Zemin özelliklerinin jet enjeksiyonu tasarımına etkilerinin araştırılması

T.C.

PAMUKKALE ÜNİVERSİTESİ

FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

JEOLOJİ MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ZEMİN ÖZELLİKLERİNİN JET ENJEKSİYONU TASARIMINA

ETKİLERİNİN ARAŞTIRILMASI

YÜKSEK LİSANS TEZİ

ERSİN KANDEMİR

T.C.

PAMUKKALE ÜNİVERSİTESİ

FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

JEOLOJİ MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

ZEMİN ÖZELLİKLERİNİN ENJEKSİYONU TASARIMINA

ETKİLERİNİN ARAŞTIRILMASI

YÜKSEK LİSANS TEZİ

ERSİN KANDEMİR

i

ÖZET

ZEMİN ÖZELLİKLERİNİN JET ENJEKSİYONU TASARIMINA ETKİLERİNİN ARAŞTIRILMASI

YÜKSEK LİSANS TEZİ ERSİN KANDEMİR

PAMUKKALE ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ JEOLOJİ MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

(TEZ DANIŞMANI: DOÇ. DR. İBRAHİM ÇOBANOĞLU) DENİZLİ, OCAK-2019

Bu çalışmada, zeminlerde meydana gelebilecek olası deprem durumunda sıvılaşma ve taşıma kapasitesi duyarlılığı hesaplama yaklaşımları değerlendirilmiştir. Daha sonra oluşturulan jet enjeksiyonu zemin iyileştirme metodunun tasarım aşamalarında kullanılacak parametreleri belirlenerek bir tasarım yazılımı hazırlanmıştır. Bu tasarım yazılımının amacı daha önceden yapılan arazi ve laboratuvar deneyleri ile saptanan zemine ait parametreler ile zeminde inşaat esnasında ve sonrasında oluşabilecek olası senaryoları belirlemektedir. Ayrıca, jet enjeksiyonu zemin iyileştirmesi metoduna karar verilen bir yerde uygulanacak çalışmaların yeterli olup olmadığını önceden ortaya koymaktadır.

Bu tasarım yazılımına SPT vuruş sayısı ve zemine ait özellikler girildiğinde 3 farklı hesap yöntemiyle sıvılaşma analizi yapılmaktadır. Buna bağlı olarak istenilen karelaj ve çap doğrultusunda zeminde oluşturulan yüksek modüllü kolonların sıvılaşma direnci ve üzerine gelecek yüke karşı taşıma kapasitelerinin yeterli olup olmadığı belirlenmektedir. Bu doğrultuda, güncel bir jet enjeksiyonu çalışmasında zemine bağlı farklı tasarım parametreleri belirlenmiştir. Bu parametrelerle deneme kolonları oluşturulmuştur. Bu kolonlarda imalattan 7 gün sonra çap ve boy kontrolleri yapılmıştır. Karot numuneler alınarak laboratuvar ortamında tek eksenli sıkışma dayanımı değerleri tayin edilmiştir. En ideal jet enjeksiyonu kolonuna ait imalat parametrelerini kullanarak tüm imalat çalışmaları bu parametrelerde gerçekleştirilmiştir.

Deneme kolonları ile belirlenen parametrelerle 2 x 2 m aralıklarında 80 cm çapında jet enjeksiyonu kolonları imal edilmiştir. İmalatın tamamlanmasından sonra çeşitli kolonlarda tam boy karot alımı yapılmıştır. Bu karotlarda çeşitli seviyelerden örnekler alınmıştır. Bu örnekler boy/çap oranı 2/1 olarak kesildikten sonra birtakım laboratuvar testleri (kuru ve doygun halde birim hacim ağırlık deneyi, tek eksenli basınç deneyi, P ve S dalgası hızları testi) gerçekleştirilmiştir.

Sonuç olarak hazırlanan tasarım yazılımı ile imal edilen kolonlardan elde edilen karot örneklerinin tek eksenli sıkışma dayanımları karşılaştırıldığında tatmin edici sonuçlar ortaya konmuştur.

ii

ABSTRACT

INVESTIGATION OF THE EFFECTS OF SOIL PROPERTIES ON JET GROUT DESIGN

MSC THESIS ERSİN KANDEMİR

PAMUKKALE UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE GEOLOGICAL ENGINEERING

(SUPERVISOR: ASSOC. PROF. DR. İBRAHİM ÇOBANOĞLU) DENİZLİ, JANUARY 2019

In this study, soil liquefaction susceptibility and bearing capacity calculation approaches in case of an earthquake were evaluated. Then, a design software was prepared by determining the parameters to be used in the design stages of jet grout ground improvement method. The purpose of this software is to determine the possible scenarios that may occur during and after construction works on the ground by using the parameters determined by the previously conducted field and laboratory experiments. In addition, determination of the studies to be carried out in a place where the ground improvement method is decided is sufficient or not.

When the SPT blow counts and the properties of the soil are entered into this software, liquefaction susceptibility analysis is performed with 3 different calculation methods. Accordingly, it is determined whether the formed high modulus columns in the ground with determined grid and diameters are sufficient to have liquefaction resistance and bearing capacity against the load or not.

In this respect, different design parameters were determined in a current jet grout study. Trial columns were created with these parameters and diameters and heights were checked 7 days later from the production. Core samples were taken and uniaxial compressive strength values were determined in laboratory. All operations were performed using the parameters from the produced the most ideal jet grout column.

With the parameters determined by the trial columns, 80 cm in diameter jet injection columns were produced in 2 x 2 m intervals. After the completion of the production, full-length cores were taken in various columns. Core samples were taken from various levels then, were cut with length to diameter ratio of 2 after a number of laboratory tests (dry and saturated unit volume weight test, uniaxial compressive strength test, P and S wave velocity) were performed.

As a result, reasonable results were obtained when the uniaxial compressive strength values of the cores obtained from the columns which were designed by the prepared software were compared.

iii

İÇİNDEKİLER

TABLO LİSTESİ --- vii

SEMBOL LİSTESİ --- viii

ÖNSÖZ --- x

1. GİRİŞ--- 1

1.1. Çalışmanın Amacı ve Kapsamı --- 2

1.2. Önceki Çalışmalar --- 2

1.3. Çalışma Alanı --- 4

2. İNCELEME ALANI VE ÇEVRESİNİN JEOLOJİK ÖZELLİKLERİ --- 6

2.1. Genel Jeoloji --- 6

2.2. Yapısal Jeoloji --- 7

3. İNCELEME ALANININ JEOTEKNİK ÖZELLİKLERİ --- 9

3.1. Giriş --- 9

3.2. Sondaj Verilerine Göre Zemin Özellikleri --- 9

3.2.1 Standart Penetrasyon Testi --- 9

3.2.1.1 Şahmerdan Verimi Düzeltme Faktörü --- 10

3.2.1.2 Tij Uzunluğu Düzeltme Faktörü --- 11

3.2.1.3 Sondaj Çapı Düzeltme Faktörü --- 11

3.2.1.4 İç Gömlek Düzeltme Faktörü --- 12

3.2.1.5 Vuruş Sayısı Sıklığı Düzeltme Faktörü --- 12

3.2.1.6 Yük Düzeltme Faktörleri --- 12

3.3. Laboratuvar Deneylerine Göre Zemin Özellikleri --- 14

4. İNCELEME ALANINDAKİ ZEMİNLERİN SIVILAŞMA DUYARLILIĞININ BELİRLENMESİ --- 19

4.1. Giriş --- 19

4.2. Sıvılaşma Potansiyeli Analiz Yöntemleri --- 21

3.3. Çalışma Alanının Sıvılaşma Potansiyelinin Belirlenmesi --- 25

5. SIVILAŞMA RİSKİNE KARŞI ZEMİN İYİLEŞTİRMESİ --- 30

5.1. Giriş --- 30

5.2. Sıvılaşma Riskine Karşı Jet Enjeksiyonu Metodu İle Zemin İyileştirme Projelendirilmesi ve Proje Tasarım Yazılımının Hazırlanması --- 31

5.2.1. Jet Enjeksiyonu Yöntemi --- 32

5.2.2. Jet Enjeksiyonu Ekipmanı --- 33

5.2.3. Jet Enjeksiyonu Kolon İmalat Parametreleri --- 35

5.2.3.1. Enjeksiyon Basıncı --- 38

5.2.3.2. Çekme ve Dönme Hızı --- 38

5.2.3.3. Enjeksiyon Akış Oranı --- 39

5.2.4. Jet Enjeksiyonu Karışım Hesabı --- 40

5.2.5. Jet Enjeksiyonu Kolon Kontrol Testleri --- 41

5.2.5.1. Kolonlardan Örnekleme Yapılması--- 41

5.2.5.2. Kolon Yükleme Deneyi --- 43

iv

5.2.5.4. Çap Kontrolü--- 45

5.2.6. Jet Enjeksiyonu Tasarım Yazılımının Oluşturulması --- 45

5.2.7. Jet Enjeksiyonu Kolon Tasarımı --- 49

5.2.7.1 Zemin Maksimum Kayma Modülünün Saptanması --- 49

5.2.7.2 Elastisite ve Kayma Modüllerinin Belirlenmesi --- 50

5.2.7.3 Alan Yer Değiştirme Oranı Tayini: --- 51

5.2.7.4 Zemin Maksimum Kayma Modülü ve Kayma Modülü Oranı--- 51

5.2.7.5 Çevrimsel Gerilim Oranı ve Gerilim Azaltım Faktörü --- 52

5.2.7.6 Birim Alana Gelen Maksimum Kesme Kuvveti ile Kolon Kayma Direnci --- 53

5.2.7.7 İyileştirme Öncesi ve Sonrası Taşıma Kapasitesi: --- 54

5.2.8. Jet Enjeksiyonu Karotların Fiziksel Özellikleri --- 54

6 SONUÇLAR VE ÖNERİLER --- 61

v

ŞEKİL LİSTESİ

Sayfa

Şekil 1.1: Çalışma alanı yer bulduru haritası. ... 5

Şekil 2.1: Gediz grabeni genelleştirilmiş jeoloji haritası ... 7

Şekil 3.1: SPT deney düzeneği ana parçalar ... 10

Şekil 3.2: SK-448+428 sondaj loğu ... 14

Şekil 3.3: İyileştirmesi yapılacak alanda açılan 2 adet araştırma çukuru. ... 17

Şekil 3.4: Açılan araştırma çukurlarından alınan örselenmiş ve tüp (örselenmemiş) zemin örneği ... 17

