Shamoto (1998) Yöntemi

. 0 c 15 Nc 15 N       ε = ε (4.55)

Şekil 4.35: Eşdeğer Çevrim Sayısı İle Hacimsel Deformasyon Oranı Arasındaki İlişki (Pradel, 1998)

Bunlara bağlı olarak tabaka kalınlığı ∆h olan bir tabakanın oturması (∆S) 4.56 nolu denklemle hesaplanabilir. Nc * h * 2 S= ∆ ε ∆ (4.56) 4.7.1.4 Shamoto (1998) Yöntemi

Shamoto ve diğ. (1998) tarafından analitik ve ampirik yöntemleri birlikte ele alarak sıvılaşabilir zeminlerde sıvılaşma sonrası düşey yer değiştirmeleri tahmin edebilmek bir yöntem önermişlerdir.

Sıvılaşabilir kumlu yatay zemin tabakaları için, rezidüel hacimsel deformasyonun (εvr) düşey zemin oturmalarına (Ds) neden olduğu kabul edilmektedir.

En büyük kayma deformasyonu (γmaks) belirlendiği sürece (Şekil 4.18) rezidüel hacimsel deformasyon potansiyeli (εv,r)maks hesaplanabilir.

Bu yöntemde kalıcı hacimsel deformasyon potansiyeli ((εvr)maks) ince dane miktarına göre düzeltilmiş SPT-N (Na) ve dinamik kayma gerilmesi oranına (τav/σ^’o) dayalı korelasyonlara bağlı olarak ince dane miktarı %0-10-20 için hazırlanmış grafiklerden (Şekil 4.36-37) elde edilebilir. Doygun bir kum zemin tabakasında deprem süresince 0<εvr<(εvr)maks şartı doğrulanır ve daima εvr aşağıdaki şekilde yazılabilir. Ancak bu şartlarda 0≤Cs≤1 olmalıdır. Cs gözlenen ve tahmin edilen zemin deplasmanlarının karşılaştırılması sonucunda elde edilen doğrunun eğiminden belirlenen katsayılardır.

maks vr s

vr =C *(ε )

ε (4.57)

Şekil 4.36: Temiz Kumlar için Normalize Edilmiş SPT-N değeri, Kayma Gerilmesi Oranı ile Kalıcı Hacimsel Deformasyon Potansiyeli Arasındaki İlişki (Shamoto ve diğ., 1998b)

Düşey (Ds) yer değiştirme zemin yüzeyinin aşağısında düşünülen derinlik boyunca εvr’in derinlikle integreasyonu sonucunda elde edilebilir (Shamoto ve diğ., 1998b, 1998d). Burada, z zemin yüzeyinin aşağısındaki düşey derinlik, H göz önüne alınan maksimum düşey derinliktir.

∫

ε =

∫

ε = H 0 H 0 maks vr s vr s dz C x( ) dz D (4.58)

Şekil 4.37: İDO=%10 ve 20 olan Zeminler için Normalize Edilmiş SPT-N değeri, Kayma Gerilmesi Oranı ile Kalıcı Hacimsel Deformasyon Potansiyeli Arasındaki İlişki (Shamoto ve diğ., 1998b)

εvr=0 olması durumunda Ds maksimum değerlerine ulaşır. Bu durumda (Ds)maks tahmin edilen sismik zemin oturma potansiyelini temsil eder. Gözlenen ile tahmin edilen zemin yüzeyi oturmalarının karşılaştırılmasına bağlı olarak Cs parametreleri derinlikten bağımsız bir sabit olarak kabul edilirse (4.59) denklemi (Ds)maks terimi ile ifade edilebilir : dz ) ( x C ) D ( x C D H 0 maks vr s maks s s s = =

∫

ε (4.59)

1995 Hyogoken-Nambu depreminde düz bir zeminde gözlenen ve tahmin edilen karşılaştırmalara göre elde edilen doğrunun eğimi olan Cs katsayısına göre (4.59) denklemi aşağıdaki gibi yeniden yazılabilir:

maks s

s 0.84x(D )

D = (4.60) ve (4.60) formülüne göre Ds belirlenebilir.

