BARAJLARIN ALÜVYON TEMELLERİNİN SIVILAŞMA RİSKİ ve DEĞERLENDİRİLMESİ

Şekil 14 - a) Sıvılaşma direnci ve taneli

zeminler için kayma dalgası hızı ilişkileri ([14], b) Kayma dalgası hızı kullanarak farklı deprem büyüklükleri için zemin sıvılaşması değerlendirme

şeması [21].

5 BARAJLARIN ALÜVYON TEMELLERİNİN SIVILAŞMA RİSKİ ve DEĞERLENDİRİLMESİ Akarsu yatağının alüvyonu üzerine oturan merkezi kil çekirdekli veya homojen dolgu barajlarda, temel zemini rezervuar suyunun alüvyon içerisine sızması nedeniyle cutoff un membaa tarafında daima suya doygundur. Alüvyon kum çakıl malzemeden oluşuyorsa böyle bir durumda sıvılaşma riskinden söz edilebilir. Ancak yukarıdaki bölümlerde izah edildiği üzere, alüvyonun sıvılaşma riskinin yüksek olup olmadığı diğer faktörlere de bağlıdır. Örneğin alüvyon içerisindeki kil, silt gibi ince dane oranı %30’dan fazla ise sıvılaşma riski giderek azalmaktadır. Bunun yanı sıra alüvyonun sıkılığı yani yoğunluğu da sıvılaşma riskini kontrol edecektir. Sıkı zeminlerde sıvılaşma riski azalmaktadır. Baraj tasarım mühendisleri için baraj alüvyon temellerinin sıvılaşma riskini pratik olarak değerlendirebilecekleri bir risk tablosu aşağıda verilmiştir (Çizelge 1).

Çizelge 1- Baraj alüvyon temellerinin sıvılaşma riski değerlendirmesi

S ıvı laş m a Ris ki Der inli k (m ) V s (m/ s) S P T N amax Y er al tı S u yu ( m) İnce dan e mikt ar ı % G radas yon M Dr Az ^{20 >} 100< 400> ^{30> 0.15< 6 m > 30>} İyi dereceli 5.5< sıkı

Orta 6- 20 200-400 12-30 0.15-0.25 3 – 6 m 5 - 30 Boşluklu 5.5 – 7.0 orta

Çok ^{6 < 100-200 12< 0.25> 3 m < 5< Üniform > 7.0 gevşek}

Baraj en kesitinin eksenine belli uzaklıklarda, baraj dolgusunun yüksek olduğu kısımlarda sıvılaşma riski, dolgu barajın memba ve mansap topuklarına nazaran bir parça daha az olacağı düşünülmektedir. Çünkü gerek dolgu inşaatı esnasındaki serme sıkıştırma işlemi esnasında alüvyonun sıkışmasından, gerekse dolgunun ağırlığı dolayısıyla dolgu ve alüvyondaki oturmalar neticesinde alüvyonun tabakasının bir miktar sıkışmasından alüvyonun sıkılığı artacak ve boşluk oranı azalacaktır. Bu sıkışma miktarının alüvyondaki etkisi hesaplanarak sıvılaşma riskine olan azaltıcı tesiri ayrıca bulunabilir. Mertebesi düşük ise ihmal edilerek doğrudan alüvyon temel tabakasının kendi yoğunluğu göz

önünde bulundurulabilir. Barajın cutoff mansap kısmında da alüvyon zaman içerisinde gövde içerisinden ve cutoff’dan sızan sular ile doygun olabilecektir. Enjeksiyon perdesinin etkinliği ve mansap gövde altı taban filtresinin istenildiği standartlarda çalışması ve topuk drenajları etkisiyle alüvyonun cutoff mansabı suya tam doygun olmazsa, sıvılaşma riski membaa tarafına nispeten daha az olabileceği de söylenebilir. Fakat pratikte cutoff un memba ve mansabının suya doygun kabul edilmesi emniyetli tarafta kalmak için uygundur.

6 SONUÇLAR

Zemin sıvılaşmasına yönelik değerlendirmeler özetle şunlardır:

37 i) Zemin sıvılaşmasını kontrol eden pek çok

faktör vardır

ii) Güçlü bir depremde sıvılaşma riski çok yüksek olan zemin şartlarında dahi sıvılaşmanın olabilmesi için deprem yatay zemin yüzey ivmesinin 0.1g’yi geçmesi gerekmektedir.

iii) Sıvılaşmanın meydana gelmesi için, deprem büyüklüğü (M)’nin en az 5 olması gerekmektedir. Fakat sıvılaşmanın etkisinin yaygın olarak gözüktüğü en küçük deprem magnitüdü, M=5.5- 6.0 dır.

iv) İnce tane içeren kumların sıvılaşma olasılıkları ince tane içermeyen kumlara oranla daha az olmaktadır. İnce dane yüzdesi %30 dan fazla ise zemin sıvılaşma riski azalmaktadır.