Şekil 3.5: Araştırma çukurundan elde edilen örnekler üzerinde elek analizi ve kıvam limitleri deneyleri. ... 18

Şekil 3.6: Örnekler üzerinde yapılan kesme kutusu deneyi. ... 18

Şekil 4.1: Tane boyu ve sıvılaşma ilişkisi ... 21

Şekil 5.1: Jet enjeksiyonu imalat yöntemleri. ... 33

Şekil 5.2: Jet enjeksiyonu kolon imalatı için delgi makinası ve çimento silosu. ... 34

Şekil 5.3: Jet enjeksiyonu imalatında kullanılan püskürtme memesi ... 34

Şekil 5.4: Jet enjeksiyonu imalatında kullanılan mikser ve pompa üniteleri. ... 35

Şekil 5.5: Çalışma alanımızda farklı parametreler kullanarak yapılan deneme kolonları ... 37

Şekil 5.6: Jet enjeksiyonu kolonu ve enjeksiyon basıncı arasındaki ilişki ... 38

Şekil 5.7: Püskürtme gövdesinin çekilme hızının ıslah edilen hacme etkisi ... 39

Şekil 5.8: Jet enjeksiyonu test kolonundan karot alımı. ... 42

Şekil 5.9: İmalatı tamamlanmış jet enjeksiyonu kolonundan tam boy süreklilik tayini. 42 Şekil 5.10: Kolon yükleme test şematik görünümü. ... 43

Şekil 5.11: Kolon yükleme testi için deö,r yerleşimi. ... 44

Şekil 5.12: İmalat sonrası kolon süreklilik testi ... 44

Şekil 5.13: Jet enjeksiyonu imalatı esnasında yapılan çap kontrolü. ... 45

Şekil 5.14: Program başlangıç ara yüzü ve başlat menüsü. ... 46

Şekil 5.15: Şahmerdan türü ve sondaj bilgilerine göre SPT-N düzeltmesi. ... 46

Şekil 5.16: Programda zemin bilgileri ve sismik verilerin girilmesi. ... 47

Şekil 5.17: Programda sıvılaşma analizi ara yüzü. ... 47

Şekil 5.18: Programda jet enjeksiyonu çap ve aralık tayini. ... 48

Şekil 5.19: İyileştirme öncesi ve sonrası taşıma gücü belirleme. ... 49

Şekil 5.20: Çalışma alanındaki jet enjeksiyonu kolonların yerleşim planı. ... 49

Şekil 5.21: Deprem kayma dalgalarının dağılım modeli ve birim hücrenin tanımlanması. ... 50

Şekil 5.22: Alan değişim oranı ve kayma modülü oranına bağlı gerilim azaltım faktörü ... 53

Şekil 5.23: Jet enjeksiyonu imalatından alınan kırıma hazırlanan karot örnekleri. ... 55

Şekil 5.24: K1-7 No’lu jet grout karot örneğine ait gerilme-birim deformasyon eğrisi. 56 Şekil 5.25: K2-1 No’lu jet grout karot örneğine ait gerilme-birim deformasyon eğrisi. 57 Şekil 5.26: K2-5 No’lu jet grout karot örneğine ait gerilme-birim deformasyon eğrisi. 58 Şekil 5.27: K2-6 No’lu jet grout karot örneğine ait gerilme-birim deformasyon eğrisi. 58 Şekil 5.28: Jet enjeksiyonu karot numuneleri üzerinde yapılan tek eksenli basınç dayanımı testi. ... 59

vi

vii

TABLO LİSTESİ

Sayfa

Tablo 3.1: Tij uzunluğu düzeltme faktörü. ... 11

Tablo 3.2: Sondaj çapı düzeltme faktörü. ... 12

Tablo 3.3: İç gömlek düzeltme faktörü. ... 12

Tablo 3.4: Vuruş sayısı sıklığı düzeltme faktörü. ... 12

Tablo 3.5: SK-448+428 sondajından alınan SPT ve UD örnekler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri. ... 15

Tablo 3.6: SK-448+428 sondajından alınan (11,50-12,00 m) UD örneği üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri. ... 16

Tablo 3.7: AÇ-448+430 araştırma çukurundan alınan numuneler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri. ... 16

Tablo 3.8: Araştırma çukurlarından alınan örnekler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri. ... 19

Tablo 4.1: SPT darbe sayısı için ince tane oranı düzeltme katsayısı. ... 23

Tablo 4.2: Sıvılaşma potansiyeli indeksine bağlı sıvılaşma seviyesi. ... 25

Tablo 4.3: SK-448+428 sondajına ait olan Seed ve Idriss (1971)’e göre sıvılaşma analizi. ... 28

Tablo 4.4: SK-448+428 sondajına ait olan Tokimatsu ve Yoshimi (1983)’e göre sıvılaşma analizi. ... 29

Tablo 4.5: SK-448+428 sondajına ait olan Iwasaki vd. (1981)’e göre sıvılaşma. ... 30

Tablo 5.1: Jet Enjeksiyonu Parametrelerinin ve Tek, Çift ve Üçlü Akış Sistemler Kullanılarak Oluşturulan Soilcrete’in Tipik Değişimi. ... 36

Tablo 5.2: Çalışma alanında imalat öncesi teşkil edilen deneme kolonlarına ait parametreler. ... 40

Tablo 5.3: Farklı zemin tiplerinde oluşturulan jet enjeksiyonu kolon taşıma kapasiteleri. ... 51

Tablo 5.4: Tam boy karotlar üzeride yapılan test sonuçları özeti. ... 56

Tablo 5.5: Vp ve Vs ölçümleri sonrası elastisite ve kayma modülleri ile poisson oranı hesaplamaları. ... 60

viii

SEMBOL LİSTESİ

N : Standart penetrasyon testi düzeltilmemiş vuruş sayısı. N60’ : Standart penetrasyon testi düzeltilmiş vuruş sayısı.

ER : Enerji oranı.

CE : Enerji oranı düzeltme faktörü.

CR : Tij uzunluğu düzeltme faktörü.

CB : Sondaj çapı düzeltme faktörü.

CS : İç gömlek düzeltme faktörü.

CBF : Vuruş sayısı sıklığı düzeltme faktörü.

CN : Yük düzeltme faktörü.

c : Kohezyon.

γ : Birim hacim ağırlık. ø : İçsel sürtünme açısı. LL : Likit limit.

PL : Plastik limit. PI : Plastisite indisi. w : Su içeriği.

FSL : Sıvılaşma güvenlik katsayısı.

CRR : Devirsel direnç oranı. CSR : Devirsel gerilme oranı. MSF : Magnitüd düzeltme faktörü.

(N160)CS : İnce dane oranına göre düzeltilmiş SPT vuruş sayısı.

rd : Derinlik düzeltme faktörü.

σv0 : Toplam gerilme.

σv0’ : Efektif gerilme.

amax : Maksimum yatay yer ivmesi.

g : Etkin yer ivmesi.

Cr : Arazi ve laboratuvar ortamı arasındaki düzeltme katsayısı.

M : Magnitüd.

ix

IL : Sıvılaşma potansiyeli indeksi.

F : Sıvılaşan tabakada sıvılaşma şiddeti. Vs : S dalgası hızı.

Vp : P dalgası hızı.

EJG : Jet grout kolonu elastisite modülü.

GJG : Jet grout kolonu kayma modülü.

fJG : Jet grout kolonu tek eksenli basınç dayanımı.

ar : Kolon birim alan yer değiştirme oranı.

as : Zemin birim alan yer değiştirme oranı.

Gs : Zemin maksimum kayma modülü.

Gr : Zemin kayma modülü oranı.

SR : Gerilim azaltım faktörü.

x

ÖNSÖZ

Yüksek lisans eğitimim boyunca bana katkılarını esirgemeyen, çalışmalarımın her aşamasında bilgi ve tecrübelerinden yararlandığım danışmanım Sayın Doç. Dr. İbrahim ÇOBANOĞLU’na, hem ders hem de tez dönemimde Uygulamalı Jeoloji Anabilim Dalı kısımlarında önerilerinden faydalandığım Sayın Doç. Dr. Sefer Beran ÇELİK’e, bana bu tezin tüm arazi çalışmalarımda yardımlarını esirgemeyen T.C. Devlet Demiryolları’nda görevli meslektaşım, değerli ağabeyim, Jeoloji Mühendisi Güven KOCABAŞ’a, başta Aylin UYSAL ve Erdem SÖNMEZ arkadaşlarım olmak üzere ismini sayamadığım bana her zaman yanımda olduklarını hissettiren tüm arkadaşlarıma, her türlü maddi ve manevi desteği sağlayan aileme sonsuz teşekkür ederim.

1

1. GİRİŞ

Özellikle gelişen teknoloji ile hemen her türlü zemin üzerine inşaat çalışmaları yapılabilmektedir. Günümüzde farklı amaçlar için çok çeşitli zemin iyileştirme yöntemleri uygulanmaktadır. Çeşitli Jeoteknik mühendisliği çalışmaları kapsamında zeminin üzerine gelecek yükü ne kadar güvenli bir şekilde taşıyabileceğini belirlemek ya da oluşabilecek deformasyonları önceden tespit edebilmek için detaylı bir jeoteknik modelleme gereklidir. Bir yapının inşasından önce, eğer üzerine inşa edilen zemin zayıf ise bu zeminin güçlendirilmesi ve ıslah edilmesi gerekir. Son yıllarda özellikle sıvılaşma riskinin mevcut olduğu zeminlerde sıvılaşmayı önlemek amacıyla Jet Enjeksiyonu zemin iyileştirme metodu yaygın şekilde kullanılmaktadır. Ancak bu uygulamada teorik bilgi eksikliği ve standartlardaki kontrol testlerinin yetersizliği sebebiyle mevcuttaki çalışmalar genel olarak geçmiş tecrübeler ışığında gerçekleştirilmektedir. Ayrıca literatürde yapılan tasarım çalışmalarının birçoğu teoride kalmış olup uygulamaya geçirilememiştir.

