmiştir. Bundan başka 5 Mayıs 1986’da, Türkiye’deki M=5.8 büyüklüğündeki Malatya depreminde, 57 m yüksekliğindeki Sürgü Barajı’nda, krette maksimum çatlak oluşmuş ve kretin memba kısmında 15 cm çökme görülmüştür. Literatürde barajlarda meydana gelen deformasyonlarla ilgili iyi tanımlanmış bir üst limit bulunmasa da, Hyness-Griffin ve Franklin [3] (1984) 100cm büyüklüğünde bir limit deformasyon önermiştir. Bayraktar ve Kartal [4] (2010) ÖYBKKD barajlardaki beton kaplamanın deprem anındaki doğrusal ve doğrusal olmayan davranışlarını inceledikleri çalışmalarında Torul barajını modellemiş ve beton kaplamanın kret bölgesinde dolgu malzemesinden daha çok deformasyon yaptığını gözlemlemişlerdir. Liu v.d [5] (2014) sarsma tablası kullanarak depreme dayanıklı kaya dolgu baraj kriterleri üzerinde durmuşlardır. Kret bölgesinde geogrid kullanımı, mansap bölgesindeki şevin kaya bloklar kullanılarak desteklenmesi, kret bölgesindeki dolgu malzemesi ile kaya dolgu arasına bağlayıcı madde uygulanması veya tamamen beton blok uygulaması yapılması gibi dört farklı güçlendirme yöntemi değerlendirilmiştir.Zhou v.d [6] (2010) yükseklik, vadi genişliği, baraj eğimi ve deprem spektrumlarının, barajların sismik tepkileri üzerindeki etkilerini incelemek için yaptıkları 1200 analiz sonucunda, vadi genişliği arttıkça baraj gövdesinde oluşan maksimum ivmelerin baraj ekseninden kıyılara doğru ötelendiği sonucuna varmışlardır. Ayrıca şev eğimindeki azalmaya (vadi genişliğinin artması) bağlı olarak krette oluşan maksimum ivme değerlerinde düşme gözlemlenmiştir. Yu v.d [7] (2012) kaya ve toprak dolgu barajların sismik tepkilerini etkileyen faktörleri incelemişlerdir. Yapılan çalışmalar sonucunda artan maksimum yer ivmesi karşısında maksimum kret ivmesinin azaldığı, barajın krete yakın bölümlerinde ivme büyütme oranlarında daha hızlı artış gözlendiği, şev eğimlerinin barajlardaki sismik tepkiler üzerindeki etkilerinin önemsiz derecelerde olduğunu belirtmişlerdir. Özener ve Beşli [8] (2014) toprak dolgu ve kaya dolgu barajların sismik tepkilerinin, baraj yüksekliği, şev eğimi ve maksimum yer ivmesi gibi değişkenlerle olan ilişkilerini incelemişlerdir. Yapılan analizler sonucunda maksimum yer ivmesindeki artışın, ivme büyütme oranlarında azalmaya sebep olduğu görülmüştür. Bununla birlikte, büyütme oranlarının baraj üst bölümünde krete oranla daha yüksek olduğu yönünde sonuçlar elde edilmiştir. İvme artışlarının şev eğimleri ile olan ilişkisi incelendiğinde, eğim değişimlerinin en çok baraj üst bölgesini etkilemesine karşın, barajların genel tepkilerinin bu değişimlerden ihmal edilebilir düzeyde etkilendiği sonucuna varmışlardır.Bu çalışmada, ÖYBKKD barajların deprem yükleri altındaki davranışlarının araştırılması ve dinamik tepkilerinin incelenmesi hedeflenmiştir. Bu amaçla, sonlu elemenlar metodu ile hesap yapan QUAKE/W bilgisayar programı kullanılarak farklı geometrik özelliklere sahip ÖYBKKD baraj modellerinin dinamik nümerik analizleri gerçekleştirilmiştir. Dinamik analizler, farklı frekans içeriğine sahip maksimum yer ivmeleri 0.2g ve 0.6g’ye göre


1184


ölçeklendirilmiş 4 farklı gerçek deprem kaydı altında yapılmıştır. Yapılan analizler sonucunda, baraj modellerinin dinamik davranışı ve baraj gövdesinin ivme tepkileri incelenmiştir. Analizlerden elde edilen sonuçlar, malzeme parametreleri ve baraj geometrik özellikleri ile ilişkilendirilerek ivme ve deplasman tepkileri ve baraj periyodunun maksimum yer ivmesi ile değişimi değerlendirilmiştir.

2. BARAJ MODELLEMESİ

2.1. Baraj Geometrilerinin Oluşturulması

Geometrik modelleme yapılırken memba ve mansap şev eğimlerinin birbirine eşit ve 1:1.4, 1:1.8 olmasına karar verilmiştir. Memba şevine, geçirimsizliği sağlamak amacıyla uygulanacak olan beton kaplamanın kalınlığının 50cm olarak seçilmesi literatürdeki çalışmalarla da örtüşmektedir. Oluşturulan modellerde 100m ve 200m olmak üzere iki farklı yükseklik kullanılmıştır. Kret genişliği, baraj yükseklikleriyle orantılı olacak şekilde 10m ve 20m olarak seçilmiştir.

2.2. Dolgu Malzemesinin Seçimi

Baraj gövdesinde dolgu malzemesi olarak kullanılacak olan kaya malzemenin özellikleri Tablo 1’de verilmiştir. Sismik yüklemelere maruz kalan barajlardaki en önemli parametreler kayma modülü ve sönümleme oranıdır. Deprem gibi tekrarlı yüklere maruz kalan malzemelerde, yükleme boyunca birim şekil değiştirmeler artarken kayma modülü azalmaktadır. Buna bağlı olarak da sönümleme oranlarının yüzdeleri artmaktadır. Malzemedeki doğrusal olmayan budavranışı analize yansıtabilmek için Jia v.d. [9] kaya dolgular için önerdiği birim şekil değiştirmeye bağlı kayma modülü değişimi ve sönüm oranı değişimi eğrileri kullanılmıştır (Şekil 1). Baraj gövdesi boyunca etkin gerilmeye bağlı olarak malzemedeki maksimum kayma modülünde artış gözlemlenir. Bu artışın analizlere yansıtılabilmesi için maksimum kayma modülünün (Gmax) hesaplanmasında Hardin v.d [10] tarafından önerilen ilişki (Eşt. 1) kullanılmıştır.

2/1)'.(.)1(

2)973.2(.3230max m

kAKOe

eG (1)

burada, e boşluluk oranını, σ’m etkin ortalama asal gerilmeyi, AKO ve k aşırı konsolidasyon oranı ve bu orana bağlı sabiti temsil etmektedir.

Tablo 6. Baraj Dolgu Malzemesinin Özellikleriİçsel Sürtünme

Açısı (ɸ) (ᴼ) Poisson Oranı Kohezyon(kN/m2)

Doygun Birim Ağırlık (kN/m3)

Kuru Birim Ağırlık (kN/m3)

40 0,2 0 24 22


1185


(a)

(b)Şekil 36. Kaya Dolgu Malzemesi Eğrileri (a) Kayma Modülü Azalım Eğrisi (b)Sönüm Oranı

Eğrisi (Jia v.d [9])

3. SENARYO DEPREMLERİNİN SEÇİMİ

Yapılan analizlerde Pasifik Deprem Mühendisliği Araştırma Merkezinin Kuvvetli Yer Hareketleri Veritabanından alınan gerçek deprem kayıtları kullanılmıştır. Barajın farklı frekans içeren dinamik hareketlerdeki tepkilerini belirlemek amacıyla, farklı baskın periyotlara sahip deprem kayıtları seçilmiştir (Tablo 2). Seçilen deprem kayıtları maksimum yer ivmeleri 0.2g ve 0.6g olacak sekilde ölçeklendirilmiştir. Bu depremlerin ivme zaman grafikleri ve tepki spektrumları Şekil 2’de sunulmuştur.

Tablo 7. Kullanılan Deprem Kayıtları

Adı Tarih Maksimum yer ivmesi(g)

Baskın Periyot(s)

Moment Büyüklüğü (Mw)

Cape Mendocino 1992 0.385 0.12 7.1Northridge 1994 0.401 0.22 6.7

Kobe 1995 0.503 0.44 6.9Düzce 1999 0.348 0.82 7.1


1186


(a)

(b)

(c)

(d)Şekil 37. Analizlerde Kullanılan Depremlerin İvme-Zaman Grafikleri ve Tepki

Spektrumları (a)Cape Mendocino (b)Düzce (c)Kobe (d)Northridge


1187


3. DİNAMİK ANALİZ

Dinamik analizler, sonlu elemanlar yöntemi kullanarak hesap yapan QUAKE/W paket programı ile gerçekleştirilmiştir. Bu programda, dinamik analizler 2 boyutlu düzlem birim şekil değiştirme (2D plain strain) koşullarında gerçekleştirilebilmekte ve zeminin dinamik yükler altındaki doğrusal olmayan davranışı eşdeğer doğrusal modelleme yöntemi ile çözülebilmektedir. Böylece, deprem yüklerine maruz kalan kaya dolgu malzemesindeki kayma mukavemeti ve sönüm oranındaki değişimler analizlere yansıtılabilmektedir. Şekil 3’te analizlerde kullanılan sonlu elemanlar modeli gösterilmiştir. Mansap ve memba şev eğimleri 1:1.4 ve 1:1.8, yükseklikleri 100m ve 200m olan baraj modellerinin tepkileri, 0.2g ve 0.6g maksimum yer ivmelerine göre ölçeklendirilmiş dört farklı deprem senaryosu altında toplam 32 dinamik analiz yaparak incelenmiştir. Dinamik analizde kullanılan parametreler Tablo 3’te özetlenmiştir.

Şekil 38. Sonlu Elemanlar Modeli

Tablo 8. Dinamik Analizde Kullanılacak Parametreler

4.BULGULAR

4.1. Baraj Doğal Titreşim Periyodu

Baraj modellerinin doğal titreşim periyodunu belirlemek amacıyla maksimum ivmesi 0.005g’ye göre ölçeklendirilen düşük şiddetteki deprem kayıtları kullanılmıştır. Yapılan dinamik analizler sonucunda, baraj kretinde elde edilen ivme tepki spektrumları, baraj tabanındaki ivme tepki spektrumlarına oranlanarak, ivmelerin hangi frekans veya periyotlarda

Memba-Mansap Şevi Eğimi

Baraj Yüksekliği(m)

İçsel Sürtünme Açısı (Ø) (ᴼ)

Maksimum Yer İvmesi

(g)1:1.4- 1:1.8 100-200 40 0.2-0.6


1188


ne kadar büyüdüğü veya küçüldüğü belirlenmiştir. Barajın ivmeyi en çok büyüttüğü periyot doğal titreşim olarak kabul edilmiştir (Okamoto [1]). Doğal titreşim periyotları 100m ve 200m yüksekliğindeki barajlar için sırasıyla 0.6s-1.2s ve 0.4s-0.8s aralığında bulunmuştur. Şekil 4, farklı maksimum yer ivmeleri için doğal titreşim periyodu aralığının değişimini göstermektedir. Şekil 4 incelendiğinde doğal titreşim periyodunun maksimum yer ivmesi ile arttığı görülmektedir. Maksimum yer ivmesinin artması ile birlikte kaya dolgu baraj malzemesinin kayma modülü azaldığı için baraj gövdesinin rijitliği azalmakta ve doğal titreşim periyodu yükselmektedir.