v) Zeminde, plastik olmayan ince tane oranı arttıkça, mukavemette azalma olduğu görülmektedir. Siltli çok ince kum zeminler sıvılaşmanın en çok görüldüğü en riskli zeminlerdir.

vi) Kil veya silt taşıyan bir sedimentin sıvılaşması veya büyük mukavemet kayıplarına uğraması için, ancak 0.005 mm den küçük çaplı tane oranının malzeme miktarı %15 den az, ve likit limit 35 den küçük ve tabii su muhtevası (wn) likit limitten büyük veya ona eşit ise (wn



olmaktadır.

vii) Orta veya gevşek sıkılıktaki kumlar, birçok durumlarda sıvılaşabilirken çok sıkı kumların sıvılaşması için oldukça güçlü titreşimlerin olması gereklidir. rölatif sıkılık (% Dr) değeri arttıkça, ön sıvılaşmaya ulaşmak için gerekli olan tekrarlı dinamik gerilmenin tekrar sayısı veya uygulanan kayma gerilmesi artmaktadır.

viii) Sabit aynı çevre basıncı (σ3) altında, fakat farklı boşluk oranlarındaki zeminlerde sıvılaşmanın başlaması veya göçmenin oluşması için ihtiyaç olan pik dinamik gerilme (σd), boşluk oranı değeri arttıkça azalmakta daha düşük dinamik gerilmeler altında dahi sıvılaşma riski artmaktadır. ix) Sıvılaşma riski, yeraltı suyu derinliği arttıkça

azalır. Yeraltı suyu derinliğini sadece birkaç metre düşürmek bile, sıvılaşma riskini oldukça azaltabilmektedir. Yeraltı su seviyesi 3.0 m derinliğe kadar olan yerlerde sıvılaşma riski yüksek olmaktadır. Ancak, yeraltı suyu 15 - 20 m derine indiğinde dahi sıvılaşma olayı görülebilmektedir.

x) Zemin tabakasının derinliği arttıkça, sıvılaşmanın gelişmesi yavaşlamakta veya sıvılaşma riski azalmaktadır. Yüksek statik düşey efektif gerilme, zeminin kesmeye ve kayma deformasyonlarına karşı olan direncini oldukça artırır. Deprem titreşimleri

etkisiyle sıvılaşma çoğunlukla ilk 10.0 m içerisinde olmaktadır. Fakat 20 m ye kadar sıvılaşmanın olabilmektedir.

xi) Sıkılığı aynı olan zeminlerde sismik titreşimin süresi ve pik ivme değeri arttıkça, sıvılaşma riski de artmaktadır.

xii) Gevşek, hidrolik iletkenliği az olan, çakıl boyutundan küçük ince kum ve silt zeminlerde sıvılaşma riski daha fazladır. xiii) Araştırmalar, depozitlerin jeolojik yaşı

arttıkça, zemin yoğunluğun, taneler arası çimentolanmanın, kilitlenmenin ve sıvılaşma direncinin artacağını göstermektedir. Genellikle birkaç bin yaşında olan genç depozitlerin daha yaşlı olan sedimentlere göre sıvılaşma riski daha fazladır.

xiv) Yatay efektif toprak basıncının düşey efektif basınca veya toplam düşey toprak basıncına olan oranı arttıkça, sıvılaşma riski azalmaktadır. Aşırı konsolidasyon oranı, (AKO)’nun artmasıyla da sıvılaşma direnci artmaktadır.

xv) Kumlu zeminler, ince taneli silt ve kil zeminlere göre daha geçirimlidir. Ancak, geçirimli bir kum zemin tabakası kalın ve geniş ise bu durumda drenaj yolu uzayacağından, bir deprem anında oluşan ani yükleme altında, bu tür zeminler drenajsız zemin tabakası gibi davranabilir ve sıvılaşma riski artar.

xvi) Eğimli zemin tabakalarının sıvılaşma riski eğimsiz-düz zeminlere kıyasla daha fazla olmaktadır.

xvii) Geçmişte deprem etkisi altında kalmış kum tabakalarının sıvılaşmaya karşı dirençleri artmaktadır.

xviii) Zemin sıvılaşma potansiyelini analiz eden metotlar içerisinde uygun olan metot projecinin ve arazi ve laboratuvar testlerinin türüne göre değişiklik arz eder. Farklı metotların birlikte kullanılması ve sonuçların mukayese edilmesi elde yeterli veri varsa daha uygun olacaktır. Her metodun kendine göre artıları ve eksileri vardır.

xix) Baraj tasarım mühendisleri için baraj alüvyon temellerinin sıvılaşma riskini pratik olarak değerlendirebilecekleri risk tablosu ön etüt ve tasarımlarda (Çizelge 1) kullanılabilir.