Sonuç olarak oturma miktarını belirlemek için hacimsel deformasyon oranı belirlenir (Şekil 4.37, 4.38)ve 4.59 nolu denklem yardımıyla hesaplanır.

4.7.1.5 Yasuhara ve diğ. (2001)

Yasuhara ve diğ. (2001) ince daneli zeminlerde tekrarlı yüklemenin neden olduğu ani oturma ve dinamik yüklemeden dolayı oluşan aşırı boşluk suyu basıncının sönümlenmesinden kaynaklanan oturmayı tahmin etmek için bir yöntem geliştirmişlerdir. Bu yöntemde dinamik yüklemeden dolayı yumuşak killerin rijitlik ve mukavemetindeki azalmalar kullanılmaktadır.

Zayıf kumlarla karşılaştırıldığında yumuşak ince daneli zeminler, tekrarlı yükler karşısında büyük deprem kuvvetlerine maruz kalmadıkça sıvılaşma oluşmayacağından daha stabil olduğu kabul edilmiştir. Bunun yanında ani oturmalar gözlemlenebilir ve yapılarda farklı oturmalara sebep olabilirler. Tekrarlı yüklemeler sonucunda ince daneli zeminlerin taşıma gücü ve rijitlik azalımı dinamik üç eksenli ve dinamik basit kesme deneyleri ile incelenmiş ve yöntemde bu davranışlar hesaplamalara katılmıştır.

Önerilen yöntemdeki basitleştirilmiş formüller efektif çevre gerilmesiyle normalize edilmiş depremin neden olduğu aşırı boşluk suyu basıncı (u/p’c), plastisite indisi (IP) ve göçmeye karşı güvenlik faktörünün (Fs) bir fonksiyonu olarak verilmiştir. Tekrarlı yükleme sonucu oluşan oturmaları hesaplayan yöntem farklı geoteknik özelliklere sahip yumuşak zeminler için kullanılabilmektedir.

Bu formüller kullanılarak yapılan hesaplamalar sonucunda Yasuhara ve diğ. (2001) Geoteknik mühendisleri tarafından kullanılmak üzere tasarım kartları hazırlamıştır. Bu kartlar f1 (deprem sonrası ani oturma/deprem öncesi ani oturma) ve f2 (∆Svr, e, H’a bağlı) ile efektif çevre gerilmesiyle normalize edilmiş depremin neden olduğu aşırı boşluk suyu basıncı (u/p’c) arasındaki ilişkilere göre hazırlanmıştır (Şekil 4.38). Burada e boşluk oranı, ∆Svr deprem sonrası boşluk suyu basıncının sönümlenmesiyle oluşan yeniden sıkışmanın meydana getirdiği oturma, H yumuşak tabakanın yüksekliğidir. Bu yöntemin dez avantajlarından biri depremin neden olduğu ani oturmaları fazla tahmin ettiğini bunun nedeninin ise E50 değerini kullandığından kaynaklandığını belirtmişlerdir.

Şekil 4.38: Dinamik Yüklemenin Neden Olduğu Aşırı Boşluk Suyu Basıncına Karşı Ip ve Fs’in Fonksiyonu Olarak Belirlenen Oturma Oranları (Yasuhara ve diğ., 2001)

Depremler sonucunda oluşan oturmalar iki ayrı kategoride incelenmiştir. Zemin üzerinde yapıların bulunduğu durumlar ve yapının bulunmadığı durumlardır. Yapı bulunduğu durumlarda depremlerden hemen sonra gözlemlenen ani oturmalar, ∆Si,cy, ve deprem sonrası boşluk suyu basıncının sönümlenmesiyle oluşan yeniden sıkışma sonucu oluşan oturma, ∆Svr’dır. Depremler altında üzerinde yapı bulunan bir zeminin toplam oturma miktarı (∆Scy);

{

H/(1 e )

}

f S * f S S S_cy =∆ _i,cy +∆ _vr = _{1 i,NC}+ ₂ + _o ∆ (4.57)

Burada Si,NC statik yükleme sonucu oluşan oturma, H yumuşak tabakanın kalınlığı, eo başlangıç boşluk oranıdır.