Jet enjeksiyonu yöntemi ilk olarak 1965 yılında Japon uzmanlar Yamakado kardeşler tarafından geliştirilmiştir (Miki ve Nakanishi, 1984). Ülkemizde ise ilk olarak Haliç Kollektörleri Projesi kapsamında Ayvansaray tünel aynasının zemin ıslahında uygulanmıştır. Günümüzde tüm dünyada yaygın olarak kullanılan bir zemin iyileştirme tekniği olan jet enjeksiyonu; su ve çimento karışımının (grout), zeminde açılan bir sondaj kuyusu içerisinde kendi etrafında 360 derece dönebilen özel bir boru takımının önceden belirlenen bir basınç ile sabit çekme ve dönme hızları altında zeminin yerinde parçalanarak karıştırılması ve zemin içerisinde silindirik kolonlar oluşturulması işlemi olarak tanımlanabilir.

Bu tezde Ankara-İzmir Hızlı Tren Projesi Salihli-Manisa Kesimi Altyapı İnşaatı kapsamında belirli bir bölüm çalışma yeri olarak belirlenmiştir. İnceleme alanı olarak belirlenen bölgede yer alan zayıf zeminler üzerinde dolgu ve çeşitli sanat yapıları inşaası planlanmıştır. Güzergâh üzerinde yapılan daha önceki detaylı zemin etüdü çalışmalarına göre Jet enjeksiyonu ile zemin iyileştirilmesine karar verilmiş olup etüt kapsamında elde edilen zemin parametreleri jet enjeksiyonu hesaplamalarında kullanılmıştır. Buna ilaveten araştırma çukuru, saha gözlemleri ve literatür çalışmaları ile bu zeminlerin

2

sıvılaşma potansiyeli ve taşıma kapasitesi analizleri yapılmıştır. İyileştirmenin yapıldığı yerde proje tasarımı, deneme kolonları oluşturulmuş ve TS EN 12716 (2002)’ye göre kontrol testleri yapılarak zemin ıslahının yeterliliği araştırılmış ve doğrulanmıştır.

Bu çalışmada sıvılaşma analizleri olarak Seed ve Idriss (1971), Tokimatsu ve Yoshimi (1983) ve Iwasaki vd. (1981) tarafından önerilen sıvılaşma riski analizi hesap yöntemleri kullanılmıştır. Ayrıca taşıma gücü hesaplarında Terzaghi (1948)‘den faydalanılmıştır.

1.1. Çalışmanın Amacı ve Kapsamı

Bu tezde, mevcut çalışma alanındaki zeminlerin detaylı sıvılaşma duyarlılığı ve taşıma kapasitelerinin belirlenmesi ile birlikte jet enjeksiyonu zemin iyileştirmesi yöntemine yönelik proje tasarımının yapılması amaçlanmıştır. Ayrıca yapılan tasarım doğrultusunda hesaplanan verilere göre jet enjeksiyonu imalatları yapıldıktan sonra kontrol testleri ile tasarımın uygunluğunun araştırılması amaçlanmıştır.

Bu amaçla öncelikle yapılan literatür çalışmaları ile bir Excel VBA yazılımı hazırlanmıştır. Programa, zemine ait veriler girilerek zeminin sıvılaşma analizi 3 farklı hesap yöntemine göre belirlenmektedir. İnceleme alanındaki zeminlerin iyileştirilmesi için oluşturacağımız bir jet enjeksiyonu kolon tasarımı ile sıvılaşma problemi ya da taşıma kapasitesi sorununun giderilmesine yönelik çalışmalar yapılmış ve daha sonra yapılan laboratuvar ve arazi kontrol testleri (TS EN 12716, 2002) ile doğrulanmıştır.

1.2. Önceki Çalışmalar

Bu tez çalışmasında zemine ait sıvılaşma riskini ve taşıma kapasitesini belirlemek için kullanılan hesaplarda önceki yayınlar ve çalışmalar değerlendirilmiştir. Ayrıca jet enjeksiyonu zemin iyileştirme tasarımında kullanılan hesap yöntemleri, uygulama safhaları, imalat kontrolleri vs. için de daha önce kullanılan çalışmalar incelenmiştir.

3

Seed ve Idriss (1971) yaklaşık yöntem sıvılaşma analizi, arazi gözlemleri ve arazi ve laboratuvar deneylerinden elde edilen verilerle geliştirilen ampirik bir hesap yöntemidir. Kum kaynaması, yüzey çatlakları veya yanal yayılma görülen zeminlerde sıvılaşmanın oluştuğu kabul edilerek toplanan veriler, çoğunlukla düz yüzeyli ve sığ derinliklerdeki (<15m) alüvyon ve nehir sedimentlerinden alınmıştır. Orijinal yöntem bu esaslara göre geliştirilmiş olup sadece bu şartlarda uygulanabilir (Mollamahmutoğlu ve Pabuçcu, 2006). Ayrıca bu yöntem Youd vd. (2001)’de son halini almıştır.

Iwasaki vd. (1981) temel altındaki zeminler için sıvılaşmaya karşı hesaplanan güvenlik faktörünün tek başına yeterli olmadığını belirtmiştir. Buna istinaden “Sıvılaşma Potansiyeli Indeksi (IL)” değeri hesaplamış olup böylelikle temel altındaki

zemin kolonunun bütünsel davranışını yansıtabilmiştir. Iwasaki vd. (1981)’de devirsel direnç oranını hesaplarken, ince tane oranı yerine ortalama tane çapını dikkate almıştır. Bu yöntemde denklemlerin geçerli olduğu ortalama tane çapının oldukça dar aralıkta kaldığı görülmektedir.

Ayrıca sıvılaşma analizinde Tokimatsu ve Yoshimi (1983)’de yayınlanan çalışma Japon zemin şartnamesinde de yer almıştır. Bu çalışmada suya doygun kumlu zeminlerde yapılan laboratuvar deneyleri sonucunda öncelikle kayma gerilme ile zeminin relatif sıkılığı arasında bir ampirik formül ortaya koymuştur. Burada SPT-N (standart penetrasyon testi vuruş sayısı) ile relatif sıkılık (Dr) arasındaki Meyerhof

(1957)’de önerilen bağıntı ile birleştirerek formüle son halini vermiştir. Ayrıca SPT-N enerji oranı düzeltmesinde %80 enerji oranına göre düzeltme yapılmaktadır. Bu tez kapsamında sıvılaşma riski analizlerinde bu çalışmalar kullanılmıştır.

Özsoy ve Durgunoğlu (2003) tarafından, “Sıvılaşma Etkilerinin Yüksek Kayma Modüllü Zemin-Çimento Karışımı Kolonlarla Azaltılması” konulu çalışmalarında, deprem sebebiyle oluşacak kayma gerilmelerinin birim alan içerisinde üniform olarak, yüksek kayma modüllü kolonlar ve bu elemanları çevreleyen zemin arasındaki kayma modülü farkı kullanılarak hesap algoritması önerilmiştir. Bu tez kapsamında kolon tasarım hesaplamalarında bu hesap yöntemleri kullanılmıştır.

Croce vd. (2014)’te yayınlamış oldukları jet enjeksiyonu imalat teknolojisi, proje tasarımı ve kontrol testleri uygulama yöntemleri ve hesap metodolojileri

4

önerilmiştir. Bu çalışmada, önerilen jet enjeksiyonu tasarımı, kontrol aşamaları ve hesap yöntemlerinden faydalanılmıştır.

Öz (2015), bir öğrenci yurdu inşaatı öncesi zemin iyileştirme çalışması olarak jet enjeksiyonu türünü ele almıştır. Burada yapılan jet enjeksiyonu iyileştirme tasarımı Durgunoğlu ve Özsoy (2003)’deki Birim Alan Oranı Metodu kullanılarak yapılmıştır.

Yeşil (2011)’de Excel Spreadsheet ile jet enjeksiyonu tasarımı programı ortaya konmuştur. Buradaki sıvılaşma analizi, iksa hesabı ve istinat duvarı hesapları Excel VBA kullanılarak yapılmıştır. Bu çalışmada, Geoteknik alanındaki çalışmaları toplu olarak sunan bir bilgisayar destekli çalışma yapılmıştır.

Yılmaz (2016), jet enjeksiyonu sonrası kontrol testlerinin yapım metodolojisi, test aşamaları hakkında örnek bir uygulama ile bilgiler vermiştir.

Çobanoğlu ve Alkaya (2007)’de Denizli ilinde uygulanan 2 adet jet enjeksiyonu zemin iyileştirme çalışmalarından yola çıkarak uygulama detayları hakkında bilgiler verilmiştir.

Erkan (2013)’te laboratuvar ortamında jet enjeksiyonu kolonu modellemesi geliştirilmiş ve jet enjeksiyonu kolonlar parametreleriyle birlikte irdelenmiş ve kolon davranışları incelenmiştir.

Poh ve Wong (2001)’de Singapur Posta Merkezi temel kazısında ortaya çıkan yumuşan deniz kili zeminini iyileştirmek için jet enjeksiyonu yöntemi kullanılmıştır. Burada Jet-3 (üçlü akış sistemi) imalat yöntemi ile kolon imalatı gerçekleştirilmiş ve zeminde ve istinat yapılarındaki yanal hareketler, piyezometrik seviyelerdeki değişimler ve yanal toprak basınçlarındaki artışlar gözlemlenmiştir.

1.3. Çalışma Alanı

İnceleme alanı Manisa ili Salihli ilçesi sınırları içerisinde bulunan Hasalan mahallesinde, mevcut Uşak-Afyon-İzmir konvansiyonel demir yolu hattı ve İzmir-Ankara (E96) kara yolu hatlarına 1,5-2 km paralel olarak geçen İzmir-Ankara-İzmir Hızlı Tren Projesi’nin Salihli-Manisa etabında Km: 448+250 ila Km: 448+750 arası çalışma alanı

5

olarak belirlenmiştir. Bu etap 62 km uzunluğa sahip olup Salihli, Turgutlu ve Manisa olmak üzere 3 istasyona sahiptir. Platform genişliği 14,50 m ve hat eksenleri arası mesafe 4,50 m olan yük ve yolcu taşımaya yöneliktir. Çalışma alanı Salihli ovası içerisinde bulunmaktadır. Hattın hemen kuzeyinden Gediz Nehri paralel bir şekilde geçmektedir. Çalışma alanı olarak projenin bu aralığının seçilmesinin sebebi, imalat çalışmalarına kamulaştırmadan dolayı buradan başlanmasıdır.