(a)

(b)Şekil 39. Baraj Doğal Titreşim Periyodu Aralığının Maksimum Yer İvmesine Göre Değişimi

(a) Baraj Yüksekliği 100m (b) Baraj Yüksekliği 200m

4.2. Baraj Gövdesi Boyunca İvme ve Deplasman Değişimleri

Yapılan dinamik analizler sonucunda, hesaplanan maksimum ivmeler, maksimum yer ivmesi ile normalize edilmiş ve normalize ivme değerlerinin baraj gövdesi boyunca değişimi Şekil 5’te ve Şekil 6’da gösterilmiştir. Bu değerler, yüksekliği 100m olan barajda 12.5m, yüksekliği 200m olan barajda ise 25m aralıklarla verilmiştir. Bununla birlikte, kret ivmelerinin, maksimum yer ivmesine oranının (ac/am) maksimum yer ivmesine göre değişimi Şekil 7’de sunulmuştur.


1189


(a) (b)

(c) (d)Şekil 40. Yüksekliği 100m Olan Baraj Modelindeki Normalize İvme Değişimi

(a)Cape Mendocino (b)Düzce (c)Kobe (d)Northridge

(a) (b)


1190


(c) (d)Şekil 41. Yüksekliği 200m Olan Baraj Modelindeki Normalize İvme Değişimi (a)Cape

Mendocino (b)Düzce (c)Kobe (d)Northridge

Şekil 42. Maksimum Yer İvmesinin Normalize İvmelere Göre Dağılımı

Şekil 5, Şekil 6 ve Şekil 7 detaylı olarak incelendiğinde, baraj gövdesinin eğiminin ivme tepkilerine oldukça az etkisi olduğu tespit edilmiştir. Maksimum yer ivmesi 0.2g ve 0.6g olandeprem hareketleri ile yapılan analizlerde, baraj taban ivmesinin krette sırasıyla 1.1-2.7 ve 0.6-1.4 katına çıktığı belirlenmiştir. Baraj yüksekliği ve maksimum yer ivmesi değeri arttıkça baraj gövdesinde meydana gelen ivme büyütmelerinin azaldığı tespit edilmiştir. Bu durum, baraj doğal titreşim periyodunun artması ile ilişkilendirilebilir. Ayrıca, baraj dolgu malzemesindeki sönüm oranının artması ile ivme büyütmesinin azalmış olabileceği düşünülmektedir. Baraj gövdesi boyunca hesaplanan maksimum yer ivmelerinin, kretin dörtte bir baraj yüksekliği (1/4H) altında kalan seviyeden itibaren ani artış gösterdiği belirlenmiştir. Buna göre, deprem yükleri altında baraj gövdesinde kret bölgesinde meydana gelen deformasyonlar daha yüksek olduğu için Liu v.d [5] tarafından önerilen geogrid güçlendirmesinin oldukça makul olduğu düşünülmektedir. Şekil 8’de ve Şekil 9’da, baraj tabanına göre baraj gövdesinde meydana gelen maksimum bağıl yer değiştirmelerinin değişimini gösteren eğriler verilmiştir. Baraj gövdesi eğiminin maksimum bağıl yer değiştirmesi üzerinde hemen hemen hiçbir etkisi olmadığı belirlenmiştir. Bununla birlikte, yer hareketi parametrelerinin (ivme, frekans ve deprem süresi) baraj yer değiştirme tepkilerinde büyük etkisi bulunduğu tespit edilmiştir.


1191


(a) (b)

(c) (d)Şekil 43. Yüksekliği 100m Olan Baraj Modelindeki Bağıl Yer Değiştirmeler


(a) (b)


1192


(c) (d)Şekil 44. Yüksekliği 200m Olan Baraj Modelindeki Bağıl Yer Değiştirmeler


4.SONUÇLAR

Bu çalışmada, ÖYBKKD barajlarının deprem yükleri altındaki dinamik tepkisi incelenmiştir. Yapılan 32 dinamik analizde, yer hareketi parametrelerinin ve baraj geometrisinin baraj gövdesinin periyodu ve ivme tepkisi üzerine etkisi araştırılmıştır. Elde edilen sonuçlar değerlendirildiğinde aşağıdaki sonuçlara varılmıştır:1) Baraj gövdesi eğiminin, baraj gövdesi boyunca meydana gelen ivme ve deformasyonların değişimine etkisinin ihmal edilebilecek kadar düşük olduğu belirlenmiştir.2) Maksimum yer hareketi parametrelerinin barajın dinamik tepkileri üzerinde oldukça etkili olduğu tespit edilmiştir. Bu yüzden tasarım aşamasında senaryo deprem seçiminin çok önemli olduğu düşünülmektedir.3) Baraj periyodunun maksimum yer ivmesi ile arttığı görülmüştür. Maksimum yer ivmesinin artışı ile kaya dolgu malzemesinin birim deformasyonlarının arttığı ve kayma modülünün azaldığı düşünülecek olursa, periyottaki yükselme beklenen bir sonuçtur. 4) Maksimum yer ivmesinin ve baraj yüksekliğinin artması ile baraj gövdesinin meydana getirdiği ivme büyütmeleri azalmaktadır. Bu durum, baraj periyodunun ve kaya dolgu malzemesindeki sönüm oranının artması ile ilişkilendirilebilir.5) Baraj kret bölgesinin davranışı incelendiğinde, kretin 1/4 baraj yüksekliği altında olan bölgede ivme ve deformasyon değerlerinde hızlı bir artış gözlemlenmiştir. Kret bölgesinin dinamik tepkilerinin barajın bütününe kıyasla daha yüksek oluşu, bu bölgede güçlendirme yapılmasının uygun olduğunu göstermiştir.

KAYNAKLAR

[1] Okamoto, S. (1984), “Introduction to Earthquake Engineering 2nd Edition”, University of Tokyo Press, pp.466-477.

[2] Ozkan, M.Y., 1998. “Review of Considerations on Seismic Safety of Embankment and Earth and Rock-Fill Dams”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 17, pp. 439-458.

[3] Hyness-Griffin, M.E., Franklin, A.G., 1984. “Rationalizing the Seismic Coefficient Method”, Miscellaneous Paper GL-84-13, US Army Corps of Engineers,Washington, DC 20314.


1193


[4] Bayraktar, A., Kartal, M. E., “Linear and Nonlinear Response of Concrete Slab on CFR Dam During Earthquake.” Soil Dynamics and Earthquake Engineering 2010;30: 990–100

[5] Liu, J., Liu, F., Kong, X., Yu, L.,“Large-scale Shaking Table Model Tests of Aseismic Measures for Concrete Faced Rock-fill Dams” Soil Dynamics and Earthquake Engineering 61-62(2014)152–163

[6] Zhou, H., Li, J., Kang, F.,“Distribution of Acceleration and Empirical Formula for Calculating Maximum Acceleration of Rockfill Dams” J. Cent. South Univ. Technol. (2010) 17: 642−647

[7] Yu, L., Kong, X., Xu, B. “Seismic Response Characteristics of Earthfill and Rockfill Dams.” 15th world Conference on Earthquake Engineering, 24-28 Eylül 2012, Lizbon

[8] Özener, P., Beşli, M.K., Investigation of Effects on Seismic Response Characteristics of Earthfill and Rockfill Dams” 10th National Conference on Earthquake Engineering, 21-25 Temmuz 2014, Alaska

[9] Jia, Y.F., Chi, S.C., “Application of Rockfill Dynamical Characteristic Statistic Curve in Mid-small Scale Concrete Face Dam Dynamic Analysis” 15th World Conference on Earthquake Engineering, 24-28 Eylül 2012, Lizbon

[10] Hardin, B.O., and Drnevich, V.P., 1972. “Shear Modulus and Damping in Soils:Design Equations and Curves”, Journal of Soil Mechanics and Foundations Divisions, ASCE, Vol.98, No. SM7, pp. 667-692


1194


KIBRIS ZEMİNLERİNİN ÖZELLİKLERİ VE QUASITRANSFER SPEKTRUMLARI İLE İLİŞKİSİ

THE PROPERTIES OF THE CYPRUS SOILS AND THE RELATIONSHIP BETWEEN QUASI TRANSFER SPECTRUMS

Cavit ATALAR1 Braja M. DAS2 Mustafa AKGÜN3

Hilmi DİNDAR4 Özkan Cevdet ÖZDAĞ5 Yaprak İPEK6

ABSTRACT

Swelling clays, alluvial soils, and evaporitic rocks constitute the most soils of Cyprus. North Cyprus is almost completely covered by clayey formations and alluvial soils.The occurrence of Cyprus clays is the result of the alteration of the Troodos ophiolite, the limestones and dolomites of the North Cyprus (Kyrenia) zone and chalks of the South Cyprus zone with biogenic origin and have caused the development of the high montmorillonite (smectite) and calcium corbonate content. Cyprus has a subtropical climate - Mediterranean and semi-arid,warm to hot, dry summers and mild to cool, wet winters. Damages occur at the stuctures buildovertThe overconsolidated clays of Mesaoria zone and Kythrea Group due to increase in volume, when they get wet and shrink when they dry. Landslides occur at the slopes which contain high clay content. The low bearing capacity alluviums are widespread at Mesaoria plain, Nicosia, Famagusta, east and west shores. Massive damages are found at historical buildings built on alluviums due to settlements and sinkage. During the last 15 years several geotechnical investigations at north and south Nicosia have been reported in the literature which relate to the prevention of damages and restoration to historical buildings. UD, SPT, and core samples taken from the boreholes are tested in the laboratory for mechanical (grading) analysis, moisture content, unit weight, specific gravity, Atterberg limits, and CaCO3 content. X-ray diffraction (XRD), Scanning Electron microprobe (SEM) and Energy Dispersive X –Ray (EDX) analysis are also conducted. Soil resonance frequency obtained by common evaluation accelometer & broadband seismograms, Vs30 values (www.usgs.gov), QTS, and soil model at SM03 location and dominant soil vibration periods were determined.

Keywords: Swelling clays, alluvium, marns, smectite, quasi transfer spectrum.

1 Prof. Dr, Yakın Doğu Üniversitesi Mühendislik Fakültesi İnşaat Mühendisliği Bölümü ,[email protected] Prof. Dr., Dean Emeretus California State University, Sacramento, Henderson, Nevada, U.S.A, [email protected] Prof. Dr., Jeof. Müh., Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü [email protected] Jeof. Yük. Müh., Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Jeofizik Mühendisliği Anabilim Dalı, [email protected] Jeof. Yük. Müh. Uzman, Dokuz Eylül Üniversitesi Rektörlüğü, [email protected] Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Jeofizik Mühendisliği Bölümü, [email protected]


1195


ÖZET

Kıbrıs zeminlerinin büyük bir bölümünü şişen killer, alüvyonlar ve evaporitik kayaçlar oluşturur. Kuzey Kıbrıs hemen hemen tamamıyle killi formasyonlar ve alüvyonlar ile kaplıdır. Kıbrıs killeri Trodos ofiyoliti, Kuzey Kıbrıs (Girne) zonundaki kireçtaşı ve dolomitler ile Güney Kıbrıs zonundaki tebeşirlerin killerin oluşumunda kaynak olması ve biojenik oluşum, killi formasyonların yüksek oranda montmorillonit (smektit) ve kalsium karbonat içermelerini sağlamıştır. Mesarya zonu ve Değirmenlik grubunda bulunan aşırı konsolide killi zeminlerin kurak yarı-kurak akdeniz iklimine bağlı olarak su içeriğinin artmasıyle şişmesi, azalmasıyle ise büzülmesi sonucu yapılarda hasarlar oluşmaktadır. Yüksek kil oranı içeren şevlerde heyelanlar oluşur. Düşük taşıma kapasiteli alüvyonlar çok yaygın olarak Mesarya ovasında, Lefkoşa, GaziMağusa ile doğu ve batı kıyılarda gözlenir. Alüvyonlar üzerine inşa edilen tarihi yapılarda oturmalardan veya göçmelerden dolayı büyük hasarlara rastlanmaktadır. Son onbeş yıl içerisinde yapılarda meydana gelen hasarları önlemek ve tarihi binaların restorasyonu için Kuzey ve Güney Lefkoşa’da geoteknik incelemeler yapılmıştır. UD, SPT ve karot sondaj örnekleri alınarak laboratuvarda elek analizleri, doğal su içeriği, birim ağırlık, özgül ağırlık, Atterberg limitleri ve kalsiyum karbonat (CaCO3) miktarlarının belirlenmesi için deneyler yapılmıştır. Elektron mikroskop (SEM), yarı kantitatif (XRD) ve yarı kantitatif (EDX) element analizleri de yapılmıştır. UD, SPT, and core samples taken from the boreholes are tested in the laboratory for mechanical (grading) analysis, moisture content, unit weight, specific gravity, Atterberg limits, and CaCO3 content. X-ray diffraction (XRD), Scanning Electron microprobe (SEM) and Energy Dispersive X –Ray (EDX) analysis are also conducted. Quasi Transfer Spektrumlar ve www.usgs.gov çalışmalarından sağlanan Vs30 hız dağılım haritası ile SM03 KYH hareketi istasyonunda tanımlanmış zemin profili ve eş zamanlı olarak elde edilmiş KYH ve broad band sismogramlarının ortak değerlendirilmesi yapılarak zemin hakim periyot değerleri tanımlanmıştır.