7 KAYNAKLAR

[1] Çavuş, U.Ş., “Deprem sebebiyle zeminlerin sıvılaşma potansiyelinin bulanık mantık modellemesi (fuzzy logic modelling) ile değerlendirilmesi”, Doktora Tezi, SDÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, Isparta,

2004. [2] Ishihara, K., “Stability of natural deposits

38 during earthquakes”, Proceedings 11 th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, vol 1, 321-376p., 1985.

[3] Ambraseys, N. N., “Engineering seismology” Int. J. Earthquake Eng. Struct. Dyn. 17, 1–105, 1988.

[4] Tsuchida, H. Predictioin and Countermeasure against the Liquefaction in Sand Deposits. Seminar in the Port and Harbor Research Institute. 1970.

[5] Troncoso, J. H., Verdugo, R., “Silt content and dynamic behavior of tailing sands”, Tenth International Soil Mechanics and Foundation Engineering, 3: 1311-1314 p., (1985).

[6] Obermeier, S. F., “Use of liquefaction-induced features for paleoseismic analysis- an overview of how seismic liquefaction features can be distinguished from other features and how their regional distribution and properties of source sediment can be used to infer the location and strength of holocene paleo-earthquakes”, Engineering geology, 44, 1-76p., 1996.

[7] Seed, H. B., Ugas, C., Lysmer, J., “Site-dependent spectra for earthquake resistant design”, Bulletin of the Seismological Society of America, vol 66, No 1, 221-243p., 1976.

[8] Lee, K.L. and Seed, H.B., “Cyclic stress conditions causing liquefaction of sand”, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Engineering Division, ASCE, Vol. 93, no. SM1, 47– 70, 1967.

[9] Seed, H.B. and Idriss, I.M., “Soil moduli and damping factors for dynamic response analyses”, Report EERC 70-10, Earthquake Engineering Research Centre, University of California, Berkeley, 1971.

[10] Knudsen, K. L., Sowers, J. M., Witter, R. C., Wenthworth, C. M., Helley, E. J., “Description of mapping of quaternery deposits and liquefaction susceptibility, Nine-country San Francisco bay region, California”, U.S. Department of the Interior, U.S. Geological Survey, 2000. [11] Seed, H. B., “Soil liquefaction and cyclic

mobility evaluation for level ground during earthquakes”, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, 251-255p., 1979.

[12] Youd, T. L., Perkins, D. M., “Mapping liquefaction ground failure potential, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, 433-446p.,1978.

[13] Youd, T. L., Hoose, S. N., “Liquefaction

during 1906 San Francisco earthquake” Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, 425-439 p.,1979.

[14] Youd, T. L., Idriss, I. M., “Liquefaction resistance of soil: summary report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction resistance of soils”, Journal of Geotechnical Engineering, vol 127, No:4, 297-313p., 2001.

[15] Alhas, E., “Siltli ve killi kumlarda sıvılaşma”, Yüksek Lisans Tezi, İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü,1994.

[16] Ishihara K. and Takatsu H., “Effects of overconsolidation and Ko-conditions on the liquefaction characteristics of sands”, Soils and Foundations, Vol.19, No.4, pp.59-68, 1979.

[17] Seed, H. B., ‘‘Earthquake-resistant design of earth dams.’’ Proc.,Symp. Seismic Des. of Earth Dams and Caverns, ASCE, New York, 41–64., 1983.

[18] Prakash, S., “Soil Dynamics”, McGraw Hill Book Co., New York.

[19] Sancar, T., “İnce daneli zeminlerin dinamik davranışı” Yüksek Lisans Tezi, İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, 1995.

[20] Seed, H. B., Lee, K: L., “Liquefaction of saturated sands during cyclic loading”, Journal of Soil Mechanics and Foundations, ASCE, Vol. 92, No. SM6, 1966.

[21] Kayabalı, K., “Soil liquefaction evaluation using shear wave velocity”, Engineering Geology, 121-127p., 1996.

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

[23] Robertson, P. K., Wride, C. E., “Evaluating cyclic liquefaction potential using the cone penetration test”, Canadian Geotechnical Journal, 35: 442-459, 1998.

[24] Andrus, R. D., and Stokoe, K. H., II. ‘‘Liquefaction resistance based on shear wave velocity.’’ Proc., NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, Nat. Ctr. for Earthquake Engrg. Res., State Univ. of New York at Buffalo, 89–128,1997.

[25] Andrus, R. D., and Stokoe, K. H., II., ‘‘Liquefaction resistance of soils from shear-wave velocity.’’ J. Geotech. and Geoenvir. Engrg., ASCE, 126(11), 1015– 1025, 2000.

DSİ Teknik Bülteni Sayı: 119, Nisan 2015

MERMER ATIKLARININ DOLGU BARAJLARDA KULLANABİLİRLİĞİNİN