6

2. İNCELEME ALANI VE ÇEVRESİNİN JEOLOJİK

ÖZELLİKLERİ

2.1. Genel Jeoloji

İnceleme alanı KB-GD uzanımlı Gediz grabeni içerisinde mevcut olup grabeni dolduran tortul birimler Salihli ovasını oluşturmuştur. Temelde Menderes masifine ait birimler üzerine açısal uyumsuzluk ile güneyde yaklaşık 2000m kalınlıkta karasal kırıntılı tortullardan oluşan Salihli Grubu ve kuzeyde 400 m’yi geçmeyen göl ve akarsu tortullarından oluşan Adala Grubu birimleri yüzeylenmektedir. Salihli ovasındaki pekişmemiş kırıntılı tortullardan oluşan alüvyon birim bölgenin en genç birimi olup Kuvaterner yaşlıdır. Bölge kuzey-güney açılma tektoniğinin bir sonucu olarak egemen yapı unsurları olan D-B doğrultulu normal faylarla graben yapıları gelişmiştir. Gediz grabeninin güney kesimindeki normal faylanma o bölgede jeotermal potansiyeli oluşturmuştur. Sart-Çamur jeotermal alanındaki termal sular 52º_{C kaynak çıkış sıcaklığı}

ve yaklaşık 5 l/s debiye sahiptir (Tarcan vd.,2005). Caferbey jeotermal alanındaki ilk kuyu 1990’da açılmış ve 1198 m’de sıcaklık 155º_{C olarak ölçülmüş olup 2 l/s olarak}

ölçülen düşük debi nedeniyle üretim ekonomik olmayacağından yapılamamıştır (Karamanderesi, 1997).

Bu graben, Seyitoğlu (1992)’de Alaşehir grabeni ismini uygun bularak kullanmaya başlamıştır. Bunun nedenleri olarak da;

a) Gediz ilçesinin graben dışında bulunması,

b) 1970 Gediz depreminin bu grabenle ilişkisiz normal faylara bağlı olarak gelişmesi, c) Gediz nehrinin grabenin kuzey kenarından vadi içine girerek yaklaşık grabenin

yarısını katetmesine rağmen Alaşehir ilçesinin grabenin içinde yeralması,

d) 1969 Alaşehir depreminin ovayı oluşturan faylarla ilişkili olması,

e) Alaşehir çayının graben boyunca batıya akarak Gediz nehrine bağlanması

7

Şekil 2.1: Gediz grabeni genelleştirilmiş jeoloji haritası (Hakyemez ve Göktaş, 2013).

2.2. Yapısal Jeoloji

Grabeni oluşturan ana fay güney kenarı boyunca uzanmakta olan Güney Sınır Fayı (Seyitoğlu ve Scott, 1996) ya da Karadut Fayı (Emre, 1996) olarak adlandırılan fay sistemidir.

Grabeni kuzeyden sınırlayan fay sistemi en batıda Marmara gölünden başlayıp KB-GD doğrultulu 4 paralel fay şeklinde uzanmaktadır. En kuzeydeki fay 9 km uzunlukta Menderes masifi metamorfitlerini ve Pliyosen yaşlı aşınım yüzeylerini keser. Hemen güneyindeki fay K64B doğrultulu 10 km uzunlukta Menderes masifi metamorfitleri ve Pleyistosen yaşlı kayaçlar arasında dokanak oluşturur. Bunun güneyindeki fay Yağlıbasan-Sarısığırlı köyleri arasında 28 km uzunluğunda

Pliyo-8

Kuvaterner yaşlı birimler ile Menderes masifi metamorfitleri arasında dokanak oluşturur. Grabenin kuzey kısmındaki fay kuşağının en güneyindeki fay ise alüvyon yelpazelerini de etkileyen 15 km uzunluğundaki faydır (Bircan vd., 1983).

Grabenin doğusunda 52 km uzunluğunda batıda K30B, Mevlütlü köyü doğusunda K72B, en doğu ucunda K30B doğrultusunda uzanan Dombaylı-Ziyanlı köyleri arasından geçen fay bulunmaktadır. Fay genel olarak 45 derece GB ‘ya eğimlidir (Bircan vd., 1983).

Grabenin kuzeyinde yer alan faylar, eğim atımlı normal faylar olup genel olarak değişik açılarla güneye eğimlidirler. Faylar morfolojik olarak çok belirgin olup topoğrafyada birçok basamak oluşturmuşlardır (Bircan vd., 1983).

Grabeni güneyden sınırlayan fay sistemi 85 km uzunlukta olup batıda Hamzababa (Turgutlu) ile doğuda Avşar (Sarıgöl) köyleri arasında uzanır. Faylar bu kesimde metamorfitleri, Üst miyosen yaşlı kayaçları ve Pliyosen yaşlı aşınım yüzeyleri, Kuvaterner yaşlı çökel kayaçlar ile Holosen yaşlı alüvyal yelpazeleri keserler (Bircan vd., 1983).

Grabenin tabanına en yakın olan genç alüvyonlar ile daha yaşlı birimler arasında dokanak oluşturan fay 110 km uzunlukta olup deprem üreten diri fay olarak nitelendirilebilir. Güneyden kuzeye doğru gençleşmektedir. Bu faylar genellikle D-B uzanımlıdır. Büyük bir çoğunluğunun listrik özellikte olduğundan fay blokları rotasyona uğradıkları ve kuzey kanatta kuzeye güney kanatta ise güneye eğimlendikleri gözlenmiştir. Bu eğimlenme Miyosen birimlerde daha fazla Pliyosen ve Kuvaterner birimlerde daha az gözlenmiştir (Eravcı vd., 2007).

9

3. İNCELEME ALANININ JEOTEKNİK ÖZELLİKLERİ

3.1. Giriş

Bu bölümde, Salihli-Manisa Kesimi Hızlı Tren Projesi kapsamında proje aşamasında sondaj (SK) ile araştırma çukuru (AÇ) çalışmalarından ve imalat öncesi açılan araştırma çukurlarından alınan örselenmiş ve örselenmemiş numunelere ait verilere sunulmuştur. Bunlar üzerinde gerçekleştirilen laboratuvar ve arazi deney sonuçlarından elde edilmiş olan zemine ait veriler değerlendirilmiştir.

3.2. Sondaj Verilerine Göre Zemin Özellikleri

Değerlendirilen sondaj ve araştırma çukurları genel olarak Kuvaterner alüvyon ve Neojen yaşlı kumlu, çakıllı, killi ve siltli birimler içerisinde yapılmış olup 1 adet sondaj (27 m), 3 adet araştırma çukurları ise (4-5 m) olarak açılmıştır. Yapılan sondaj çalışmasında otomatik şahmerdanlı standart penetrasyon testleri yapılmıştır. Bu çalışmada TSM-750 ve Craellus tipi rotary sistem sondaj makineleri kullanılmıştır. Sondajda kesilen zeminde her 1,5 m de bir SPT ve siltli-killi zeminlerde UD (Örselenmemiş Numune) alınmıştır.

3.2.1 Standart Penetrasyon Testi (SPT)

Bir sondaj kuyusu içerisinde SPT deney düzeneğinin yaklaşık 63,5 kg ağırlığındaki şahmerdanın yaklaşık 76 cm yükseklikten serbest bırakılarak penetrasyon 30 cm zemine batması için gereken darbe sayısı ile belirlenen bir deneydir. Bir SPT deney düzeneği şu ana parçalardan meydana gelmektedir:

• SPT Örnek Alıcı (Karnıyarık Tüpü) • Şahmerdan

• Klavuz borusu ve dövme başlığı • Sondaj Makinası

10 • Kedibaşı ve sızal halat.

Şekil 3.1: SPT deney düzeneği ana parçalar (Coduto,2000).

Deneyde farklı tip şahmerdan tipleri mevcut olup Türkiye’de genel olarak Donut (Halka) tipi şahmerdan kullanılmaktadır. Uygulamanın ülkelere göre kullanılan ekipmanın farklı olmasından dolayı farklı dönüşüm faktörleri ortaya atılmıştır. Bu testte yapılan düzeltmeler aşağıdaki verilen formülle yapılmaktadır.

N60’= N80’=N.CE.CR.CB.CS.CBF.CN

Burada; N: SPT düzeltilmemiş vuruş sayısını, CE: Şahmerdan verimi düzeltme

faktörü (% 60 ve % 80 oranına göre), CR: Tij uzunluğu düzeltme faktörü, CB: Sondaj

çapı düzeltme faktörü, CS: İç gömlek düzeltme faktörü, CBF: Vuruş sayısı sıklığı

düzeltme faktörü, CN: yük düzeltme faktörüdür.

3.2.1.1 Şahmerdan Verimi (Enerji Oranı, Er) Düzeltme Faktörü (CE):

Teorik olarak 63,5 kg ağırlığındaki şahmerdanın 76 cm yükseklikten düşürülmesi durumunda 475 Joule’lük enerji oluşmaktadır. (Batilas vd., 2017)’ye göre önerilen düzeltme şu şekildedir:

11 Manuel şahmerdanda (ER): 46±3.8%

Otomatik şahmerdanda (ERauto): 77±4.6%

Zemin sıvılaşma analizleri yapılırken, standart referans enerji oranı (ER=% 60)’a

karşılık gelen ölçülen SPT-N değerine dönüştürmek için düzeltme katsayısı aşağıdaki gibi önerilmektedir (Batilas vd., 2017):

Manuel düşüş için: CE=0,77

Otomatik düşüş için: CE=1,28

Tokimatsu ve Yoshimi (1983)’e temel teşkil eden SPT deneyleri Japonya’da ve trip monkey deney aleti kullanılarak yapılmıştır. Japonya’da kullanılan bu tür deney aletinin tahmini enerji oranı %80 olarak alınır (Mollamahmutoğlu, 2006).

3.2.1.2 Tij Uzunluğu Düzeltme Faktörü (CR):

Numune alıcıya aktarılan enerjinin tij uzunluğuna göre düzeltilmesi gereklidir. Farklı araştırmacıların elde etmiş olduğu katsayılar mevcuttur. Burada bahsedilen tij uzunluğu, sondajda çakma başlığından inilen derinliğe kadar olan uzunluktur. Bu tez kapsamında Youd ve Idriss, (1997) tarafından önerilen katsayılar kullanılmıştır:

Tablo 3.1: Tij uzunluğu düzeltme faktörü (Sivrikaya ve Toğrol,2009).