Anahtar Kelimeler: Şişen killer, alüvyonlar, marnlar, smektit, quasi transfer spektrumu.

1. GİRİŞ

Yabancı ülkelerin ve kuruluşların finansal desteği ile Rumlar 1982 yılından itibaren bazı büyük yerleşim yerlerinin 1:10 000 ve 1:25 000 ölçekli geoteknik haritalarını yapmıştır. Güney Lefkoşa’nın 1:25 000 ölçekli geoteknik haritası 1982 yılında tamamlanmıştır (GSD, 1982). KKTC’de 1974 yılından itibaren Türkiye’nin finanse ettiği baraj ve yol projelerinde geoteknik çalışmalar yapılmıştır. T.C. Maden Tetkik ve Arama Genel Müdürlüğü ile 1976 yılında kurulan KKTC Jeoloji ve Maden Dairesi arasında imzalanan protokol neticesinde “KKTC Doğal Kaynaklarını Araştırma ve Geliştirme Projesi” kapsamında 1996-2000 yılları arasında 1:25 000 ölçekli KKTC jeoloji haritaları yapılmış ve Kuzey Kıbrıs’ın temel jeolojik özellikleri yayınlanmıştır [1]. 2000 yılından itibaren Birleşmiş Milletlerin Kıbrıs’ta finanse ettiği iki toplumlu projeler çerçevesinde KKTC’de Deprem ve Şişen Killer projeleri yapılmıştır (Atalar, 2001). 2001-2002 yılları arasında “Şişen Killer: Kıbrıs Yapıları için Sürekli Tehdit” projesi çalışmaları kapsamında Kuzey Lefkoşa ve civarının 1:5 000 ölçekli jeoloji ve mühendislik jeoloji haritaları yapılmıştır [2, 3, 4].2000 yılından itibaren Birleşmiş Milletlerin Kıbrıs’ta finanse ettiği iki toplumlu projeler çerçevesinde KKTC’de Deprem ve Şişen Killer projeleri yapılmıştır. 2001-2002 yılları arasında “Şişen Killer: Kıbrıs Yapıları için Sürekli Tehdit” projeleri çalışmaları kapsamında Kıbrıslı Türkler tarafından Kuzey Lefkoşa ve Kıbrıslı Rumlar tarafından Güney Lefkoşa da geoteknik incelemeler yapılmıştır. 2000-2003 yılları arasında “Lefkoşa için sismik tehlike ve


1196


risk değerlendirme” projesi kapsamında Amerikalı uzmanlarla birlikte Kıbrıslı Türkler tarafından Kuzey Lefkoşa ve Kıbrıslı Rumlar tarafından Güney Lefkoşa’da geoteknik incelemeler de yapılmıştır [5, 6]. Son on yılda Birleşmiş Milletler ve Avrupa Birliğininin tarihi binaların restorasyonu için finanse ettiği projeler için yapılan zemin incelemeleri ile de önemli bilgiler elde edilmiştir [7, 8]. Şişen Killer projesi ile hasarlar incelenmiş (Şekil 1). Tarihi yapılarda meydana gelen hasarların bir kısmı restorasyon çalışmaları ile onarılmaktadır (Şekil 2).

Şekil 1. Tek katlı evde şişen kil hasarı Şekil 2. Bedesten (tarihi bina) hasarı

2. JEOLOJİ

Kıbrıs; Afrika ve Avrasya levhalarının kesişme çizgisinin kuzeyinde ve Arab platformunun batısında bu üç levhanın keşişme alanında bulunmaktadır. Kıbrıs’ın jeolojik yapısı Doğu Akdeniz Bölgesinin jeolojik özelliklerini anlamada önemli rol oynar. Doğu Akdeniz Bölgesindeki yoğun jeolojik araştırmalara ve Trodos ofiyolitinin en fazla incelenen ofiyolit kompleksi olmasına rağmen, Kıbrıs’ın jeolojik birimlere ayrılması konusunda fikir birliğine ulaşılamamıştır. Kıbrıs topoğrafyasına bağlı olarak genellikle kuzeyden güneye doğru üç ana jeolojik birime ayrılmıştır. Girne Zonu, Mesarya Zonu ve Trodos Zonu. Bazı araştırmacılar Mamonya Kompleksini de dördüncü zon olarak ayırmıştır [9]. Kıbrıs, jeolojik evrim ve jeolojik birimlerin taşınmalarına bağlı olarak altı jeolojik zona ayrılabilir [10]; (1) Trodos Zonu veya Trodos Ofioliti, (2) Kuzey Kıbrıs (Girne) Zonu, (3) Mamonya Zonu veya Mamonya Kompleksi, (4) Güney Kıbrıs Zonu, (5) Mesarya Zonu ve (6) Alüvyonlar (Şekil 3).

3. KIBRIS ZEMİNLERİ

Kıbrıs zeminlerinin büyük bir bölümünü şişen killer ve alüvyonlar ile evaporitik kayaçlar, dolgu ve maden artıkları oluşturur [11]. Trodos ofiyoliti Kıbrıs killerinin en önemli kaynağını oluşturur. Trodos ofiyolitinin bazik ve ultra bazik kayaçlarının ayrışması neticesinde bentonitler oluşmuştur. Yastık lavlarının oluşmasından sonra meydana gelen hidrotermal solüsyonun yastık lavlarını ayrıştırması sonucu bentonitler oluşmuştur. Kıbrıs killerinin oluşumu, Trodos ofiyolitinin ayrışması ile başlamış ve Kretase sonrası pelajik tortul olarak devam ederek günümüze kadar gelmiştir. Kuzey Kıbrıs kireçtaşları ve dolomitleri ile Güney Kıbrıs tebeşirlerinin killerin oluşumunda kaynak olması ve biojenik oluşum, kiltaşlarının (marnların) kalsiyum karbonat içermelerini sağlamıştır [12]. Çakıl, kum, silt ve killerden oluşan alüvyonlar çok yaygın olarak doğu-batı istikametinde Mesarya ovasında gözlenir. Mesarya ovasının batıda denize ulaştığı ve bilhassa doğuda GaziMağusa’da denize ulaştığı yerde geniş alanları kaplarlar. Alüvyonlar içerdikleri su oranlarına göre genellikle kışları gevşek, yazları ise orta sert özelliktedir. Konsolide ve aşırı konsolide sert killi zeminler Beşparmak sıradağlarının yamaçlarının tamamını, Lefkoşa, GaziMağusa, Çamlıbel gibi yerleşim birimlerinin büyük bölümünü yüzeyler. Kıbrıs zeminlerini beş ana guruba ayırabiliriz [10, 13]; 1. Bentonitik


1197


zeminler, 2. Mamonya Kompleksi zeminleri, 3. Değirmenlik grubu zeminleri, 4. Mesarya zonu zeminleri ve 5. Alüvyon zeminler (Şekil 4).

Şekil 3. Kıbrıs jeolojik birimlerinin dağılımı (GSD, 2002’den değiştirilerek).

Sorunlu Kıbrıs zeminlerini aşırı konsolide killer ve alüvyonlar olarak iki ana gruba ayırabiliriz. Killer, kil oranı ve buna bağlı olarak plastisitesi orta-çok yüksek, şişme potansiyeli orta-çok yüksek olan konsolide ve aşırı konsolide sert zeminlerdir. Alüvyonlar, gevşek ve orta sert özelliktedir. Alüvyonların bazı seviyelerinde kil oranı bulunsa bile düşük-orta şişme potansiyelinden ve gevşek ve boşluklu özelliğinden dolayı sadece oturmalara bağlı hasarlara, konsolide ve aşırı konsolide sert zeminler ise su içeriğinin artışı ile kabarma ve su içeriğinin düşmesi ile büzülmelerinden dolayı oturmalara bağlı hasarlara neden olmaktadırlar. Kıbrıs zeminlerinin likit limit ve şişme potansiyelleri Tablo 1 gösterilmiştir.

3.1. Bentonitik zeminler

Trodos ofiyoliti içerisindeki yastık lavların ayrışması neticesinde ilk olarak bentonitik killer oluşmuştur. Bafta ve daha az yaygın olarak güneyde Limasol yakınlarında Moni’de ve doğuda Gazi Mağusa’nın güneyinde Paralimni de bulunur. KKTC sınırları içerisinde sadece Güney Kıbrıs sınırına yakın Yiğitler köyünde gözlenir. Kıbrıs bentonitleri düşük şişme potansiyelli Kalsiyum montmorillonitten oluşur. %35 oranından fazla kalsiyum montmorillonit minerali içerir. Yüksek şişme potansiyelli potasyum montmorillonit içermezler. Buna rağmen Bentonitik killer, en yüksek şişme potansiyeli gösteren killerdir [12].

3.2. Mamonya Kompleksi zeminleri

Adanın güney batısında Baf kasabası yakınlarında gözlenen, Orta Triyas-Üst Kretase yaşlı killerdir. Orta ile çok yüksek şişme potansiyeli gösteren bu kompleks içerisinde genellikle heyelanlar oluşmaktadır.

GİRNE

●

Kuzey Kıbrıs (Girne) Zonu

Trodos ofiyolit Zonu

ÜMesarya Zonu

Güney Kıbrıs Zonu Mamonya Zonu

BAF ●

● LARNAKA

● LİMASOL Ölçek

0____10____20km

● GAZİMAĞUSA


1198


Şekil 4. Kıbrıs Zeminlerinin Dağılımı (GSD, 1995’den değiştirilerek).

Tablo 1. Kıbrıs Zeminlerinin likit limit ve şişme potansiyeli. Zeminler Likit Limit (LL) Şişme Potansiyeli

Alüvyonlar 48’e kadar Düşük-OrtaLefkoşa killer 53 - 91 Yüksek–Çok YüksekDeğirmenlik killeri 47 - 73 Orta – YüksekBentonitik killer 55 - 210 Orta – Çok YüksekMamonya killeri 33 - 167 Yüksek–Çok Yüksek

3.3. Değirmenlik Grubu zeminleri

Değirmenlik grubu sadece KKTC sınırları içerisinde gözlenir ve Beşparmak sıradağlarının kuzey ve güney yamaçlarını doğudan batıya tamamıyle kaplar. Değirmenlik grubu formasyonları içerisinde bulunan bir kaç metreden onlarca metreye ulaşan kalsiyum karbonatlı kiltaşları (marn) değişik şişme potansiyeli gösterir [14].