İkinci olarak üzerinde yapı olmayan durumda ise ani oturmaların gözlenmesi pek beklenmez, bunun yanında deprem sonrası yeniden sıkışmadan kaynaklanan oturmalar önemli olabilmektedir. Çünkü üzerinde yapı olan duruma göre daha fazla boşluk suyu basıncı oluşabilmektedir. Kumlarda sıvılaşma sonrası oluşan yeniden sıkışma oturması dinamik yüklerden dolayı oluşan boşluk suyu basıncının (sıvılaşma sonrası düşey gerilmeye eşittir) ani şekilde sönümlenmesi ile çok çabuk oluşabilmektedir. İnce daneli zeminlerde düşük boşluk suyu basıncı oluşsa bile depremin oluşturduğu aşırı boşluk suyu basınçlarının sönümlenmesi bazen uzun zaman alır.

4.8 Sonuçlar

Büyük depremlerde meydana gelen yıkıcı hasarların bir kısmı zemin sıvılaşması ve yanal yayılmadan kaynaklanmaktadır. Bu nedenle öncelikli olarak sıvılaşma ve yanal yayılma mekanizmalarının iyi anlaşılarak, mühendislik yapıları üzerinde ne tür etkileri olabileceği, başlangıç kayma gerilmesinin zemin mukavemeti üzerine etkileri ve deprem anında ve sonrasında zeminde oluşacak boşluk suyunun hareketi hakkında bilgi sahibi olunması gerekmektedir.

Efektif gerilmenin yaklaşık olarak sıfır olduğu (sıvılaşma) geniş alanlarda zemin yüzeyinde büyük deplasmanlar meydana gelir. Deplasmanın büyüklüğü ve yönü hakim olarak zemin yüzeyinin şev açısı ile kontrol edilir. Ayrıca sıvılaşan tabakanın en alt yüzeyinin eğimi ve sıvılaşan tabaka kalınlığının deplasmanlar üzerinde önemli etkisi vardır(Yoshida, 1989). Bu etkilerle beraber yanal yayılmayı etkileyen bir çok faktör bulunmakta olup bunlar değişik şekilde farklı araştırmacıların çalışmalarında yer almaktadır (Tablo 4.3). Oturmanın belirlenmesinde etkili olan hacimsel deformasyon ve yanal yayılmanın belirlenmesinde kullanılan kayma şekil

değiştirmeleri ise farklı araştırmacılar tarafından farklı yöntemlerle belirlenmeye çalışılmıştır.

Tablo 4.3: Yanal Yayılma Deplasmanlarını Belirlemek İçin Yöntem Geliştiren Yazarlar Ve Kullandıkları Parametreler

Yazar Kullanılan Parametreler

Jibson (1993) a = Yatay yüzey ivmesi, ay = Akma ivmesi (g)

Yegian ve diğ. (1991)

ay = Akma ivmesi (g)

Eşdeğer üniform taban hareketinin parametreleri:

N_eq = Çevrim sayısı, T = Periyot, a_P = En büyük ivme

Baziar ve diğ. (1992)

N_eq = Çevrim sayısı, a_y = Akma ivmesi (g), a_maks = En büyük yatay yüzey

ivmesi, v_maks = Deprem kaydının hızı, f(a_y/ a_max) = Sinüzoidal harekete bağlı

bir fonksiyon Towhata ve diğ.