Tij Uzunluğu (m) < 3 3-4 4-6 6-9 > 9 9-30 >30

Youd ve Idriss, 1997 - 0,75 0,85 0,95 - 1,0 <1,0

Seed vd., 1985 0,75 1,0 1,0 1,0 1,0 - -

Skempton, 1986 - 0,75 0,85 0,95 1,0 - -

3.2.1.3 Sondaj Çapı Düzeltme Faktörü (CB):

Sondaj çapının 115 mm’den büyük olduğu durumlarda düzeltme yapılır (Skempton, 1988). Bu çalışmada bu düzeltme faktörü 115 mm’den küçük alınarak katsayı 1,0 olarak alınmıştır.

12

Tablo 3.2: Sondaj çapı düzeltme faktörü (Skempton,1986). Sondaj Kuyu Çapı (mm) CB

65-115 1,00

150 1,05

200 1,15

3.2.1.4 İç Gömlek Düzeltme Faktörü (CS):

Kılıf olmadığında iç çap arttığı için penetrasyon direnci azalır (Bowles, 1988). Bu düzeltme faktörü de 1,0 olarak alınmıştır.

Tablo 3. 3: İç gömlek düzeltme faktörü (Bowles, 1988).

CS

İç Gömlek Kullanılmadığında 1,00

İç Gömlek Kullanıldığında (Sıkı kum,kil) 0,80 İç Gömlek Kullanıldığında (Gevşek kum) 0,90

3.2.1.5 Vuruş Sayısı Sıklığı Düzeltme Faktörü (CBF):

Bu düzeltme faktörü sadece yeraltı su seviyesi altındaki kumlar için geçerli olup tokmak vuruş sayısı 30-40 vuruş/dk için bu düzeltme sayısı 1,0 olarak alınmaktadır (Decourt, 1990).

Tablo 3. 4: Vuruş sayısı sıklığı düzeltme faktörü (Decourt, 1990).

N60’ Tokmak Vuruş Sayısı (vuruş/dk) CBF

< 20 10-20 0,95

> 20 10-20 1,05

3.2.1.6 Yük Düzeltme Faktörleri (CN):

Farklı derinliklerdeki SPT darbe sayılarını karşılaştırmak için ölçülen SPT-N değerleri 100 kPa basınca göre düzeltilmektedir. Bazı araştırmalar bu düzeltmenin killi

13

zeminler için önem taşımadığını ortaya atmıştır (Sivrikaya ve Toğrol, 2002). Burada Tokimatsu ve Yoshimi, (1983) tarafından önerilen formül kullanılmıştır.

𝐶𝑁=

1.7 0.7 + 0.01. 𝜎_𝑣′

İnceleme alanında yapılan SK-448+428 sondajda yüzeyden itibaren 0,00-4,00 m arası kahvemsi grimsi renkte, yer yer kil ara bantlı çakıllar, orta sıkı (N=32) az Siltli Çakıllı Kum (SP-SM), 4,00-19,00 m arası kahvemsi grimsi yeşilimsi renkte, yer yer kil ara bantlı, orta-iri taneli çakıl ara bantlı ,gevşek-orta sıkı (N=10-22) Kum-Siltli Kum (SP-SM), 19,00-23,50 m arasında kahvemsi grimsi renkte, yer yer ince kum bantlı, sert kıvamlı (N=42-56) Killi Silt-Siltli Kil (ML-CL) 23,50 m’den kuyu sonu 27,45 m’ye kadar koyu grimsi kahvemsi, yer yer silt ara bantlı, çakıllar iri taneli, sıkı-çok sıkı (N=40-R) Çakıllı Kum (SP) şeklindedir. Yeraltı su seviyesi kuyuda 7,00 m olarak ölçülmüştür (Şekil 3.2).

14

Şekil 3.2: SK-448+428 sondaj logu.

3.3. Laboratuvar Deneylerine Göre Zemin Özellikleri

Zemine ait litolojik ve fiziksel özelliklerini belirlemek amacıyla yapılan sondajlardan ve açılan araştırma çukurlarından alınan örneklemeler üzerinde; su içeriği, elek analizi deneyi, atterberg (kıvam) limitleri deneyi, birim hacim ağırlık deneyleri, yaş CBR deneyi, standart proktor sıkışma deneyi, konsolidasyon deneyi, üç eksenli basınç deneyi ve direk kesme kutusu deneyleri proje aşamasında yapılmıştır. Buna ilaveten imalat aşamasında açmış olduğumuz 2 adet araştırma çukuru tabanından alınan UD ve

15

örselenmiş numuneler üzerinde elek analizi (TS 1900-1, 2006), birim hacim ağırlık (TS 1900-1, 2006), kesme kutusu (TS 1900-2, 2006), kıvam limitleri deneyleri (TS 1900-1, 2006) yapılmış olup bu deney verileri tez kapsamında kullanılmıştır.

Çalışma alanında, projenin 448+250 ile 448+750 km’lerinin arasındaki alanda, bölgeyi temsilen proje aşamasında iken 1 adet sondaj (SK-448+428) ve 1 adet araştırma çukuru (AÇ-448+430) açılmış, sondajda 18 adet SPT (ASTM D 1586, 2014) yapılmış ve 1 adet UD alınmıştır. Bu SPT’lerin 12 tanesinden alınan numuneler üzerinde ve UD numunesi üzerinde gerekli deneyler akredite bir laboratuvar tarafından yapılmıştır.

Tablo 3. 5: SK-448+428 sondajından alınan SPT ve UD örnekler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri.

Örnek No : S u İç er iği (%) ɣ (kN/m 3 ) ɣku ru (kN/m

3 ) Elek Analizi Atterberg

Limitleri Zemin Sınıfı No: 4 Kal an (%) No: 200 Geç en (%) L L ( %) PL (%) PI (%) USCS SPT-1 9,0 32,6 9,1 - NP - SP-SM SPT-2 5,1 34,9 12,9 - NP - SM SPT-3 16,6 0,0 7,6 - NP - SP-SM SPT-4 26,7 0,0 6,5 - NP - SP-SM SPT-5 32,9 0,0 7,5 - NP - SP-SM SPT-6 31,2 0,0 63,3 27,7 16,2 11,5 CL SPT-7 22,8 0,0 64,6 31,3 19,6 11,7 CL UD-1 21,9 18,34 15,05 0,9 73,1 46,2 25,2 21,0 CL SPT-9 21,4 0,0 5,5 - NP - SP-SM SPT-10 19,1 0,0 5,8 - NP - SP-SM SPT-11 26,3 0,0 64,9 28,3 17,3 11,0 CL SPT-12 30,9 1,6 73,1 33,1 18,1 15,0 CL

Bu kuyudan elde edilen örnekler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri neticesinde, 0,00-8,00 m arası birim Siltli Kum (SM), Kötü Derecelenmiş Kum olarak belirlenmiş (SP-SM). 8,00-12,00 m arasındaki birim Düşük Plastisiteli Kil (CL) ve 12,00-15,50 m arası birim Siltli Kum (SM), Kötü Derecelenmiş Kum (SP-SM) olarak tespit edilmiş ve tekrar CL olarak belirlenen Düşük Plastisiteli Kil birimine geçilmiştir.

16

SK-448+428’de 11,50-12,00 m’den alınan UD örneği üzerinde üç eksenli ve konsolidasyon testleri (TS 1900-2,2006)’ya göre yapılmıştır. Üç eksenli testler neticesinde zemine ait kohezyon değeri 0,68 kg/cm2 _{ve içsel sürtünme açısı değeri ise}

9º olarak bulunmuştur. Bu değerler 11,50-12,00 m aralığındaki CL (Düşük Plastisiteli Kil) birimine aittir. Bu seviyelerde ince tane oranları arttığından dolayı SPT-N değerleri de kumlu seviyelere göre daha yüksek çıkmaktadır.

Tablo 3.6: SK-448+428 sondajından alınan (11,50-12,00 m) UD örneği üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri. Örnek No : S u İç er iği (%) ɣ(kN/m 3 ) ɣku ru (kN/m 3 )

Elek Analizi Zemin Sınıfı Üç Eksenli Basınç Deneyi (UU) Konsolidasyon Deneyi No: 4 Kal an (%) No: 200 Geç en (%) _USCS c (kgf/c m 2 ) Ø (º) Ş işme B asın cı (kgf/c m 2 ) Ş işme Yüzdesi _(%) UD-1 21,9 18,34 15,05 0,9 73,1 CL 0,6 8 9 1,49 0,161

AÇ-448+430’da 0,40 m bitkisel toprak kalınlığından itibaren 4,00 m derinliğe kadar kahvemsi grimsi renkte, kil arabantlı, orta taneli çakıl ara seviyeli, yer yer molozlu, orta sıkı siltli çakıllı kum (SP-SM) olup yer altı suyuna rastlanmamıştır. Burada Standart Proktor sıkışma testi, TS 1900-1,(2006)’ya göre gerçekleştirilmiştir. CBR (Kaliforniya Taşıma Kapasitesi) testi, TS 1900-2, (2006)’ya göre yapılmıştır.

Tablo 3.7: AÇ-448+430 araştırma çukurundan alınan numuneler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri.

Örnek No : S u İç er iği (%)

Elek Analizi Atterberg Limitleri Zemin Sınıfı Standart Proctor CBR No: 4 Kal an (%) No: 200 Geç en (%) L L (%) PL (%) PI (%) USCS Op tim u m S u İç er iği (%) M ax. γku ru (g/c m 3) Yaş ( %) Ş işme Yüzdesi _(%) AÇ 448+430 6,3 16,9 21,0 - NP - SM 8,9 1,834 18,2 0,0

Tüm bu ön çalışmalara ek olarak sahada bu verileri doğrulamak adına imalata başlanmadan hemen önce 2 adet araştırma çukuru (AÇ-448+300 ve AÇ-448+530)

17

açılmıştır. Araştırma çukurlarının tabanından 2’şer adet UD tüpüyle örselenmemiş ve ayrıca örselenmiş örnekler alınmıştır.

Şekil 3.3: İyileştirmesi yapılacak alanda açılan 2 adet araştırma çukuru.

Bu örnekler üzerinde elek analizi, birim hacim ağırlık, kesme kutusu deneyi ve kıvam limitleri deneyleri SF Zemin ve Yapı Test Laboratuvarında (Denizli) ve Pamukkale Üniversitesi Zemin Mekaniği Laboratuvarında yapılmıştır.

Şekil 3.4: Açılan araştırma çukurlarından alınan örselenmiş ve tüp (örselenmemiş) zemin örnekleri.