3.4. Mesarya Zonu zeminleri

Adanın ortasında doğudan batıya doğru bir kuşak gibi ve güneybatı ile batısında, yüksek ve çok yüksek şişme potansiyeli gösteren killer Pliyosen-erken Kuvaterner yaşlı Mesarya zonu içerisinde bulunur. Lefkoşa, GaziMağusa, Larnaka ve Poli gibi büyük yerleşim yerlerinde gözlenir. Lefkoşa'nın ve GaziMağusa'nın güney kısımlarını tamamıyle kaplar. Çamlıbel’de devamlı olarak küçük heyelanlara neden olmaktadır [15]. Mesarya zonu genellikle kalsiyum karbonat miktarı yüksek kiltaşı (marn) ve kalkarenitlerden oluşur. İçerisinde çakıl, kireçtaşı ve konglomeralar da bulunur. Marnlar yüksek oranda montmorillonit (smektit) ve daha düşük oranda illit ve kaolin kil minarelleri içerir. Apolos ve Gürpınar formasyonlarının bazı seviyeleri de kil içerir.


1199


3.5. Alüvyon zeminler

Kıbrıs’ın en genç zeminleridir. Çakıl, kum, silt ve killerden oluşan alüvyonlar Mesarya ovasında, genellikle Lefkoşa, GaziMağusa ile doğu ve batı kıyılarda çok yaygındır. Diğer Zeminler: Jipsler, doğuda GaziMağusa boğazının kuzeyinden batıda Yılmazköy batısına kadar bir kuşak halinde uzanır. Lefke ve Gemikonağında maden artıkları ile kaplı zeminler vardır. Lefkoşa ve GaziMağusa gibi büyük yerleşim yerlerinde dolgu zeminlere rastlanır.

3.1.1. Lefkoşa Zeminleri

Surlar içi ve surların etrafı genellikle dolgu ve alüvyonlarla kaplıdır. Düşük taşıma kapasitesine sahip alüvyonlar güneydoğu ile güneybatıda Kanlıdere yatağında ve kuzeydoğuda eski Kanlıdere yatağında bulunur. Lefkoşanın doğusu ve batısı aşırı konsolide killi zeminlerle kaplıdır [16, 17]. Şehrin güneydoğu ve güneybatısında geniş alanlar çimentolanmamış çakıllarla kaplıdır. Yüksek taşıma kapasiteli kalkarenit, kumtaşı ve kireçtaşı güney ve güneydoğuda yaygındır [18, 19]. Lefkoşa zeminleri, alüvyon, Mesarya (Apalos ve Lefkoşa) grubu ve Değirmenlik grubu olarak ayrılır (Tablo 2).

Tablo 2. Lefkoşa zeminlerinin Likid limit ve SPT N değerleriZemin Tipi Likit Limit SPT N

Dolgu 35 - 44 13 - RAlüvyon 25 - 115 2 - RApalos 52 - 113 68 - RAtalasa 42 - 108 55 - R

Lefkoşa (Nicosia) 38 - 119 21 - 75Yazılıtepe (Lapatza) 35 – 73 69 - R

Değirmenlik (Kythrea) 25 - 73 R

3.1.1.1. Değirmenlik Grubu

Kalınlığının 3,000 m dolayında olduğu tahmin edilmektedir. Kuzey Lefkoşa’nın tamamıyle kaplar. Genellikle türbiditik karakterde kumtaşı, silttaşı-kiltaşlarından oluşan formasyonlar içerir (Şekil 5). Düşük ile yüksek şişme potansiyeli gösterir [20, 21, 6].

3.1.1.2. Mesarya Grubu

Genellikle Güney Lefkoşa da yayılım gösterir. 900 m varan bir kalınlığı vardır. Atalassa üyesi çakıl-kum ve kum-kalkarenit (Lefkoşa kumtaşı) (Şekil 6), Kephales üyesi çakıl-kum, Lefkoşa veya Çamlıbel üyesi kalsiyum karbonatlı kiltaşı (marn) ve taban konglomera üyesi çakıl-kum’dan oluşur. Kuzey Lefkoşa sondajlarında da Lefkoşa kiltaşına rastlanmıştır. Mesarya grubunun bütün üyeleri genelde orta ile çok yüksek şişme potansiyeli gösterirler [22, 23]. Bazı kaynaklarda Mesarya grubunu Lefkoşa kiltaşları olarak da göstermektedirler. Mesarya grubunun Apalos, Atalasa ve Lefkoşa killerinde benzer likit limit değerlerine rastlanmıştır.


1200


Şekil 5. Değirmenlik grubu Şekil 6. Lefkoşa kumtaşı formasyonu

3.1.1.3. Alüvyon zeminler

Birkaç derenin birleşme noktası olmasından ve az eğimli olmasından dolayı Lefkoşa’nın büyük kısmı 22 metreye varan kalınlıkta alüvyonlarla kaplıdır. İnce daneli alüvyonlar yüksek oranda smektit içerir. Genelde iri ve ince daneli zeminler birlikte bulunur. Bazı hallerde sadece çakıllı kısımları (Şekil 7) daha sık ise kumlu kısımlar (Şekil 8) olarak bulunur. Koyu renkli alüvyonlar %15 ile %22, açık renkliler ise %27 ile %40 arasında CaCO3 içerir [24]. En düşük SPT değerleri ince daneli alüvyon zeminlerde bulunmuştur.

Şekil 7. Çakıllı alüvyonlar Şekil 8. Kumlu alüvyonlar

4. LABORATUVAR ANALİZLERİ

Kuzey ve Güney Lefkoşa surlariçi zeminlerinin özellikleri Tablo 5 ve 6 ’de gösterilmiştir. En düşük likit limit (LL) değerleri 32-38 arasında bütün zeminlerde tesbit edilmiştir. En yüksek likit limit (LL) değerleri 87 ve 92 olarak Lefkoşa sarı-gri kiltaşlarında tesbit edilmiştir. Bu iki örnekte ayni zamanda en yüksek su içeriği oranları 32.5 ve 34.1 bulunmuştur. Likit limit (LL) değerlerinin yükselişine bağlı olarak kil, montmorillonit ve su içeriği oranları artmaktadır. Kalsiyum karbonat (CaCO3) değerleri açık renkli zeminlerde artmaktadır. Yüksek kalsiyum karbonat (CaCO3) değerleri bulunan zeminlerde likit limit (LL) değerlerinin daha düşük olduğu görülmüştür. En yüksek kalsiyum karbonat (CaCO3) değeri 64 olarak tesbit edilen SHN 10


1201


(45.5 - 45.7) örneği ayni zamanda en yüksek kil değerini de ihtiva ettiği halde likit limit (LL) değerleri 56 olarak belirlenmiştir.

4.1. XRD analizleri

Bedesten incelemelerinde alüvyonların killi kısımlarından iki ve Lefkoşa kiltaşlarından üç olmak üzere toplam beş örneğin XRD analizleri yapılmıştır (Şekil 9). Analizler neticesinde en fazla bulunan mineraller sırasıyle kalsit, kuvars, plajyoklaz, mika, dolomit ile en fazla bulunan kil mineralleri sırasıyle montmorillonit (smektit), klorit veya kaolen grubu ve illittir. Alüvyon ve marnlar, %10 ile %30 arasında montmorillonit (smektit), %5 ile %10 arasında illit ve klorit veya kaolinit kil minerali içerir. %30 ile 65% arasında kalsit, %2 ile 6% arasında kuvars, %4 ile 15 % arasında feldispat, %2 ile %9 arasında dolomit minerali içerir.

Şekil 9. XRD analizi (BD-4, 15.50 – 15.80)

Şekil 10. Yarı kantitatif (EDX) element analizleri


1202


4.2. EDX ve Elektron mikroskop (SEM) Analizleri

Lefkoşa killerinde kalsiyum karbonat oranı yüksek olup, kil minerallerinin şerit yapılı oluşturduğu yumaksı yapılar ok 1(alt) illit türü kil mineralini işaretlemektedir. EDX analizinde Si, Al, K piklerinin birlikteliği de illit oluşumunu desteklemektedir (Şekil 10). Mg piklerinin de yer yer belirginleştiği için bu killer karışık tabakalı illit-smektit türündendirler. Fe oranındaki artış ≥ %10 doğrudan kil alanının yakınında bulunan Fe’li minerallerin (ofiyolit kökenli olabilir) yansıması olabilir. Kayaç içerisinde kil mineralleri boşluk alanlarını tam olarak doldurmamıştır. Kayaçta

porosite korunmuştur (üst oklar). Ok 2 (alt) bir numaralı tanenin kimyasal bileşimine benzer özelliktedir. Bununla birlikte şeritsel - lifsi yapı özelliği yerine daha masiv-levhamsı bir yapı sergiler. Aynı zamanda bu iki tanenin kimyasal bileşiminde ≥10% Fe2O3’ünde bulunması örneğin kil mineralojisine yer yer klorit-smektit türünün de eşlik ettiğini işaretlemektedir (Şekil 11).

Şekil 11. Elektron mikroskop görüntüsü (BD-4, 15.50 – 15.80m)

5. QUASI TRANSFER SPEKTRUMLARININ ELDESİ

Yapılan birçok araştırma, tek bir yerdeki mikrotremorların yatay spektrumlarının düşey spektrumlarına oranlanmasıyla bölgesel yer etkilerinin hesaplanabildiğini göstermiştir [25]. Bu fikir 1989’ da Yutaka Nakamura tarafından açıklanmıştır. Yüzey jeolojisinden kaynaklanan yer etkileri genellikle yüzeydeki yumuşak zemindeki (Hs) deprem kayıtlarının yatay bileşeni ile temel kayanın (HB) yüzeydeki yatay bileşeni arasındaki spektral oran (SR) olarak kabul edilir ve (1) bağıntısı ile tanımlanır. = / (1)

Bu teknik Nakamura (1989) [26] tarafından ortaya konmuş ve Japonya’da ve bütün dünyada uzun zamandır kullanılmaktadır. Tekniğin dayandığı varsayımlar aşağıda özetlenmiştir. Mikrotremorlar, birçok dalgadan özellikle temel kaya çevresinde yüzeylenen yumuşak


1203


zeminden yayılan Rayleigh dalgasından oluşur. Rayleigh dalgası etkisi (ERW) gürültüdür ve tabaka tabanından (VB) değil de yüzeydeki (VS) düşey spektrumdan kaynaklanır ve (2) bağıntısı ile tanımlanır. = / (2)

Mikrotremor hareketinin düşey bileşeni yumuşak zemin tarafından büyütülmez. Mikrotremor hareketi üzerindeki Rayleigh dalgası etkisi düşey ve yatay bileşene eşittir. Geniş bir frekans aralığında (0,2–20 Hz) temel kayada yatay ve düşey bileşen bir farklılık göstermez ve (3) bağıntısı ile tanımlanır. / = 1 (3)

Yatay ve düşey bileşen arasında spektral oran arka planda yumuşak zeminden kaynaklanan Rayleigh dalgası etkisi gürültü olarak kaydedildiğinde bu etkiyi elemek gerekmektedir ve sonuç olarak (4) bağıntısı ile tanımlanır.= / = / (4)

Nakamura tarafından önerilen yönteme göre bir zeminin yatay bileşenlerinin spektrumlarını düşey bileşen spektrumlarına bölerek zemin hakim titreşim periyodu belirlenebilmektedir [26, 27]. Bununla beraber genel olarak sığ zeminlerde hakim titreşim periyotlarına bağlı olarak zemin tiplerini belirlemede iyi sonuçlar vermesine karşın mühendislik anakayasının derin olduğu (Kayma dalga hızı Vs≥700±60 m/sn) (Anbazhagan ve Sitharam 2009) [28] zeminlerde belirgin pikler görülememektedir. Bu kavramlardan hareketle kuramsal olarak zemin hakim titreşim frekansı (f0) zeminin kalınlığı ve kayma dalgası hızı arasındaki ilişki (5) bağıntısı ile açıklanır. = /4 (5)

Sonuç olarak bu yöntem ile elde edilecek yatay/düşey spekral oran fonksiyonu, gözlemsel Quasi Transfer Spektrumu (QTS) olarak kullanılır. Lefkoşa zeminlerinde deprem sırasında oluşacak deprem zemin yapı ortak davranışında, zeminin nasıl bir tepki vereceği konusunda Nakamura (1989) ve (1997) [26, 29] yaklaşımları temel alınarak çalışmalar yapılmıştır. Mikrotremor tek nokta ölçümlerinden elde edilen Quasi Transfer Spektrumlar ve www.usgs.gov çalışmalarından sağlanan Vs30 hız dağılım haritası ile SM03 KYH hareketi istasyonunda tanımlanmış zemin profili ve eş zamanlı olarak elde edilmiş KYH ve broad band sismogramlarının ortak değerlendirilmesi yapılmıştır (Şekil 12, 13 ve 14) .


