2. LİTERATÜR ÖZETİ
2.2 Fiziksel Mekanik Testler Yardımıyla Kazılabilirlik Tahmini
2.2.5 Schmidt çekici deneyi
Schmidt çekici deneyi arazide yerinde de uygulanabilen bir deney olduğundan kayaçların kazılabilirliği ile ilişkisi birçok araştırmacı tarafından araştırılmıştır. Bilgin ve diğ., (1990) Haliç tüneli kazısı sırasında kollu galeri açma makinelerinin performansını araştırmışlardır. Bu araştırma sonucunda Schmidt çekici değeri arttıkça net kazı hızının azaldığı görülmüştür. Benzer bir çalışma Göktan ve Güneş (2005) tarafından yapılmış ve benzer sonuçlar elde edilmiştir. Ceylanoğlu (1991) Schmidt çekici kullanarak elektrikli ekskavatörlerin performansı üzerine bir çalışma yapmış ve Schmidt çekici değeri arttıkça kazı için harcanan enerjinin arttığı sonucuna varmıştır. Yapılan çalışmalar sonucunda Schmidt çekici sertliğine bağlı olarak kayaç kazılabilirliğinin değiştiği gözlenmiştir ve bu kazı hızının kestiriminde indeks değer olarak tavsiye edilmiştir. Şekil 2.7’ de Kielder tünelinde yapılan bir araştırmaya ait grafikte bu ilişkinin nasıl olduğu görülmekte ve bahsedilen önceki çalışmalarda da benzer sonuçlar elde edilmiştir.
Şekil 2.7 : İlerleme hızı ile Schmidt çekici arasındaki ilişki (Sheorey, 1984).
12 16 20 20 24 28 32 36 İlerle m e H ızı (m /h)
16 2.2.6 NCB koni delici
Stimpson ve Acott (1983), N.C.B koni delici değeri ile kollu kazıcılar ve tam cephe mekanize kazıcıların kazı hızları arasındaki ilişkiyi araştırarak Şekil 2.8’ de verilen eğrileri elde etmişlerdir. Farklı marka kazıcılarla yapılan bu değerlendirmeye göre şekillerden de anlaşılacağı gibi koni delici değeri arttıkça kazı hızının azaldığı ortaya çıkmıştır.
Şekil 2.8 : Kazı hızının koni delici değeri ile değişimi (Stimpson ve Acott, 1983). 2.2.7 Shore skeleroskope sertliği deneyi
Shore sertliği, Shore Skeleroskobu ile bulunan bir indeks değeridir. Shore sertliği yüksek olan kayaçların kazılabilirliğinin az olduğu, ayrıca belli bir kazı makinesi ile çalışırken yüksek Shore sertliğine sahip zonlardan geçerken ilerleme hızının azaldığı saptanmıştır (Rabia ve Brook, 1980).
2.2.8 Shore skeleroskobu ile plastik sertlik deneyi
Shore sertliği testi gibi Shore Skeleroskobu kullanılarak yapılan bu test kazılabilirliğe etki eden kayaçların kırılganlık özelliğini irdelediği için diğer deneylerin yanında kullanılması gerekir. Yazıcı (1984) yaptığı çalışma sonucunda yüksek plastiklik katsayısının güç kazılabilirliğe eş değer olduğunu göstermiştir.
2.2.9 Cerchar sertlik deneyi
Deney, dönüş hızı 190 devir/dakika ‘ ya ayarlanabilir sütunlu ağır tip bir matkapla 20 kg baskı kuvveti altında 1 cm’ lik deliğin delinmesi için gerekli sürenin tespitinden ibarettir. AM50 ve AM120 tipi kollu galeri açma makineleri için Cerchar sertliği değerine bağlı olarak kazı hızının değişimi üzerine bir çalışma yapılmış ve Cerchar
0 4 8 0 2 4 K azı H ızı (m 3/h)
Koni Delici Değeri Kollu Makine Dosco (a) 0 4 8 0 5 10 K azı H ızı (m 3/h)
Koni Delici Değeri Tam Cephe Makine
Dema
Robins (b)
17
sertliği değeri arttıkça kazı hızının azaldığı sonucuna varılmıştır (Şekil 2.9). Benzer şekilde Coder (1973) tam cepheli tünel açma makinelerinin davranışları üzerine yaptığı araştırma da bu sertlik değerinin kayaçlarının kazılabilirliklerinin tayininde çok önemli bir rol oynadığını göstermiştir. Cerchar sertlik değeri kömür yan kayaçlarının jeoteknik özellikleri açısından sınıflandırılmasında da kullanılmaktadır.
Şekil 2.9 : Voest Alpine kollu makinelerinde kazı hızının Cerchar sertliği ile değişimi (Coder, 1973).
2.2.10 Cerchar aşındırıcılık deneyi
Cerchar aşındırıcılık deneyi mekanize kazıcılar için önemli bir parametre olan keski aşınması konusunda önceden kestirimde bulunabilmek ve kolay yapılabilirliği nedeni ile çok geniş uygulama alanı bulmuştur. West (1986) tarafından yapılan bir çalışmada kayaç kuvars içeriğiyle Cerchar aşınma indeksi arasındaki ilişki araştırılmış ve sonuç olarak kayaç kuvars değeri arttıkça Cerchar aşınma indeks değerinin de arttığı görülmüştür (Şekil 2.10).