Alınan araştırma çukuru örneklerinden yapmış olduğumuz elek analizi neticesinde ince malzeme oranı yaklaşık AÇ-448+300 için % 9,55 ve AÇ-448+530’de ise % 16 olduğu görülmektedir. Ayrıca sırasıyla su içerikleri yaklaşık olarak % 20,52

18

ve 24,91 olarak tespit edilmiştir. Yapılan birim hacim ağırlık testleri sonucu doğal ve kuru birim hacim ağırlıkları sırasıyla ortalama 18,85 ve 15,30 kN/m3 _olduğu

görülmüştür.

Şekil 3.5: Araştırma çukurundan elde edilen örnekler üzerinde elek analizi ve kıvam limitleri deneyleri.

Bu zemin örneklerinin kıvam parametrelerini belirlemek için Atterberg Limitleri deneyleri ile NP (Non-Plastik) zeminler olduğu görülmektedir. Tüm bu testler sonucunda SP (kötü derecelenmiş kum, çakıllı kum) türü zemin sınıfına ait olduğu ortaya konulmuştur.

Şekil 3.6: Örnekler üzerinde yapılan kesme kutusu deneyi.

Ayrıca UD tüpünden alınan örnekler ile kesme kutusu deneyi yapılmıştır. c (kohezyon) ve Ø (içsel sürtünme açısı) değerleri ortalama 0,25 kg/cm2 ve 25º ‘dir. Kesme kutusu deneyinde sırasıyla 10, 20 ve 40 kg ağırlıklar kullanılmıştır. Tüm bu test sonuçları Tablo-2.12’de özet olarak görülmektedir.,

19

Tablo 3.8: Araştırma çukurlarından alınan örnekler üzerinde yapılan laboratuvar deneyleri.

Örnek No : S u İç er iği (%) ɣ (kN/m 3 ) ɣku ru (kN/m 3 ) Elek Analizi Atterberg Limitleri Zemin Sınıfı Direkt Kesme (UU) No: 4 Kal an (%) No: 200 Geç en (% ) L L (%) PL (%) PI (%) USCS C (kgf/c m 2 ) Ø ( º) AÇ 448+300 20,52 18,20 15,10 4,87 9,55 - NP - SP 0,23 28,48 AÇ 448+530 24,91 19,50 15,50 0,35 16,00 - NP - SP 0,28 24,15

4. İNCELEME ALANINDAKİ ZEMİNLERİN SIVILAŞMA

DUYARLILIĞININ BELİRLENMESİ

4.1. Giriş

Sıvılaşma, deprem kökenli devirsel kayma gerilmelerine maruz kohezyonsuz zeminlerde hızlı kayma mukavemeti kaybıdır (Mollamahmutoğlu, 2006). 29 Nisan 1964 yılında Alaska, Good Friday (Mw= 9.2) ve 16 Haziran 1964’de Japonya, Niigata, (Ms=7.5) depremleri ardından ilk kez 1965‘de Arthur Casagrande tarafından ortaya konulmuştur (Mollamahmutoğlu ve Babucçu, 2006). Ülkemizde ise Adana (Ceyhan) depremi (Ms: 6.3, 16.55, 27 Haziran 1998) ve Adapazarı depreminde (Mw:7.4, 03.01, 17

Ağustos 1999) bu şekilde oluşmuş olup bu tarihten sonra yapılan inşaat projelerinde sıvılaşma potansiyelinin araştırılması daha fazla önem kazanmıştır.

Sıvılaşma ile zeminlerin taşıma gücü düşer ve mühendislik yapısından zemine gelen yükler taşınamaz hale gelir ve yapılar devrilir ya da değişik yönlere yatar. Sıvılaşma ile zemin taşıma gücünü yitirmesi ile binalar gibi ağır yapıların yanı sıra zeminde gömülü vaziyette olan borular gibi hafif yapılar da zarar görmektedir. Niigata depreminde de bu şekilde sıvılaşması etkisiyle binalar devrilmiştir. Sıvılaşma taneler

20

arası direnci düşürdüğü için taşıma gücü kaybolur. Zeminde oturmalara sebep olur. 17 Ağustos 1999 Kocaeli depremi sonucunda da Adapazarı ve Kocaeli çevrelerinde zemin oturmaları görülmüştür.

Sıvılaşma sonucu genellikle az eğimli (0.3-3º) zeminlerde yanal yayılma da gözlenebilir (Mollamahmutoğlu ve Babuçcu, 2006). Altta bulunan zeminin sıvılaşması ve yüzeysel sedimentlerin yanal bir şekilde hareket etmesi yanal yayılma olarak tanımlanmaktadır.

Deprem sırasında oluşan aşırı boşluk suyu basıncının sönümlenme ihtiyacı, boşluk suyunun yukarı yönde hareket etmesine neden olur. Bu hareket zemin taneciklerine yukarı yönde etki eden kuvvetler oluşturur. Bu kuvvetler, bazı partiküllerin su ile beraber yüzeye aktarılmasına ve bazı durumlarda yüzeyde kum konileri oluşmasına yol açar. Bu olaya kum kaynaması denir. Genellikle bir hat üzerinde görülür ve zemindeki çatlak veya yarıkları takip eder ve çoğunlukla çökme ve nispeten küçük hasarlara yol açar.

Tüm bunlar göz önünde bulundurulduğunda bir zeminin sıvılaşması için belirli koşullara sahip olması gerekmektedir. Yapılan bazı çalışmalara göre, genel olarak killi zeminlerde sıvılaşma olmayacağı kanısı yaygındır. Uzun yıllar boyunca sıvılaşmanın sadece kohezyonsuz kumlu zeminlerde meydana geleceği düşünülmüştür. Son yapılan çalışmalarda düşük kohezyonlu siltler (Ishiara, 1984,1985) ve çakıllı zeminlerde de (Youd vd., 1985; Yegian vd., 1994; Evans ve Seed,1987) sıvılaşmanın ortaya çıkabileceği belirtilmiştir (Özaydın, 2007).

Çin kriterlerinde zeminin kil yüzdesi ve likit limiti dikkate alınmaktadır (Wang, 1979; Seed ve Idriss, 1982). Bu yöntem düşük kohezyonlu ve ince daneli zeminlerin sıvılaşabilirliği için yaygın olarak kullanılmaktadır. Bunun için zeminde şu koşullar sağlanmalıdır:

✓ İnce Tane (0,005 mm’den küçük) <%15 ✓ Likit Limit (LL) <%35

✓ Su İçeriği (w) >0,9.LL

Wang ve Law (1994), sıvılaşabilir zeminlerin karakteristiklerini şu şekilde özetlemiştir:

21

✓ Ortalama dane boyutu, D50= 0,2-1,0 mm

✓ Uniformluk katsayısı, Cu=D60/D10 <10

✓ Plastisite İndisi, PI <10

Şekil 4.1:Tane boyu ve sıvılaşma ilişkisi (Handbook on liquefaction Remediation on Reclaimed Land, 1997).

Bir zeminde sıvılaşmanın oluşabilmesi belirli faktörlere bağlıdır. Laboratuvar ve arazi deney çalışmalarına dayalı olarak depremin şiddeti ve süresi, yeraltı su seviyesi, zeminin tipi, zeminin relatif sıkılığı, tane boyu dağılımı ve şekli, drenaj şartları ve bina yükü gibi faktörler sıvılaşmada en önemli faktörlerdir. Şekil 4.1’de tane boyuna bağlı en ideal sıvılaşma aralığı olarak silt ve kum aralığı görülmektedir. Kötü derecelenmiş, üniform tane boyu dağılımına sahip ve plastik olmayan zeminlerin sıvılaşma duyarlılığı daha fazladır.

4.2. Sıvılaşma Potansiyeli Analiz Yöntemleri

Bir zeminin sıvılaşma duyarlılığını belirlemek için birden fazla yöntem mevcuttur. Literatürde birçok araştırmacı bu konu üzerinde çalışmalar yapmıştır. Sıvılaşma duraylılığını tespit etmede en çok kullanılan arazi deneyleri SPT (Standart Penetrasyon Testi), CPT (Konik Penetrasyon Testi), Vs (Kayma Dalga Hızı) gibi

deneylerdir.

Bu tez kapsamında SPT verilerinden faydalanılarak analizler gerçekleştirilmiş olup bu yöntemler arasında en yaygın kullanılan Seed & Idriss (1971), Tokimatsu & Yoshimi (1983) ve Iwasaki vd. (1981)’in önerdiği yöntemler kullanılmıştır.

22

Basitleştirilmiş Yöntem (Simplified Procedure) olarak da bilinen ve yaygın olarak kullanılan yöntem ilk olarak Seed & Idriss (1971) tarafından önerilmiş olup Youd vd. (2001) tarafından düzenlenmiştir.

Seed & Idriss (1971)’e 7,5 deprem büyüklüğüne göre geliştirmiş olduğu sıvılaşma potansiyeli şu şekilde hesaplanır:

F_𝑆𝐿 =CRR

CSR (4.1)

Burada FSL; sıvılaşma güvenlik katsayısını, CRR; devirsel direnç oranını, CSR; devirsel gerilme oranını ifade etmektedir.

CRR = CRR_M=7.5. MSF (4.2)

MSF; magnitüd düzeltme faktörüdür. CRR_M=7.5 = 1 34−(N1)60CS+ (N1)60CS 135 + 50 [10.(N1)60CS+45]2− 1 200 (4.3) (𝑁₁)_60𝐶𝑆= 𝜶 + 𝜷. (𝑁₁)₆₀ (4.4) α { = 0 (FC ≤ 5%) = exp [1.76 − (190 FC2)] (5% < FC < 35%) = 5.0 (FC ≥ 35%) (4.5) β { = 1.0 (FC ≤ 5%) = 0.99 +FC1.5 1000 (5% < FC < 35%) = 1.2 (FC ≥ 35%) (4.6)

(N1)60CS; ince tane oranına göre düzeltilmiş SPT-N değerini, FC; ince tane (200

No’lu elek altı malzeme) oranını belirtmektedir.