1204


Şekil 12. Mikrotremor Çalışma Noktaları.

Şekil 13. SM-03 İstasyon Zeminine Ait Vp, Vs, SPT ve Zemin Tanımları.


1205


Şekil 14. SM-03 KYH İstasyonu Quasi Transfer Fonksiyonları

Çalışma alanı genelinde pik periyot değerleri genel olarak 1 Sn İle 5 Sn. arasında değişim göstermektedir. Bunun Anlamı Bölge Genelinde Periyot Değerleri 1 sn. den büyüktür. Teves vd. (1996) [30] yaklaşımına göre bu periyot değerleri 30 M. den kalın bir zemin olduğunu desteklemektedir. Bu sonuca göre pik periyot değerinin 1 sn. den büyük olduğu alanlarda yerinde elastik tasarım spektrum hazırlanması önerilir. Mikrotremor ölçüm sonuçlarından elde edilen zemin hakim titreşim periyotlarının alanın doğusunda yüksek değerler alan kısımlarında zemin kalınlığı diğer kısımlara göre daha fazladır.

6. DEPREMSELLİK

Kıbrıs tarihsel depremler neticesinde defalarca tahrip olmuştur [31]. M.Ö. 1050’de Enkomi, 332 ve 342’de Salamis, 365’de Kurion ve bir kaç kez Baf tahrip olmuştur. Son yüzyılda en fazla can ve mal kaybına yol açan 10 Eylül 1953 tarihinde 6.0 ve 6.1 aletsel büyüklüğünde meydana gelen çifte deprem haricinde, büyük hasarlı depremler meydana gelmemiştir [32]. Kıbrıs çevresinde (33.5º ile 37ºK - 31º ile 35.5ºD) 1890 - 1990 yılları arasında aletsel büyüklüğü 4.5'den büyük 56 deprem kaydedilmiştir [33] (Şekil 10). Bu depremlerin 24'ü 4.5 ile 4.9, 25'i 5.0 ile 5.9 ve 7'si de 6.0 ile 6.5 aletsel büyüklüktedir [34]. 10 Eylül 1953 tarihinde 6.0 – 6.1 aletsel büyüklüğünde meydana gelen çifte depremde 64 kişi ölmüş, 100 kişi yaralanmış ve Baf ile birlikte toplam 158 köy hasar görmüştür.


1206


Son yıllarda Kıbrıs’ta iki hasarlı deprem meydana gelmiştir. Birincisi, 23 Şubat 1995’de 5.9 aletsel büyüklükte (35.1º ile 32.3ºD) meydana gelmiş Lefke’de bir ev yıkılmış, Yedidalgada sutünler üzerinde birkaç ev hasar görmüştür. İkincisi, Aletsel olarak ölçümler kaydedilmeye başladığından beri Kıbrıstaki en şiddetli depremdir ve 9 Ekim 1996 tarihinde 6.8 aletselbüyüklükte (34.5º ile 32.1ºD) meydana gelmiştir. Kıbrıs’ın deprem bölgeleri konusunda 1975 yılından beri araştırmalar yapılmaktadır. Bazı deprem bölgeleri haritalari çeşitli tarihlerde yayınlanmışsa de henüz fikir birliğine ulaşılamamıştır.

Şekil 15. 1890 - 1990 arasında Kıbrıs çevresinde (33.5° ile 37°K - 31° ile 35.5°D) kaydedilen Ms > 4.5 depremlerin dağılımı. (Ambraseys ve Adams 1992)

7. SONUÇLAR VE ÖNERİLER

Kuzey Kıbrıs Türk Cumhuriyeti’nin çok geniş bir alanı sorun yaratabilecek zeminlerle kaplıdır. KKTC’nin en büyük iki yerleşim birimi olan Lefkoşa ve GaziMağusa killi zeminler ve alüvyonlar üzerine kurulmuştur. Konsolide ve aşırı konsolide sert killi zeminlerin şişmesi ve büzülmesi nedeniyle bilhassa yeni yapılan hafif yapılarda büyük zararlar meydana gelmektedir.KKTC karayollarında killi zeminler dolayısıyla da hasarlar oluşmuştur. Alüvyonlar üzerine inşa edilen yapılarda oturmalardan veya göçmelerden zararlara rastlanmaktadır. Quasi Transfer Spektrumlar ve www.usgs.gov çalışmalarından sağlanan Vs30 hız dağılım haritası ile SM03 KYH hareketi istasyonunda tanımlanmış zemin profili ve eş zamanlı olarak elde edilmiş KYH ve broad band sismogramlarının ortak değerlendirilmesi sonucunda elde edilen sonuçlar ve öneriler aşağıda verilmiştir.

Çalışma alanı genelinde pik periyot değerleri genel olarak 1 Sn İle 5 Sn. arasında değişim göstermektedir. Bunun Anlamı Bölge Genelinde Periyot Değerleri 1 sn. den büyüktür. Teves vd. (1996) yaklaşımına göre bu periyot değerleri 30 M. den kalın bir zemin olduğunu desteklemektedir. Bu sonuca göre pik periyot değerinin 1 sn. den büyük olduğu alanlarda yerinde elastik tasarım spektrum hazırlanması önerilir.


1207


Mikrotremor ölçüm sonuçlarından elde edilen zemin hakim titreşim periyotlarının alanın doğusunda yüksek değerler alan kısımlarında zemin kalınlığı diğer kısımlara göre daha fazladır. SM-03 KYH istasyonunda elde edilen Quasi Transfer yüksek frekans değerlerinde genlik değişimlerinde uyum gözlenirken, düşük frekans değerlerinde uyum gözlenmemektedir. KYH istasyon kayıtların elde edilen Quasi Transfer Spektrumu pik genliği 2 Hz. olarak gözlenirken geniş bant kayıtlarda pik genlik frekans değeri 0.1 – 0.3 Hz. değerleri arasında izlenmektedir. Bunun anlamı KYH kayıtları zemini ivme duyarlı spektral periyot bölgesinde tanımlarken geniş bant kayıtlar yer değiştirmeye duyarlı spektral periyot bölgesinde tanımlamaktadır. Bu nedenle mühendislik ana kayası tanımı yapılırken özellikle kil gibi su tutma özelliği yüksek olan birimlerde Nakamura (1997) çalışmasında önerildiği gibi mevsimsel değişimlerin etkisini sürekli olarak izlemek için gözlem istasyonlarının kurulması gerekir.

7. KAYNAKLAR[1] Hakyemez, H.Y. (2014), “Kuzey Kıbrıs’ın Temel Jeolojik Özellikleri”, TPJD Bülteni, Cilt

26, Sayı 2, 7 – 46.[2] Atalar, C., Necdet, M., ve Mullaoğlu, G. (2002a), “Report on Detailed Geological

Investigations of the North Lefkoşa (Nicosia) Area for Swelling clays: A continuous threat to the built environment of Cyprus” UNOPS Project., Lefkoşa, TRNC.

[3] Atalar, C., Mullaoğlu, G., Sözen İ., Beyitler, A., Batıhanlı, H., Necdet, M., Özhür, A., ve Albayrak, A. (2002b), “KKTC’nde Detay Jeoloji ve Jeoteknik İncelemeler”, 55. Türkiye Jeoloji Kurultayı Bildiri Özleri, 11 – 15 Mart 2002, 27-29, Ankara.

[4] Atalar, C., (2002b), “Swelling Clays: A Continuous Threat to the Built Environment of Cyprus”. Report of Turkish Cypriot Chamber of Mining, Metallurgical and Geological Engineers, (contributed by Tandoğdu, Y., Acar, A., Bilsel, H. & Necdet, M.), Lefkoşa,TRNC.

[5] DeCoster M., Zomeni Z., Panayides I., Petrides G., ve Berksoy O. eds. (2004), “Seismic hazard and risk assessment of Greater Nicosia Area”. UNOPS Report, 330, Nicosia.

[6] Petrides, G., Efthymiou, M., Necdet, M. Berksoy O. ve Öznesil, H. (2004), “Drilling and Engineering Geology”. In DeCoster M., Zomeni Z., Panayides I., Petrides G., Berksoy O. (eds.), Seismic Hazard and Risk Assessment of Greater Nicosia Area. UNOPS Report, 33, Nicosia.

[7] Atalar, C. (2004a), “Laboratory Tests of Samples Supplied From Bedestan”, part of UNOPS project, Near East University, Lefkoşa, TRNC (yayınlanmamış).

[8] Atalar, C. (2007), “Preliminary Geotechnical Report of Armenian Church and Monastery”, Near East University Geotechnical Report, for UNOPS project, Lefkoşa, TRNC, (yayınlanmamış).

[9] Geological Survey Department (GSD), 2002. Geology of Cyprus. edited by G. Petrides (Director) ) Nicosia, Cyprus.

[10] Atalar, C. (2005a), “Kıbrıs Killerinin Kaynak ve Özellikleri” Bildiri Özleri, 58. Türkiye Jeoloji Kurultayı, 11 - 17 Nisan 2005, Ankara, 144-148.

[11] Atalar, C. ve Das, B.M. (2005), “Problematic Soils of Cyprus”, International Conference on Problematic Soils, Famagusta, North Cyprus, 3, May 2005, 1331-1338.


1208


[12] Constantinou, G., Petrides, G., Kyrou, K., ve Chrysostomou, C. (2002), “Swelling Clays: Continuous Threat to the Built Environment of Cyprus”, Report of ETEK, Nicosia, Cyprus.

[13] Geological Survey Department (GSD), (1995), “Swelling Clay Occurrences in Cyprus”, Scale 1:250 000. Edited by G. Constantinou (Director) Nicosia, Cyprus.

[14] Atalar, C., Durgunoğlu, H.T., Das, B.M., ve Hacıalioğlu, E. (2006), “Kuzey Kıbrıs Killeri Şişme Potansiyeli”, ZMTM Onbirinci Ulusal Kongresi, 490-499, Trabzon.

[15] Atalar, C. ve Das, B.M. (2004), “Çamlıbel Heyelan Alanı Zeminlerinin Plastisite Özellikleri”, Zemin Mekaniği ve Temel Mühendisliği Onuncu Ulusal Kongresi, 557-566, İstanbul,

[16] Atalar, C. (2004b), “Foundation Design for Swelling Clays of North Nicosia”, International Conference on Geotechnical Engineering, 121-128, Sharjah, UAE.

[17] Atalar, C. ve Kılıç, R. (2005), “Kıbrıs Karayollarında Hasarlar ve Alınabilecek Önlemler”, Çağdaş Yaşam ve Trafik Sempozyumu, 2-4 Mart 2005, KTMMOB, Lefkoşa, KKTC. 258-281.

[18] Atalar, C. (2002a), “Kentlerin Gelişmesinde Zemin Araştırmaları”, KTMMOB Çağdaş Kentler ve Yerel Yönetimler Sempozyumu, cilt 1, s.6-16, Lefkoşa, KKTC.

[19] Geological Survey Department (GSD), (1982), “Geotechnical map of Nicosia”, Scale 1:25 000. Edited by G. Constantinou (Director) Nicosia, Cyprus.

[20] Atalar, C. ve Das, B. M. (2010), “Lefkoşa zemin özelliklerinin heyelan ve sel hasar ilişkileri”, ZMTM Onüçüncü Ulusal Kongresi, 821-832, İstanbul.