(1991,1992)

B = Sağlam tabanın kalınlığı, H = Sağlam tabanın yüksekliği, T = Sıvılaşmamış yüzey zeminin kalınlığı, P = Yüzeysel zeminin kalınlığının da

içeren toprak basıncı, γ = Sıvılaşmış zeminin birim hacim ağırlığı, τr =

Sıvılaşmış zeminin rezidüel kayma mukavemeti (τ_r = 0 kabul edilir), E =

Sıvılaşmamış yüzey zeminin elastik modülü Tokida ve diğ.

(1993)

L = Kaymanın uzunluğu (m), H = Sıvılaşan tabakanın ortalama kalınlığı (m), T = Sıvılaşmayan yüzey tabakasının ortalama kalınlığı (m), θ = Zemin yüzeyinin eğimi (%), (her tabaka ara kesiminin eğimine eşit kabul etmişlerdir) Ishihara ve

Yoshimine (1992)

Sıvılaşma sonrası hacimsel şekil değiştirme (εv), sıvılaşmaya karşı güvenlik

faktörü (F_s), relatif sıkılık (D_r),birim hacim ağırlık ( γ)

Youd ve Perkins (1987)

R = Sismik enerji kaynağına yatay mesafe (km), M_w = Moment manyitüdü

Hamada ve diğ.

(1994) ^{H = Sıvılaşmış zeminin kalınlığı (m), θ = Ya zemin yüzeyinin yada sıvılaşmış} zemin tabanının eğiminden hangisi daha büyükse o alınır (%)

Rauch (1997)

D = Ortalama yatay deplasman, Rf = Kırılan faya en kısa yatay mesafe, Mw =

Moment Büyüklüğü, Amaks = Zemin yüzeyinde en büyük yatay ivme, Td =

Kuvvetli deprem hareketinin (>0.05g) süresi (sn), Lslide=Şevin en üstünden

topuğa doğru kayma alanının uzunluğu, S_top=Yanal yayılma yüzeyinin tamamı

boyunca ortalama eğim, H_face=Serbest yüzeyin yüksekliği. Topuktan zemin

yüzeyine doğru düşey olarak ölçülen mesafe, ZFSmin=Minimum güvenlik

faktörüne karşılık gelen ortalama mesafe, Zliq = Sıvılaşan tabakanın en üs

kısmına ortalama mesafe. Bartlett ve Youd

(2002)

Mw = Depremin moment manyitüdü, R = Kırılan fay veya sismik enerji

kaynağına en yakın yatay mesafe (km), T₁₅ = N_1,60 ≤15 olduğu doygun, kaba

daneli zeminlerin kalınlığıdır (m). F15= T15 de ortalama ince dane miktarı (%

olarak 0.075 mm den daha küçük çaplılar), D5015= T15 de ortalama D50 dane

çapı (mm)

Shamoto (1998) ^{Kalıcı kayma deformasyonu potansiyeli ((γ}r)maks), ince dane miktarına göre

düzeltilmiş SPT-N (N_a), dinamik kayma gerilmesi oranı (τ_av/σ’

o) ve İDO

Wu (2002) Temiz kum eşdeğeri SPT-N değeri (N_1,60)_cs ve şekil değiştirme potansiyel

indeksinin (SPI) Fiziksel Model

(Yasuda ve diğ., 1999)

Eşik şekil değiştirme değeri (γ_L), relatif sıkılık (D_r) ve sıvılaşmaya karşı

güvenlik faktörü (FL)

Cyclic 1D Yazılımı

Kayma Dalgası hızı (Vs), sürtünme açısı (φ), poisson oranı (ν), permeabilite

(k) ve zeminin birim hacim ağırlığı (γ)

Sonuç olarak her yöntemin bazı kısıtlamaları bulunmakta olup bunlar dikkate alınarak analizlerde kullanılması daha sağlıklı sonuçlar verecektir.

5. ADAPAZARI ZEMİNLERİNİN SIVILAŞMA POTANSİYELİNİN

Belgede Depremler Sırasında Zeminlerin Davranışına Bağlı Olarak Meydana Gelen Zemin Deplasmanlarının Belirlenmesi (sayfa 170-177)