Şekil 2.10 : Cerchar aşındırıcılık indeksi ile kuvars miktarının değişimi (West, 1986).
0 15 30 0 40 80 Cer cha r Sert liğ i Kazı Hızı (m3/h) AM50 AM120 0 15 30 0 30 60 Cer cha r Aşı nm a İnd ek si Kuvars (%)
18
Kollu galeri açma makineleri ve tam boyutlu tünel açma makineleri için yapılan iki ayrı çalışma yapılmıştır (Nizamoğlu, 1978; Johnson, 1986). Yapılan bu çalışmalarda yerinde yapılan ölçümler sonucunda keski sarfiyatı ile kayaçların Cerchar aşınma indeksi değerleri arasındaki ilişki araştırılmış ve kayaçların Cerchar aşınma indeksi değeri arttıkça keski sarfiyatının da arttığı sonucuna ulaşılmıştır (Şekil 2.11).
Şekil 2.11 : Cerchar aşınma indeksi ile keski sarfiyatı arasındaki ilişki (Nizamoğlu, 1978; Johnson, 1986).
2.3 Disk Keskiler ve Tasarım Parametreleri 2.3.1 Disk Keskiler
Disk keskiler (Şekil 2.12) diğer döner keskilere oranla birbirini sıralı olarak takip eden kazı sistemleriyle yüksek kazı verimi sağlar. Kazı veriminin yüksek olmasında tek noktadan yükü almaları etkilidir ve yüksek yatak kapasiteleri sayesinde daha derin kesme derinliklerine ulaşırlar ve bu keskiler TBM kafasının istenilen bölgesine yerleştirilebilirler. Pahalı olmalarına karşın en önemli avantajlarından birisi ise keskinin üzerinde ring’ in aşındıktan sonra yenilenebilmesidir. Bu sayede TBM tünelciliğindeki keski maliyetlerinin düşürülmesine olanak sağlanmıştır.
(a) (b)
Şekil 2.12 : (a) tek diskli keski, (b) çok sıralı disk keski (Maidle ve diğ., 2008).
0 1 2 0 3 6 K esk i Sa rf iy at ı ( adet /m 3)
Cerchar Aşınma İndeksi Kollu Makineler 0 3 6 0 2 4 Dis k Adet i /m T ün el
Cerchar Aşınma İndeksi Tam Cephe Kazı Mak.
19
Tek diskli keskilerin geometrisini keskilerin çapları ve kesme profilleri belirler. Kesme profilinde önemli bir parametre disk keskilerin uç açıları olup yaklaşık 20 yıl öncesine kadar disk keskilerin uç açıları 60o’ den 120o’ ye kadar değişmekte ve bu disk keskilere
V tipi disk keskiler denilmekteydi. V tipli disk keskiler kullanılarak yüksek ilerleme elde edilse de zamanla bu keskilerin çok çabuk aşındığı fark edilmiştir. Bu doğrultuda uç aşınmasını azaltmak amacıyla ucu küt olan sabit kesitli keskiler (CCS) geliştirilmiştir. Geliştirilen bu keskilerle birlikte daha yüksek makine performansı elde edilmiş ve CCS tip keskiler TBM endüstrisinde bir standart olarak kabul edilmiştir. V tipli ve CCS tipli disk keskilere ait ring profili Şekil 2.13’ te verilmiştir (Tumaç, 2010).
Şekil 2.13 : Disk keskilerde ring profili; (A) V-tip, (B) CCS tip (Maidle, B., ve diğ., 2008).
2.3.2 Disk keski tasarım parametreleri
Tam cepheli tünel açma makinelerinde kullanılan disk keskilerin tasarım parametrelerinin kaya kesme işlemi sırasındaki gösterimi Şekil 2.14’ te verilmiştir (Bilgin, 1989).
20 Burada;
s : Keskiler Arası Mesafe (mm) d : Kesme Derinliği (mm) w : Disk kalınlığı (mm) D : Disk çapı (mm)
: Disk açısı
: Kayaç sökülme açısı FR : Yuvarlanma Kuvveti (kN) FT : Normal Kuvvet (kN) FS : Yanal Kuvvet (kN)
Şekil 2.14’ te verilen normal kuvvet (FT), makinenin belirli kesme derinliğini sağlaması için gerekli olan arına bastırma kuvvetinin; yuvarlanma kuvveti, kesici kafanın dönüşü esnasında gerekli olan tork ve güç gereksiniminin; yanal kuvvetler ise genellikle makine kesici kafanın balansında titreşimleri en aza indirmek için yapılan hesaplamalarda kullanılmaktadır. Tasarım parametrelerinin kesme işlemi esnasında farklı bir gösterimi Şekil 2.15’ te görülmektedir.