[21] Atalar, C., ve Das, B.M. (2009). “Geotechnical properties of Nicosia soils, Cyprus.”, 2ndInt. Con. New Developments in SMG Eng., 360-367, Nicosia.

[22] Atalar, C. (2011). “A review of the origin and properties of the soils of Nicosia, Cyprus”, International Journal of Geotechnical Engineering, 5, 1, 79-86.

[23] Atalar, C. ve Das, B. M. (2011), “Lefkoşa surlariçi zeminlerinin özellikleri”, (davetli makale), itüdergisi/d mühendislik Cilt: 10, Sayı: 4, 70-80 Ağustos 2011.

[24] Atalar, C. (2008), “Lefkoşa Bedesten restorasyonunda zemin incelemelerinin önemi”, ZMTM Onikinci Ulusal Kongresi, 779-788, Konya.

[25] Akgün, M., Gönenç, T., Pamukçu, O., Özyalın, Ş., Özdağ, Ö.C. (2013), “Mühendislik Ana Kayasının Belirlenmesine Yönelik Jeofizik Yöntemlerin Bütünleşik Yorumu: İzmir Yeni Kent Merkezi Uygulamaları”, Jeofizik Dergisi, doi 13.b02 jeofizik-1304-12.

[26] Nakamura, Y. (1989), “A method for dynamic characteristics estimation of subsurface using microtremor on the ground surface”, Quarterly report of the Railway Technical Research Institute 30:1, 25-33.

[27] Bard P. Y., (1999), “Microtremor measurements: a tool for site effect estimation? State-of-the art paper”, Second International Symposium on the The seismic microzonation map of Yenisehir-Bursa, NW of Turkey by means of ambient noise measurements 62 effects of Surface geology on seismic motion, Yoklahama, December 1-3, 1998. Irikura, Kudo, Okada and Sasatani (Editors). Balkema, 3, 1251-1279.

[28] Anbazhagan, P., Sitharam, T.G., (2009), “Spatial Variability of the Depth of Weathered and Engineering Bedrock using Multichannel Analysis of Surface Wave Method”, Pure and Applied Geophysics, 166, 409-428.

[29] Nakamura, Y. (1997), “Seismic Vulnerability Indices For Ground and Structures Using Microtremor”, World Congress on Railway Research, Florence, Italy, November 1997.

[30] Teves-Costa, P.L., Matias, L., and Bard, P. Y. (1996), “Seismic behaviour estimationof thin alluvium layers using microtremor recordings”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 15, 201–209


1209


[31] Atalar C. (1999), “Historical Earthquake Influence in Settlements in North Cyprus”, Abstracts, International Conference Earthquake Hazard & Risk in the Mediterranean Region, Lefkoşa, 206.

[32] Atalar, C. (2003), “Doğal Afet Zararlarının Azaltılmasına Yönelik Jeolojik, Jeoteknik ve Zemin Etüdleri”, KTMMOB Teknik Birlik, Sayı 1, s.37-49, Lefkoşa.

[33] Ambraseys N.N., and Adams R.D. (1992), “Seismicity of the Cyprus Region. The Seismicity of Cyprus”, ESEE Research Report, Engineering Seismology 92/9, Imperial College, London, UK.

[34] Atalar, C., Das, B.M. ve Kılıç, R. (2003), “Zemin İyileştirmelerinin İmar Planlarına Kazanımları”, Lefkoşa 2020 sempozyumu, bildiri No.5, 9 sayfa, Lefkoşa Belediyesi ve Yakın Doğu Üniversitesi, Yerbilimcinin Sesi 20, s.50-54 Lefkoşa, KKTC.


1210


SAMSUN İLİ ATAKUM İLÇESİNDEKİ BİR ALANDASIVILAŞMA POTANSİYELİNİN BELİRLENMESİ

DETERMINATION OF LIQUEFACTION POTENTIAL OF AN AREA IN ATAKUM COUNTY OF SAMSUN PROVINCE

M. Kerem ERTEK1 Gökhan DEMİR 2 S. Banu İKİZLER 3

ABSTRACT

In this study, it’s aimed to evaluate the liquefaction potential of an area in Atakum in Samsun both analytically and numerically. The peak accelerations for the scenario earthquakes with the magnitudes of 6.0, 6.5, 7.0 and 7.2 were determined analytically due to the distance of 55 km.’s from study area to the North Anatolian Fault Zone. Evaluations were done using SPT blow counts for four boreholes for the scenario earthquakes and the peak accelerations calculated analytically and two dimensional nonlinear analyses were performed with Towhata-Iai constitutive model suitable for liquefaction analysis available in DIANA finite element software and the results were presented in conclusion.

Keywords: Liquefaction, standart penetration test, Towhata-Iai.

ÖZET

Bu çalışma, Samsun ili Atakum ilçesindeki bir inceleme alanında sıvılaşma potansiyelinin, analitik ve nümerik olarak değerlendirilmesini amaçlamaktadır. İnceleme alanının, Kuzey Anadolu Fay Zonu’na uzaklığı 55 km alınarak 6.0, 6.5, 7.0 ve 7.2 büyüklüğündeki senaryo depremler için en büyük yatay yer ivmesi değerleri analitik olarak belirlenmiştir. Senaryo deprem büyüklükleri ve belirlenen en büyük yatay yer ivmesi değerleri için analitik hesaplar dört sondaj kuyusundaki SPT darbe sayıları kullanılarak, iki boyutlu nonlineer analizler ise Towhata-Iai bünye modeli kullanılarak DIANA sonlu elemanlar programında yapılmış ve sonuçlar sunulmuştur.

Anahtar Kelimeler: Sıvılaşma, standart penetrasyon deneyi, Towhata-Iai bünye modeli.

1 Arş.Gör., Ondokuz Mayıs Üniversitesi, [email protected] Yrd.Doç.Dr, Ondokuz Mayıs Üniversitesi, [email protected] Yrd.Doç.Dr, Karadeniz Teknik Üniversitesi, [email protected]


1211


1. GİRİŞ

Binalarda oturma, yanal yayılma ve düşey yer değiştirmeler gibi olumsuz durumlara sebep olabilen sıvılaşma, geoteknik deprem mühendisliğinin en önemli, ilginç, karmaşık ve ihtilaflı konularından biridir [1]. 1943 yılında, Atakum ilçesine yaklaşık olarak 55 km uzaklıkta bulunan Kuzey Anadolu Fay Zonu, Ladik ilçesinde Mw=7.2 büyüklüğünde bir deprem meydana getirmiştir [12]. Hızlı yapılaşmaya maruz Atakum ilçesi, kıyı kesiminde, gerek yüksek yeraltı su seviyesi gerekse alüvyona ait birimlerin varlığı sebebiyle sıvılaşma potansiyelinin değerlendirilmesi açısından önem arz etmektedir. Bu çalışmada, 2. Derece deprem bölgesinde yer alan Samsun ilinin Atakum ilçesinde bulunan inceleme alanında (Şekil 1), 6.0, 6.5, 7 ve 7.2 senaryo deprem büyüklüklerinde sıvılaşma potansiyelinin ve deprem anında oluşacak artık boşluk suyu basınç oranlarının belirlenmesi amaçlanmaktadır. İnceleme alanında yapılan sondajlarda elde edilen zemin kesitleri Şekil 2’de, zeminlere ait geoteknik özellikler Tablo 1’de verilmiştir.

Şekil 1. İnceleme Alanı


1212


Tablo 1. İnceleme Alanı Zeminlerinin Geoteknik Özellikleri

SondajKuyusu

Numune Türü

Derinlik(metre)

Suİçeriği

Wn,(%)

Tabii Birim Hacim

ağırlık (γn) (kN/m³)

Elek Analizi Atterberg LimitleriZemin Sınıfı

(USCS)Çakıl(+) 4(%)

Kum(%)

Silt-Kil(- ) 200

(%)

LL(%)

PL(%)

PI(%)

SK-1

SPT 4.50-4.95 10.6 - 0 97 3 Non Plastik SW

SPT 10.50-10.95 17.9 - 0 95 5 Non Plastik SW-SM

UD 18.00-18.50 27.9 19.4 0 11 89 33 21 12 CL

SPT 22.50-22.95 25.4 19.7 0 79 21 Non Plastik SM

KAROT 28.00-28.10 24.0 18.1 Non Plastik

SK-2SPT 6.00-6.45 22.0 - 0 94 6 Non Plastik SW-SM

SPT 9.00-9.45 20.4 - 0 92 8 Non Plastik SW-SM

SK-3

SPT 3.00-3.45 24.4 - 0 79 21 Non Plastik SM


SPT 17.50-17.95 27.0 - 0 10 90 Non Plastik ML


KAROT 29.00-29.20 20.1 19.7 Non Plastik

Şekil 2. Zemin Kesitleri Ve Düzeltilmiş SPT Değerleri

2. SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN BELİRLENMESİ

Sıvılaşma potansiyelinin belirlenmesinde en yaygın olarak kullanılan analiz yöntemi standart penetrasyon deneyi (SPT)’ye dayanmaktadır [2]. Bu analiz, Seed ve Idriss (1971) tarafından önerilen basitleştirilmiş yöntemi esas almaktadır. Basitleştirilmiş yöntem, depremin neden olduğu çevrimsel gerilme oranını (CSR), % 60 enerji oranına göre düzeltilmiş SPT darbe sayısına (N1,60) bağlı olarak çevrimsel direnç oranını (CRR) ve Mw=7.5 büyüklüğündeki

Kum Kumlu Silt-KilKavkı Çimentolu Kum Bitkisel Toprak

0

2

4

6

8

10

12

14

16

10 20 30

Der

inlik

(m)

N1,60SK-1

0

2

4

6

8

10

12

14

16

10 20 30

Der

inlik

(m)

N1,60

0

2

4

6

8

10

12

14

16

10 20 30

Der

inlik

(m)

N1,60

0

2

4

6

8

10

12

10 20 30

Der

inlik

(m)

N1,60SK-2 SK-3 SK-4

20.10 m

21.00 m

20.00 m

YASS : 2.8 m YASS : 2.6 m YASS : 2.2 m YASS : 2.1 m


1213


depremler hariç belirlenecek deprem büyüklüğü düzeltme faktörünün (MSF), CRR’nin CSR’ye oranıyla çarpılarak güvenlik faktörünün (FS) belirlenmesi adımlarından oluşmaktadır. Kuzey Anadolu Fay Zonu’na uzaklığı (R) 55 km olan inceleme alanında, 6.0, 6.5, 7.0 ve 7.2 deprem büyüklüklerinde beklenen en büyük yatay yer ivmesi (amax) değerleri Tablo 1’de verilmiştir [3]. Bu değerlerin hesaplanmasında Türkiye depremlerinin karakteristik özelliklerini dikkate alan aşağıdaki eşitlik kullanılmıştır.a = 2.8(e . ∗ e . − 1) (1)

Burada, amax en büyük yatay yer ivmesi, Mw öngörülen deprem büyüklüğü, R ise deprem odağına uzaklık olmaktadır. Deprem büyüklüğü düzeltme faktörünün hesaplanmasında aşağıdaki eşitlik kullanılmıştır [6].MSF = 10 . /M . (2)

Tablo 2. Senaryo Depremler için amax ve MSF değerleriÖngörülen Deprem

Büyüklüğü (Mw)

amax (R=55 km) MSF

6.0 0.157 1.7696.5 0.248 1.4427.0 0.39 1.1927.2 0.468 1.109

Düzeltilmiş standart penetrasyon darbe sayısı (N1,60) belirlenmesinde aşağıdaki eşitlik kullanılmıştır [4].N , = 0.75(C )(C )N (3)