MSF { = 102.24 𝑀𝑤2.56 (M𝑤 < 7.5) = 1 (M_𝑤 = 7.5) = 1.2 (M𝑤 > 7.5) (4.7) CSR = 0,65. (𝜎𝑣 𝜎𝑣′) . ( 𝑎𝑚𝑎𝑥 𝑔 ) . (𝑟𝑑) (4.8)

23

𝑟_𝑑 = 1 − 0,00765. 𝑧 𝑧 ≤ 9,15 𝑚 (4.9)

𝑟_𝑑 = 1,174 − 0,0267. 𝑧 9,15 𝑚 ≤ 𝑧 ≤ 23 𝑚 (4.10) Burada rd, derinlik düzeltme faktörünü ifade etmektedir. Burada MSF ve rd

faktörleri Youd vd., (2001)’ de düzenlenmiştir.

𝑟_𝑑 = 1,000−0,4113.𝑧0,5+0,04052.z+0,001753.𝑧1,5

1,000−0,4117.𝑧0,5_{+0,05729.z−0,006205.𝑧}1,5_{+0,001210.𝑧}2 (4.11) Tokimatsu & Yoshimi (1983)’e göre sıvılaşma potansiyeli ise:

CRR = 𝑎. 𝐶_𝑟. [16√(𝑁1)80+∆𝑁𝑓 100 + ( 16√(𝑁1)80+∆𝑁𝑓 𝐶𝑠 ) 𝑛 ] (4.12)

Formüldeki a ve n; ampirik sabitlerdir, (N1)80; bu yöntem orijinalinde trip monkey

deney aleti ile yapıldığından dolayı %80 enerji oranına göre düzeltilmiş SPT-N değerini ifade eder. ∆𝑁𝑓; ince tane oranı düzeltme katsayısıdır.

𝑎= 0,45

Cr= 0,57

Cr; arazi ile laboratuvar ortamı arasındaki düzeltme katsayısıdır.

n= 14 temiz kumlar için DNf=0

siltli kumlar için DNf=5

Tablo 4.1: SPT darbe sayısı için ince tane oranı düzeltme katsayısı (Tokimatsu ve Yoshimi, 1983).

İnce Tane Oranı (%) ∆𝑵_𝒇

0-5 0

5-10 enterpolasyon

10- 0.1xİTO+4

Cs ise; 80 ile 90 arasında değerler alabilmektedir.

CSR = (𝜎𝑣

𝜎𝑣′) . (

𝑎𝑚𝑎𝑥

24

𝑟_𝑑 = 1 − 0,015. 𝑧 (Iwasaki vd.,1978) (4.14)

𝑟_𝑛 = 0,1(𝑀 − 1) (4.15)

Bu formüldeki 𝜎𝑣; toplam düşey gerilmeyi, 𝜎′𝑣; düşey efektif gerilmeyi, amax;

maksimum yatay yer ivmesi, g; yer çekim ivmesi, rd; derinlik düzeltme faktörünü, rn;

magnitüd düzeltme faktörünü, z; derinliği ve M; magnitüdü ifade eder. Bu yöntemde devirsel gerilme oranı hesabında deprem büyüklüğünün etkisi dikkate alınmaktadır.

Iwasaki vd. (1981)’e göre, deprem nedeniyle zeminde oluşan kayma gerilmelerini, sismik bir hareket nedeniyle zemine etki eden dinamik yükleme olarak tanımlamışlar ve aşağıdaki gibi ifade etmişlerdir (Mollamahmutoğlu, 2006):

CSR = (𝜎𝑣

𝜎𝑣′) . (

𝑎𝑚𝑎𝑥

𝑔 ) . (𝑟𝑑) (4.16)

Ayrıca Iwasaki vd., (1981)’e göre devirsel direnç oranını hesaplarken, ince tane oranı yerine ortalama tane çapını (D50) dikkate almışlar ve formülleri ona göre

oluşturmuşlardır (Mollamahmutoğlu, 2006): 0,04 mm ≤ D50 ≤ 0,6 mm için; CRR = 0,0882. √_0,7+σ′N v0+ 0,225. log 0,35 D50 (4.17) 0,6 mm ≤ D50 ≤ 1,5 mm için; CRR = 0,0882. √_0,7+σ′N v0− 0,05 (4.18)

Iwasaki vd. (1978)’de tek başına bu güvenlik katsayılarının hasarın tanımlanmasında yeterli olmadığını buna ek olarak “Sıvılaşma Potansiyeli İndeksi (IL)”

değerinin hesaplanması gerektiğini belirtmiştir. Buna göre sıvılaşma hasar riski seviyesi aşağıdaki tabloda gösterilmiştir. Tablo 4.2’ye bakıldığında sıvılaşma indeksi 0 ila 5 arasında iken düşük, 5 ila 15 arasındayken yüksek, 15’in üzerinde ise çok yüksek sıvılaşma riskinin olduğu ve sıvılaşma indeksi ancak 0 olunca sıvılaşmanın olmayacağı görülmektedir.

25

Tablo 4.2: Sıvılaşma potansiyeli indeksine bağlı sıvılaşma seviyesi (Iwasaki vd.,1978). Sıvılaşma Potansiyel İndeksi Sıvılaşma Hasar Riski

IL=0 Çok Düşük (Sıvılaşma Yok)

0<IL≤5 Düşük

5<IL≤15 Yüksek

IL≥15 Çok Yüksek

Buradaki IL değeri Iwasaki vd. (1981)’de, 64 sıvılaşan ve 23 sıvılaşmayan zemin

üzerinde yapmış olduğu çalışma sonucunda şu şekilde formülize etmiştir:

𝐼_𝐿 = ∫ 𝐹. 𝑊(𝑧). 𝑑𝑧₀20 (4.19)

𝑊(𝑧) = 10 − 0,5. 𝑧 (4.20)

(𝐹 = 1 − 𝐹𝐿; 𝐹𝑆𝐿 < 1 𝐹 = 0 ; 𝐹_𝑆𝐿 > 1)

Formüldeki FL; değeri sıvılaşma güvenlik katsayısını, W(z); derinliğe bağlı

düzeltme faktörünü gösterir. Bu ifade çok tabakalı zeminde aşağıdaki toplama şeklinde yapılabilir: IL =



Burada IL; sıvılaşma potansiyeli indeksi, F; sıvılaşan tabakada sıvılaşma şiddeti,

FSL; sıvılaşmaya karşı güvenlik katsayısını, w; derinlikle değişen sıvılaşma potansiyeli

azaltma faktörünü, H; ilgili zemin tabakası kalınlığını ve z; zemin yüzeyinden itibaren seviyelerin orta noktasının derinliği ifade eder.

3.3. Çalışma Alanının Sıvılaşma Potansiyelinin Belirlenmesi

Çalışma alanında yapılan sondajdaki standart penetrasyon testleri ve laboratuvar test sonuçları kullanılarak yukarıda belirlenen 3 farklı araştırmacının önerdikleri analiz

26

yöntemleri ile sıvılaşma potansiyeli belirlenmiştir. Bu sondajda 18 adet SPT yapılmıştır. Her yapılan SPT seviyeleri için ayrı sıvılaşma analizi yapılmıştır. Böylelikle yapılan sondaj boyunca sıvılaşma riski ortaya konmuştur. Hesaplamalara örnek olarak SPT-9 şeklinde tanımlanan 13,50-13,95 m arasındaki seviyeye ait veriler kullanılmıştır. Diğer seviyeler de aynı şekilde hesaplanmış ve Tablo 4.3, 4.4 ve4.5’ de gösterilmektedir.

SPT-9 (13,50-13,95 m) (Nort=16) için sıvılaşma analizinde ilk olarak SPT-N

düzeltmesi yapılmaktadır.

(N1)60=N30.CR.CB.CS.CBF.CN.CE=16.(1).(1).(1).(1).(0,68).1,30=14,14

Eşitlik-4.4’teki formül ile ince tane oranına göre düzeltmesi ile; (N1)60CS=0,011+(1,003).(14,14)=14,08

Sıvılaşmaya karşı devirsel direnç oranı (CRR) hesaplarken Eşitlik-4.2 kullanılır. CRR_M=7.5 = 1 34−14,08+ 14,08 135 + 50 [10.14,08+45]2− 1 200= 0,151

Toplam ve efektif düşey gerilmeler hesaplanır. 𝜎_𝑣𝑜 = 𝛾_𝑑. ℎ = 1,83.13,50 = 24,705 𝑡/𝑚2

𝜎′_𝑣𝑜 = 𝛾_𝑑. ℎ − 𝛾_𝑤. ℎ = 1,83.13,50 − 1,00.6,00 = 18,205 𝑡/𝑚2

Youd vd. (2001)’ de önerdiği derinlik azaltma faktörü Eşitlik-4-11’den bulunur.

𝑟𝑑 =

1,000 − 0,4113. 13,50,5+ 0,04052.13,5 + 0,001753. 13,51,5

1,000 − 0,4117. 13,50,5_{+ 0,05729.13,5 − 0,006205. 13,5}1,5_{+ 0,001210. 13,5}2

𝑟𝑑 = 0,811

Çalışma alanı Gediz grabeni içerisinde mevcut olduğundan dolayı maksimum yer ivmesi 0,4 g olarak kabul edilmektedir. Gediz grabeni KB-GD uzanımlı olup grabeni dolduran tortullar Salihli ovasını oluşturmaktadır. Güzergâh boyunca alüvyonal birimler geçilmektedir. Zemin tabakasındaki sismik talebi ifade eden devirsel gerilme oranı Eşitlik-4.8’den hesap edilir.

27 CSR = 0,65. (24,705

18,205) . (0,4). (0,811) = 0,286

Eşitlik-4.7’den Mw=7,5 için MSF değeri 1 olarak alınır. Buradan; FSL =CRR

CSR. 𝑀𝑆𝐹 = 0,151

0,286. 1 = 0,53 < 1,00 olduğundan dolayı bu seviyede Seed

& Idriss (1971)’e göre sıvılaşma potansiyeli mevcuttur.

Yine SPT-9 (13,50-13,95 m) seviyesi için (Nort=16) olup Tokimatsu & Yoshimi

(1983)’e göre sıvılaşma analizinde enerji oranı %80’e göre düzeltme yapılır. (N1)80=N30.CR.CB.CS.CBF.CN.CE=10.1.1.1.1.1,12.0,98=10,58

Eşitlik-4.12’den yola çıkarak devirsel direnç oranı tayin edilir;

CRR = 0,45.0,57. [16√10,58 + 0,5 100 + ( 16√10,58 + 0,5 80 ) 14 ] = 0,137

Eşitlik-4.13 ile devirsel gerilme oranı hesaplanır;

CSR = (24,705 18,205) . (

0,40. 𝑔

𝑔 ) . (0,932). (0,65) = 0,798

FSL =0,137

0,798= 0,49 < 1,00 olduğundan dolayı bu yönteme göre de sıvılaşma

potansiyeli mevcuttur.