Şekil 2.15 : Disk ilerleme geometrisi (Roxborough ve Phillips, 1975). 2.4 Disk Keski – Kaya Etkileşimi
Kayacın kesilmesi işlemi esnasında disk üzerinde var olan kuvvetlerin etkisiyle disk keski altında kalan kayaç kırılmaya, parçalanmaya ve toz haline gelmeye zorlanmaktadır. Özdemir ve diğ. (1978) yaptıkları çalışmalar sonucunda disk keski altında kalan bölgede oluşan etkileri açıklamaya çalışmışlardır.
21
Şekil 2.16 – 2.17’ de disk keski altında parçalanmış bölge oluşumu gösterilmektedir. Disk keskinin geometrisinden dolayı, uygulanan dikey kuvvet (F kuvveti) keskinin ucunda yoğunlaşmaktadır. Bu durum kayaçtaki ilk kırılmanın uygulanan kuvvet yoğunluğundan ötürü keskinin altında kalan bölgede olacağını göstermektedir. Daha açık bir ifadeyle var olan bu durum enerjinin büyük bir kısmının keskinin altındaki bölgeyi parçalamaya, kırmaya ve kayacı toz haline getirmek için harcanması anlamına gelmektedir. Enerjinin kalan kısmı ise iki keski arasındaki köprünün (çip) oluşumuna harcanmaktadır. Çip oluşumunun keskinin yan taraflarında azalan basınç kuvvetinin ve sonuçta oluşan çekme kırıklarının sonucunda oluştuğu görülmektedir (Şekil 2.17).
Şekil 2.16 : Disk keski altındaki kırılma zonu (Özdemir ve diğ, 1978).
Şekil 2.17 : Disk keskiler ile kaya kesme ve keskiler arasında çip oluşumu (Özdemir ve diğ, 1978).
22
Kaya kesme işlemi esnasında disk keskiye gelen kuvvetlerin şematik gösterimi ise Şekil 2.18’ de görülmektedir. Bu kuvvetler (normal, yanal ve yuvarlanma kuvveti), tünel açma makinesinin kesici kafa tasarımı, optimizasyonu ve makine dizaynında kullanılmaktadır. Bunun yanı sıra, bu kuvvetler kesici makinenin işletimi ve performansının tahmininde de kullanılmaktadır. Bu bilgiler, kaya koşullarında kazı yapacak makinelerin mekanik kazı sistemlerinin fizibilite çalışmalarında da önemli yer tutmaktadır.
Şekil 2.18 : Disk keskiye gelen kuvvetlerin şematik gösterimi (Özdemir ve diğ, 1978). 2.5 Disk Keski Teorileri
Disk keskilerle ilgili geliştirilen modellerin temelinde kesici disk üzerine etki eden kuvvetlerin hesaplanması vardır. Roxborough ve Phillips (1975), yaptıkları çalışma sonucunda V tipli diskler için disk keski üzerine etki eden yanal ve normal kuvvetin hesaplanması için bir model geliştirmişlerdir. Geliştirilen bu modelde keski üzerine etki eden normal kuvvetin hesaplanması için Eşitlik 2.1 önerilmiştir.
𝐹𝑁 = 𝜎𝑐. 𝐴 (2.1)
Burada;
c : Kayacın basınç dayanımı (MPa)
23
Kayacın basınç dayanımı değeri yapılacak deneysel çalışmalar sonucunda elde edilebilecektir. Disk keskinin kayaya temas yüzeyinin hesaplanmasında ise öncelikle kesme işlemi sırasında oluşan kesme hattının uzunluğu (𝑙, mm); disk çapı (D, mm) ve kesme derinliğine (d, mm) bağlı olarak Eşitlik 2.2’ den hesaplanabilir.
𝑙 = 2√𝐷. 𝑑 − 𝑑2 (2.2)
Daha sonra Eşitlik 2.3 kullanılarak disk keskinin kayaya temas yüzeyi hesaplanabilmektedir.
𝐴 = 2. 𝑑. 𝑙. 𝑡𝑎𝑛∅2 (2.3)
Burada;
: Disk keski uç açısı (o)
Eşitlik 2.2 ve Eşitlik 2.3 kullanılarak normal itme kuvveti (FN) Eşitlik 2.4’ ten
hesaplanabilmektedir.
𝐹𝑁 = 4. 𝜎𝑐. 𝑑. 𝑡𝑎𝑛∅2√𝐷. 𝑑 − 𝑑2 (2.4)
Diske etki eden yuvarlanma kuvvetinin hesaplanmasında ise yuvarlanma kuvveti ve normal kuvvet arasındaki ilişkiler irdelenmiş ve sonuç olarak Eşitlik 4.5 elde edilmiştir.
𝐹𝑁
𝐹𝑅 = √
𝐷−𝑑
𝑑 (2.5)
Daha sonra Eşitlik 2.4’ te elde edilen sonuç Eşitlik 2.5’ te yerine yazılarak yuvarlama kuvvetinin hesaplanabilmesi için Eşitlik 2.6 elde edilmiştir.
𝐹𝑅 = 4. 𝜎𝑐. 𝑑2. 𝑡𝑎𝑛∅