Burada, CN, jeolojik yük düzeltme faktörü olmak üzere en büyük değeri 1.6 olacak şekilde aşağıdaki eşitlik kullanılarak bulunmuştur [5, 6, 13]. C = (P σ⁄ ) . (4)Burada, Pa, 100 kPa değerindeki atmosfer basıncı ve σ’

v0, düşey efektif gerilmeyi ifade etmektedirler. Çevrimsel gerilme oranı CSR ve çevrimsel direnç oranı CRR, aşağıdaki eşitliklerle belirlenmiştir [6, 11].CSR = 0.65 r (5)CRR . = ( ) + , + [ . , ] − (6)

Eşitlik 5’te, rd, gerilme azaltma katsayısı olmak üzere aşağıdaki eşitlik kullanılarak hesaplanmıştır [7].r = . . . . . .( . . . . . . . ) (7)

Sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörü aşağıdaki eşitlikle hesağlanmıştır.FS = . MSF (8)

Yüzeyde, 0.8 – 0.2 m arasında değişen kalınlıklarda yer alan bitkisel toprağın altında, 10.5 m derinliğe kadar SM ve 10.5-16.5 m arasında da SM-SW zeminlerin ve bunların altında da killi


1214


zeminlerin bulunduğu inceleme alanı için 4 sondaj kuyusunda yapılan analizler sonucu elde edilen güvenlik faktörü değerleri, ilgili derinliklerdeki düzeltilmiş SPT darbe sayılarıyla birlikte Tablo 2’de verilmiştir. Güvenlik faktörü ne kadar büyükse zemin sıvılaşmaya karşı o kadar dirençlidir. Bununla birlikte 1’den çok az büyük bir güvenlik faktörüne sahip zemin yine de sıvılaşabilir. Örneğin, daha derindeki bir zemin sıvılaştığında, suyun yukarı yönlü akışı, güvenlik faktörü 1’den bir miktar büyük olan zeminin sıvılaşmasını tetikleyebilir [2]. Sonuç olarak güvenlik faktörünün 1’e eşit veya küçük olması durumunda zemin tabakalarında sıvılaşma, 1-1.2 arasında olması durumunda sıvılaşma potansiyeli ve 1.2’den büyük olması durumunda ise göz önüne alınan zemin tabakalarında sıvılaşma oluşmayacağı kabul edilmektedir [8].

Tablo 3. Düzeltilmiş SPT Ve Güvenlik Faktörü Değerleri

Sondaj Kuyusu Derinlik(m)

YASS(m) N1,60

Mw=6.0 Mw=6.5 Mw=7.0 Mw=7.2 FS FS FS FS

SK-1

1.5

2.8

24.30 5.41 2.79 1.47 1.03 3 19.27 3.52 1.82 0.96 0.74

4.5 17.62 2.67 1.38 0.73 0.56 6 18.57 2.58 1.33 0.7 0.54

7.5 18.15 2.39 1.23 0.65 0.50 9 19.55 2.53 1.31 0.69 0.53

10.5 21.69 2.86 1.48 0.78 0.60 12 20.51 2.72 1.40 0.74 0.57

13.5 19.50 2.66 1.37 0.72 0.56 15 18.62 2.65 1.37 0.72 0.56

SK-2

1.5

2.6

- - - - - 3 22.11 3.99 2.06 1.08 0.84

4.5 18.62 2.75 1.42 0.75 0.58 6 19.94 2.73 1.41 0.74 0.57

7.5 18.66 2.42 1.25 0.66 0.51 9 23.27 3.10 1.60 0.84 0.65

10.5 21.82 2.84 1.47 0.77 0.60 12 20.62 2.70 1.39 0.73 0.57

13.5 19.59 2.64 1.36 0.72 0.56 15 18.71 2.63 1.36 0.71 0.55

SK-3

1.5

2.2

22.50 12.29 6.34 1.34 0.92 3 21.95 3.65 1.88 0.99 0.77

4.5 19.48 2.73 1.41 0.74 0.57 6 23.18 3.15 1.62 0.85 0.66

7.5 22.69 2.94 1.52 0.80 0.62 9 23.23 2.99 1.54 0.81 0.63

10.5 22.09 2.81 1.45 0.76 0.59 12 20.85 2.67 1.38 0.72 0.56

13.5 19.79 2.61 1.35 0.71 0.55 15 18.88 2.60 1.34 0.71 0.55

SK-4

1.5

2.1

24.30 5.41 2.79 1.47 1.03 3 24.78 4.26 2.20 1.16 0.90

4.5 20.00 2.77 1.43 0.75 0.58 6 26.57 3.91 2.02 1.06 0.82

7.5 23.91 3.14 1.62 0.85 0.66 9 23.68 3.05 1.57 0.83 0.64

10.5 22.16 2.80 1.44 0.76 0.59 12 20.90 2.66 1.37 0.72 0.56


1215


3. ARTIK BOŞLUK SUYU BASINÇ ORANLARI

Sıvılaşma, deprem esnasında gelişen artık boşluk suyu basınçlarının efektik gerilmeyi ortadan kaldırması sonucunda gerçekleşir. Sıvılaşma olayının, 0.9 ve daha büyük değerlerdeki artık boşluk suyu basınç oranlarında (ru) meydana geleceği belirtilmiştir [9,10]. Literatürde, kum için geliştirilmiş çeşitli bünye modelleri olmakla beraber, bu çalışmada kullanılan DIANA sonlu elemanlar programı, sıvılaşma analizleri için Towhata-Iai bünye modelini sunmaktadır. DIANA programıyla Şekil 2’deki sonlu elemanlar modeli ve Tablo 2’de verilen model parametreleri ile yapılan 2 boyutlu nonlineer analizler sonucu elde edilen boşluk suyu basınç oranları Tablo 3’te verilmiştir. Analizlerde, model tabanına uygulanacak yer hareketi için 1999 Düzce depreminde kaydedilen ve en büyük yatay yer ivmesi 0.513 g olan kuvvetli yer hareketinin Batı-Doğu (WE) yönlü bileşeni, en büyük ivme 0.2 g, 0.25 g, 0.39 g ve 0.468 g olacak şekilde ölçeklendirilerek kullanılmıştır.

Şekil 3. Sonlu Elemanlar Modeli

Modellerde yerçekimi veya diğer bir deyişle zeminin ve boşluk suyunun ağırlığı ile dinamik yükleme olmak üzere iki farklı yük tanımlanmıştır. Yeraltı su seviyesi, mevsimsel değişiklik gösterebileceği düşünülerek zemin yüzeyinden 2 m aşağıda alınmıştır. Yapılan analizlerde zemin profilinin başlangıç koşullarını belirlemek için K0 koşullarında statik analiz yapılarak düşey efektif gerilmeler ve boşluk suyu basınçları belirlenmiştir ve oluşan deplasmanlar sıfırlanarak elde edilen gerilme ve boşluk suyu basınçları takip eden dinamik analizin başlangıç koşulları olarak tanımlanmıştır. Dinamik analizlerde, zaman tanım alanında integrasyon için Wilson-θ yöntemi (θ=1.4) ve iterasyon yöntemi olarak ise doğruluk kriterleri en fazla 10 iterasyonda sağlanmak koşuluyla Newton-Raphson kullanılmıştır. Analizlerde, düzlem şekil değiştirme yaklaşımı ve sonlu elemanlar modelinde DIANA programının düzlem şekil değiştirme yaklaşımı için uygun olan 4 düğüm noktalı dörtgen Q8EPS düzlem şekil değiştirme elemanları kullanılmıştır.

Tablo 4. Towhata-Iai model parametreleriTabaka Derinlik

(m)σ’v0

(kPa) Gref (kPa) Kref (kPa) E (kPa) S1 W1 P1 P2 C1

ZEM1 1 17.6 - - 91703 - - - - - ZEM2 2.5 44 51417 111403 144996 0.005 4 0.78 1 1.8 ZEM3 6.75 82.7 70490 152730 198784 0.005 7 0.78 1 1.5 ZEM4 13.5 150.2 94998 205829 267895 0.005 10 0.78 1 1.5


1216


Tablo 5. Artık boşluk suyu basınç oranlarıArtık Boşluk Suyu Basınç Oranı (ru)

Derinlik (m) amax=0.2 g amax=0.25 g amax=0.39 g amax=0.468 g2-3 0.95 0.957 0.978 0.968

3-4.5 0.51 0.895 0.958 0.9654.5-6 0.853 0.87 0.964 0.9676-7.5 0.836 0.793 0.962 0.9667.5-9 0.811 0.705 0.957 0.969-10.5 0.761 0.544 0.951 0.96410.5-12 0.436 0.727 0.82 0.88912-13.5 0.404 0.675 0.91 0.9213.5-15 0.229 0.283 0.862 0.92515-16.5 0.102 0.105 0.311 0.892

4. SIVILAŞMA KAYNAKLI OTURMALAR

Deprem sarsıntısına maruz kalan kumların sıkılaşma eğilimi gösterdiği bilinmektedir. Alt tabakalarda oluşan sıkılaşma, yüzeyde oturma olarak kendini belli eder. Deprem kaynaklı oturmalar sıklıkla sığ temeller üzerine inşa edilmiş yapılarda sorun yaratır ve sığ temellerde teşkil edilmiş altyapı sistemlerinde hasarlara neden olur [14]. Sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörünün 1’den küçük olduğu durumda sıvılaşma oluşmakta ve deprem kaynaklı boşluk suyu basınçlarına bağlı olarak akışa geçen suyun neden olduğu oturmalar meydana gelmekte iken güvenlik faktörünün 1’den büyük olduğu durumlarda ise boşluk suyu basınçlarının oluşacağını ve buna bağlı olarak çok daha az olmakla birlikte oturmaların meydana geleceğini dikkate almak gerekmektedir [2]. Bu çalışmada, Ishihara ve Yoshimine (1992) tarafından önerilen yöntem kullanılarak muhtemel oturma değerleri senaryo depremler için hesaplanmıştır (Tablo 6). Bu yöntemde, doygun temiz kumların yüzeydeki oturmalarını belirlemek için sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörüyle ilişki kurulan Şekil 4’teki grafik kullanılmaktadır.

Şekil 4. Sıvılaşma Karşı Güvenlik Faktörü Ve Sıvılaşma Sonrası Hacimsel ŞekilDeğiştirme İlişkisi [2]


1217


Grafikte, düşey eksende yer alan sıvılaşma karşı güvenlik faktörü değerini, Dr, N1, qc1 ve ɣmaxdeğerlerinden biriyle eşleştirerek ve sonrasında bu noktanın yatay eksende izdüşümünü alarak hacimsel şekil değiştirme değeri bulunabilmektedir. Japonyadaki SPT prosedürleri SPT numune alıcıya % 20 daha fazla enerji ilettiğinden, SPT sonuçlarının kullanılacağı durumlarda N1=0.833*(N1)60 olarak alınmalıdır [2]. Zemindeki oturmayı bulmak için sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörünün 2’den küçük değerler aldığı her tabaka için tabaka kalınlıkları ve bulunan hacimsel şekil değiştirme değerleri çarpılır. Elde edilen çarpım sonuçlarının toplamı yüzeyde gözlenecek oturma değerini vermektedir.