Iwasaki vd. (1981)’e göre ortalama tane çapı önerilen aralıkta (0,04 mm ≤ D50 ≤

0,6 mm) mevcut olduğundan dolayı sıvılaşma potansiyeli analizinde devirsel direnç oranı Eşitlik-4.17’den;

CRR = 0,0882. √ 10

0,7 + 18,205− 0,225. log 0,35

0,50= 0,35

Devirsel gerilme oranı Eşitlik-4.16’dan;

CSR = (24,705 18,205) . (

0,40. 𝑔

28 FSL =0,350

0,433= 0,81 < 1,00 olduğundan dolayı Iwasaki vd.(1981)’e göre bu

seviyede sıvılaşma potansiyeli bulunmaktadır. Iwasaki vd. (1981)’de önerilen Seed & Idriss (1971)’deki Basitleştirilmiş Metot’a dayandırılarak elde edilen sıvılaşma riski güvenlik faktörü ile derinlik faktörü göz önüne alınarak Sıvılaşma Potansiyeli İndeksi hesaplanır. Buna göre hasar riski belirlenebilir.

Burada örnek olarak yeraltı su seviyesi (-7,00 m) altında kalan SP-SM (Kötü dereceli kum- Siltli kum) türü zemine sahip 13,50 m seviyesindeki sıvılaşma indeksi için Eşitlik-4.21’den şu şekilde hesaplanabilir:

F=1-0,53=0,47

w=10-0,5.0,75=9,625

𝐼𝐿 = 0,47𝑥9,625𝑥1,5=6,79 olarak belirlenmektedir. Bu da Tablo-3.2’den

bakıldığı zaman 5<IL<15 olduğu için bu bölgede yüksek sıvılaşma riski mevcut olup

zemin sıvılaşmasına karşı tedbirler alınmasına ihtiyaç duyulmaktadır.

Aynı şekilde diğer seviyelerdeki hesaplamalarda bu akışı izlemekte olup 3 ayrı analiz yöntemi kullanılmış ve aşağıdaki tabloda her seviye için elde edilmiş sonuçlar sunulmuştur.

Tablo 4.3: SK-448+428 sondajına ait olan Seed ve Idriss (1971)’e göre sıvılaşma analizi.

Sondaj No: Derinlik (m) SPT N

Seed & Idriss (1971) FS Mw=6.5 Sıvılaşma Durumu FS Mw=7.0 Sıvılaşma Durumu FS Mw=7.5 Sıvılaşma Durumu SK -4 48+ 428

1,50 32 2,04 YOK 1,69 YOK 1,42 YOK

3,00 32 1,63 YOK 1,35 YOK 1,13 YOK

4,50 10 0,79 VAR 0,66 VAR 0,55 VAR

6,00 14 1,02 YOK 0,84 VAR 0,71 VAR

7,50 19 1,23 YOK 1,02 YOK 0,85 VAR

9,00 22 2,84 YOK 2,35 YOK 1,97 YOK

10,50 22 2,66 YOK 2,20 YOK 1,85 YOK

13,50 16 0,76 VAR 0,63 VAR 0,53 VAR

15,00 16 0,75 VAR 0,62 VAR 0,52 VAR

16,50 20 1,47 YOK 1,22 YOK 1,02 YOK

29

Tablo 4.3’e bakıldığında Seed ve Idriss (1971)’ göre zemin profili boyunca sıvılaşma riski 4,50-7,50 m ila 13,50-15,00 m arası 2 ayrı seviyede görülmektedir. Burada SP-SM olarak adlandırılan kötü derecelenmiş kum-siltli kum türü zemin türlerine rastlanmaktadır. Bu zemin türü yapılan birçok araştırmalara göre de sıvılaşmaya en müsait zemin türüdür.

Tablo 4.4: SK-448+428 sondajına ait olan Tokimatsu ve Yoshimi (1983)’e göre sıvılaşma analizi.

Sondaj No: Derinlik (m) SPT N

Tokimatsu & Yoshimi (1983) FS Mw=6.5 Sıvılaşma Durumu FS Mw=7.0 Sıvılaşma Durumu FS Mw=7.5 Sıvılaşma Durumu SK -4 48+ 428

1,50 32 75,81 YOK 69,36 YOK 64,17 YOK

3,00 32 30,92 YOK 28,35 YOK 26,18 YOK

4,50 10 0,70 VAR 0,64 VAR 0,59 VAR

6,00 14 0,79 VAR 0,72 VAR 0,65 VAR

7,50 19 0,94 VAR 0,86 VAR 0,80 VAR

9,00 22 2,77 YOK 2,55 YOK 2,35 YOK

10,50 22 2,69 YOK 2,46 YOK 2,27 YOK

13,50 16 0,58 VAR 0,53 VAR 0,49 VAR

15,00 16 0,56 VAR 0,52 VAR 0,48 VAR

16,50 20 1,32 YOK 1,21 YOK 1,12 YOK

18,00 22 1,63 YOK 1,49 YOK 1,38 YOK

Tablo 4.4’de görüldüğü üzere Tokimatsu ve Yoshimi (1983)’ e göre 4,50-7,50 m ile 13,50-15,00 m arası SP-SM (kötü dereceli kum-siltli kum) türü zeminlerde sıvılaşma riski mevcuttur.

30

Tablo 4.5: SK-448+428 sondajına ait olan Iwasaki vd. (1981)’e göre sıvılaşma analizi (Not: * ile işaretli seviyelerde ortalama dane çapı belirlenen aralıkta değildir).

Sondaj No: Derinlik (m) SPT-N

Iwasaki vd. (1981) FS Mw=7.5 Sıvılaşma Durumu SK -448+428 1,50 32 * 3,00 32 4,50 10 0,72 VAR 6,00 14 0,88 VAR 7,50 19 1,02 VAR 9,00 22 * 10,50 22 13,50 16 0,78 VAR 15,00 16 0,75 VAR 16,50 20 * 18,00 22

Tablo 4.5’de Iwasaki vd. (1981)’e göre sıvılaşma riski değerlendirme sonuçları görülmektedir. Bu yöntemde D50 (ortalama tane çapı) dar bir aralıkta hesaplama

önerilmiştir. Bazı seviyeler bu aralık dışında kalmaktadır. Bundan dolayı bu aralıklar bu yönteme uygun değildir.

Proje tasarım aşamasında yapılan sondaja ait verileri kullanarak 3 farklı metot ile sıvılaşma analizi yapılmıştır. Bunlar da Tablo 4.3, 4.4 ve 4.5 ‘de gösterilmektedir. Burada özellikle kumlu seviyelerde Tokimatsu ve Yoshimi (1983) yöntemi, diğer iki yönteme göre daha güvenilir tarafta olduğu görülmektedir. Ayrıca bu üç yöntemde birbirlerine yakın sonuçlar ortaya koymaktadır.

5. SIVILAŞMA RİSKİNE KARŞI ZEMİN İYİLEŞTİRMESİ

5.1. Giriş

Zemin içerisindeki mevcut boşlukların mekanik sıkıştırıcılarla azaltılması, zemin boşluklarının çeşitli bileşimdeki karışımlarla doldurulması, yeraltı su seviyesinin düşürülmesi veya zeminin su içeriğinin azaltılması ya da çeşitli elemanların kullanılması ile mevcut zeminin güçlendirilmesi zemin iyileştirmesi olarak tanımlanabilir. Zemin iyileştirmesi çeşitli amaçlar için yapılabilir:

31

• Yetersiz olan zeminin taşıma kapasitesini artırmak,

• Yapım sırasında veya sonrası gelişebilecek aşırı toplam oturmaları önlemek, • Yapının eğilmesine, zarar görmesine veya yıkılmasına yol açabilecek aşırı

farklı oturmalara engel olmak,

• Depremler sırasında sıvılaşma, taşıma gücü kaybı, aşırı yer değiştirmelere engel olmak,

• Şev duraysızlığı durumunda oluşacak deformasyonları önlemek,

• Kazı sırası veya sonrası oluşabilecek kabarmaları engellemek için zemin iyileştirme yöntemleri uygulanır.

Bu tez kapsamında Salihli-Manisa Hızlı Tren Projesi Altyapı İnşaatı’na ait ortalama 3,5 m yüksekliğinde dolgu yükünün geleceği belirli bir kesimde çalışılmaktadır. Sıvılaşma riski görüldüğünden dolayı jet grout yöntemi ile zemin iyileştirmesine T.C.D.D. Etüt, Proje ve Yatırım Dairesi ile Protek-Mega İş Ortaklığı tarafından yapılan Güzergâh Geoteknik Raporu projesinde karar verilmiştir. Bu tez kapsamında projede yapılan çalışmalardan elde edilen arazi ve laboratuvar verileri kullanılmıştır. Bu kesim 25 m platform genişliğine sahip 500 m uzunlukta bir demir yolu güzergahıdır. Bu kesimde proje aşamasındayken 1 adet sondaj 1 adet araştırma çukuru çalışması yapılmıştır. Buna ek olarak imalat öncesi araştırma çukuru ve sondaj çalışmalarını teyit etmek için ve zemin örnekleri temin edebilmek için yaklaşık 5 m derinlikte 2 adet araştırma çukuru açılmıştır. Buralardan örselenmiş ve örselenmemiş zemin örnekleri alınmıştır. Bu örnekler üzerinde gerekli laboratuvar analizleri yapıldıktan sonra SP (kötü dereceli kum) türü zemin olduğu tespit edilmiştir. Bu zemin ince malzeme oranı düşük alüvyal bir zemin özelliğinde olduğundan dolayı sıvılaşma analizlerimizde sıvılaşmaya müsait bir zemin olarak değerlendirilmiştir.

5.2. Sıvılaşma Riskine Karşı Jet Enjeksiyonu Metodu İle Zemin İyileştirme Projelendirilmesi ve Proje Tasarım Yazılımının Hazırlanması

Sıvılaşma riski belirlenmiş olan zeminlerde jet enjeksiyonu yöntemi ile iyileştirmeye karar verildiğinde uygulama için belirli parametreler kullanılarak tasarım yapılmalıdır. Bu tasarım zemine ait özellikler ve uygulamada kullanılan jet makineleri ve özellikleri de dikkate alınarak yapılmalıdır.