Tablo 6. Sıvılaşma Kaynaklı OturmalarMw=7.2 Mw=7.2 Mw=7.0 Mw=6.5

Derinlik (m) Ɛv (%) Oturma (cm) Ɛv (%) Oturma (cm) Ɛv (%) Oturma (cm)SK-1

1.5 0.86 1.29 0.39 0.58 0 03 2.52 3.78 1.4 2.1 0.3 0.45

4.5 2.7 4.05 2.69 4.03 0.51 0.776 2.63 3.94 2.62 3.93 0.49 0.73

7.5 2.66 3.99 2.66 3.99 0.5 0.759 2.54 3.81 2.54 3.81 0.47 0.71

10.5 2.37 3.55 2.19 3.28 0.39 0.5812 2.47 3.70 2.4 3.6 0.45 0.68

13.5 2.55 3.82 2.52 3.78 0.47 0.7015 2.62 3.93 2.6 3.9 0.49 0.73

Toplam Oturma 35.88 33.02 6.11SK-2

1.5 - - - - - -3 1.88 2.82 0.72 1.08 0 0

4.5 2.62 3.93 2.58 3.87 0.48 0.726 2.51 3.76 2.45 3.67 0.46 0.69

7.5 2.62 3.93 2.61 3.91 0.49 0.739 2.23 3.34 1.73 2.59 0.31 0.47

10.5 2.36 3.54 2 3 0.4 0.612 2.46 3.69 2.4 3.6 0.45 0.67

13.5 2.54 3.81 2.1 3.15 0.47 0.7115 2.61 3.91 2.51 3.76 0.49 0.73


1.5 1.41 2.11 0.52 0.78 0 03 2.18 3.27 1.08 1.62 0.08 0.12

4.5 2.55 3.82 2.5 3.75 0.26 0.396 2.24 3.36 1.67 2.51 0.13 0.20

7.5 2.29 3.43 2.01 3.01 0.26 0.399 2.24 3.36 1.87 2.80 0.21 0.32

10.5 2.34 3.51 2.18 3.27 0.25 0.3712 2.44 3.66 2.39 3.58 0.29 0.43

13.5 2.2 3.30 2.5 3.75 0.3 0.4515 2.6 3.90 2.59 3.89 0.31 0.46


1.5 0.86 1.29 0.39 0.58 0.07 03 1.32 1.98 0.54 0.81 0 0

4.5 2.51 3.76 2.43 3.64 0.26 0.676 1.44 2.16 0.67 1.01 0 0

7.5 2.18 3.27 1.6 2.4 0.14 0.459 2.21 3.31 1.71 2.57 0.22 0.48

10.5 2.33 3.49 2.18 3.27 0.27 0.612 2.43 3.64 2.39 3.58 0.29 0.66

Toplam Oturma 22.92 17.86 2.87


1218


5. SONUÇLAR

Samsun ili Atakum ilçesi sınırlarındaki bir alanda, 4 sondaj kuyusunda 1.5 m aralıklarla yapılmış SPT sonuçları ve laboratuvar deneylerinden elde edilmiş veriler kullanılarak, Mw=6.0, Mw=6.5, Mw=7.0, Mw=7.2 büyüklüklerindeki depremler için sıvılaşma potansiyelleri, Seed ve Idriss (1971) tarafından önerilen Basitleştirilmiş Yöntem ve DIANA sonlu elemanlar programı kullanılarak belirlenmiştir (Şekil 5, Şekil 6). Samsun çevresinde meydana gelen geçmiş depremler incelenerek Mw=6.0, Mw=6.5, Mw=7.0 ve Mw=7.2 deprem senaryoları oluşturulmuş ve bu depremlerde dikkate alınması gereken en büyük yatay yer ivmesi değerleri sırasıyla 0.157 g, 0.248 g, 0.39 g ve 0.468 g olarak tespit edilmiştir. Seed ve Idriss (1971) yöntemine göre yapılan sıvılaşma analizlerinde Mw=6.0 için sondaj kuyularının hiçbirinde sıvılaşma meydana gelmeyeceği belirlenmiştir. Mw=6.5 büyüklüğündeki depremde beklenen amax=0.248 g için sıvılaşma meydana gelmeyeceği görülmüştür. Mw=7.0 büyüklüğündeki bir deprem ve bu depremde beklenen amax=0.39 g için yapılan analizlerde 3-16.5 m derinlikler arasında sıvılaşma meydana geleceği, 1.5 - 3 m derinlikler arasında ise sıvılaşma riski bulunmadığı belirlenmiştir (FS≥1.2). Mw=7.2 ve bu büyüklükteki bir depremde beklenen amax=0.468 g için yapılan analizlerde, SK-3’te 1.5 - 16.5 m derinlikler arasında sıvılaşma meydana geleceği tespit edilmiştir. DIANA sonlu elemanlarda programında Towhata-Iai bünye modeli kullanılarak, 0.2 g olarak dikkate alınmış deprem kaydıyla yapılan analizlerde zemin profilinde 2 - 3 m derinlikler arasında, boşluk suyu basıncının sıvılaşma meydana getirecek 0.9 değerini aştığı ve dolayısıyla bu tabakada sıvılaşma meydana geldiği, diğer tabakalarda ise boşluk suyu basıncının yükseldiği ancak sıvılaşma meydana getirecek düzeye ulaşmadığı belirlenmiştir. 0.25 g ( 0.248 g) en büyük ivmeye sahip olacak şekilde ölçeklendirilen deprem kaydıyla yapılan sonlu elemanlar analizinde 2 - 4.5 m derinlikler arasında boşluk suyu basınç oranı 0.9 değerinin üstüne çıkarak sıvılaşma meydana getirmekte, 4.5-6 m derinlikler arasında 0.8 değerini aşacak şekilde yükselmekte ve diğer tabakalarda ise kısmen yükselmekte ancak sıvılaşma meydana getirmemektedir. 0.39 g en büyük ivme ile yapılan analizde 2 - 10.5 m ve 12 - 13.5 m derinlikler arasında sıvılaşma meydana gelmekte, artık boşluk suyu basıncı 10.5 -12 m ve 13.5 - 15 m derinlikler arasında önemli ölçüde, 15 - 16.5 m derinlikler arasında da kısmen artmakta ancak sıvılaşma meydana gelmemektedir. 0.468 g en büyük ivmeli deprem için yapılan analizde 2 - 16.5 m derinlikler arasındaki zeminin tamamında sıvılaşma meydana geleceği belirlenmiştir. Basitleştirilmiş yöntem ve DIANA programından elde edilen sonuçlar karşılaştırıldığında Mw=7.0 ve Mw=7.2 büyüklüklerindeki depremler için varılan sonuçların genel olarak uyumlu olduğu görülmüştür. Mw=6.5 büyüklüğündeki deprem için Basitleştirilmiş yönteme göre sıvılaşma beklenmezken, DIANA programında elde edilen sonuçlara göre 2 - 4.5 m derinlikler arasında sıvılaşma meydana gelmektedir. Mw= 6.0 büyüklüğündeki depremde amax=0.2 g alındığında dahi Basitleştirilmiş yöntemi göre sıvılaşma meydana gelmezken, DIANA programında yapılan analizde ise 2 - 3 m derinlikler arasında sıvılaşma meydana gelmektedir. Sonuç olarak her iki yöntem kullanılarak yapılan çalışmalar sonucunda çalışma alanının sıvılaşma potansiyelinin olduğu belirlenmiştir. Elde edilen sonuçlara göre inceleme alanında ilgili derinliklerde sıvılaşma potansiyeli olduğu ve oturmaları önemli ölçüde arttıracağı sonucunun dikkate alınması ve bu bölgedeki yapılaşmalarda bu durumun göz önünde bulundurulması, gerekli önlemlerin mutlaka alınması, bölgedeki zemin etüt çalışmalarında yüzeysel olarak yer verilen sıvılaşma olgusunun daha hassas ve detaylı incelenmesi, hesaplanması gerektiği sıvılaşma potansiyelini değerlendirmede dinamik üç eksenli basınç deneyi ve dinamik basit kesme deneyi gibi kapsamlı laboratuvar deneyleri yapılması önerilmektedir.


1219


Şekil 5. Senaryo Depremler İçin Sondaj Kuyularında Güvenlik Faktörü- Derinlik İlişkisi

Şekil 6. Senaryo Depremler İçin Artık Boşluk Suyu Basıncı-Derinlik İlişkisi


1220


KAYNAKLAR

[1] Kramer, S. L. (1996), “Geotechnical earthquake engineering”, (Vol. 80), Upper Saddle River, NJ: Prentice Hall

[2] Day, R.W. (2002), “Geotechnical Earthquake Engineering Handbook”, McGraw-Hill[3] Aydan, O., Sezaki, M., Yarar, R. (1996), “The seismic characteristics of Turkish

earthquakes”, 11th World Conference on Earthquake Engineering, Paper No. 1270.[4] Sivrikaya, O., & Toğrol, E. (2010), “İnce daneli zeminlerde SPT sonuçlarının düzeltilmesi

üzerine bir çalışma”, İTÜDERGİSİ/d, 2(6).[5] Liao, S. S., & Whitman, R. V. (1986), “Overburden correction factors for SPT in

sand”, Journal of Geotechnical Engineering, 112(3), 373-377.[6] Youd, T. L., Idriss, I. M., Andrus, R. D., Arango, I., Castro, G., Christian, J. T., Dobry, R.,

Finn, W. D. L., Harder, L. F., Hynes, M. E., Ishihara, K., Koester, J. P., Liao, S. S. C., Marcuson, W. F., Martin, G. R., Mitchell, J. K., Moriwaki, Y., Power, M. S., Robertson, P. K., Seed, R. B., Stokoe, K. H. (2001), “Liquefaction Resistance of Soils: Summary Report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF Workshops on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils”, ASCE Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 127(10), 817-833.

[7] Idriss, I. M. (1999), ‘‘Presentation notes: An update of the Seed-Idriss simplified procedure for evaluating liquefaction potential’’ Proc., TRB Workshop on New Approaches to Liquefaction Anal., Publ. No. FHWARD-99-165, Federal Highway Administration, Washington, D.C.

[8] Uyanık, O., (2002), “Kayma dalga hızına bağlı potansiyel sıvılaşma analiz yöntemi”, Doktora Tezi, Dokuz Eylül Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, İzmir.

[9] Hazirbaba, K. and Rathje, E.M. (2004). “A comparison between in situ and laboratory measurements of pore water pressure generation”, 13th World Conference on Earthquake Engineering, August 1-6, Vancouver, Canada.

[10] Khatibi, B. R., Sutubadi, M. H., Moradi, G. (2012), “Liquefaction potential variations influenced by building constructions”, Earth Science Research, 1(2), p23.

[11] Seed, H. B. and Idriss, I. M. (1971), “Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential”, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Div., ASCE, 97, 9, 1249-1273.

[12] Büyüksaraç, A., Bektaş, Ö., Yılmaz, H., Arısoy, M. Ö. (2013), “Preliminary seismic microzonation of Sivas city (Turkey) using microtremor and refraction microtremor (ReMi) measurements”, Journal of seismology, 17(2), 425-435.

[13] Cetin, K. O., Seed, R. B., Der Kiureghian, A., Tokimatsu, K., Harder Jr, L. F., Kayen, R. E., Moss, R. E. (2004), “Standard penetration test-based probabilistic and deterministic assessment of seismic soil liquefaction potential”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 130(12), 1314-1340.

[14] Mollamahmutoğlu, M., Babuçcu, F., 2006, “Zeminlerde Sıvılaşma Analiz Ve İyileştirme Yöntemleri”, Gazi Kitabevi.

[15] Ishihara, K., and Yoshimine, M., 1992. “Evaluation of Settlements in Sand Deposits Following Liquefaction During Earthquakes.” Soils and Foundations, vol. 32, no. 1, pp. 173–188.

[16] Bathe, K. J., (2006), “Finite element procedures”, Prentice-Hall.[17] Cazemier, W., Feenstra, P.H., Snijders, J.M.A., Visschedijk, M.A.T., Bezuijen, A.,

Teunissen., J.M.A., van Kesteren, W.G.M., and Meijer, K., (1998), “TNO Liquefaction Project Definition Study”, Tech. Rep. 97-NMR1449, TNO Building and Construction Research.


1221


[18] Iai, S., Matsunaga, Y., Kameoka, T., (1990), “Parameter identification for a cyclic mobility model”, Report of the Port and Harbour Research Institute, 29(4), 57-83.

[19] Towhata, I., Ishiara, K., (1985), “Shear Work and Pore Water Pressure in Undrained Shear”, Soils and Foundations, Vol.25, No.3, September, pp. 73-84.


1222


Documents

Geoteknik Deprem MühendisliğiGeoteknik Deprem Mühendisliği 6. Geoteknik Sempozyomu 26-27 KasÕm 2015, Çukurova Üniversitesi, Adana 1063