depreme dayanıklı temel tasarımı - gürkan Özden

DEPREME DAYANIKLITEMEL TASARIMI

Doç. Dr. Gürkan Özden

Dokuz Eylül Üniversitesiİnşaat Mühendisliği Bölümü ve

Deprem Araştırma ve Uygulama Merkezi

Geoteknik Temel Tasarım Aşamaları

Zemin geometrisiZemin özellikleriZeminden kaynaklanan yükler

İdealize zemin profili

Üst yapı özellikleriMimariYüklerFonksiyonTaşıyıcı sistem

Afet durumu

Temel Sistemi Seçimive

Temel Boyutları

Zemin-Temel-Yapıilişkisinin kurulması

18 Mart 2010 Doç. Dr. Gürkan Özden / İnşaat Mühendisleri Odası İzmir Şubesi

3

Deprem Yükleri Altında Temel Tasarımı

1. Adım

Deprem Yükünün Belirlenmesi(Vt, Md, G+Q)

Deprem yüklemesi normal ve yüksek katlı bina projelerinin önemli kısmında tasarım tepki spektrumu ile tanımlanır. Yerel zemin koşullarının deprem yükleri üzerindeki etkisi zemin sınıfı yoluyla dikkate alınır.Deprem Yönetmeliği Bölüm 2.4’e göre:

A(T)=A0 ⋅ I ⋅ S(T)Sae(T) = A(T) ⋅ g

{%5 sönüm oranına için elastik spektral ivme}


4


5


6


7


8


9


10

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.01 0.1 1 10

Period (s)

Spec

tral

Acc

eler

atio

n (g

)


11

Deprem Yönetmeliği’nde yer alan elastik tasarım tepki spektrumunun bilhassa yumuşak zemin koşullarında aşılma olasılığı vardır. Bilhassa yüksek yapısınıfına giren yapıların güvensiz tarafta çözülme riski mevcuttur. Bu tür bir durumda yapı temeline etkiyen yükler gerekenden daha düşük hesaplanmışolacaktır.


12

2. Adım

Zemin Özelliklerinin Araştırılması(zemin etüt çalışması ve idealize zemin profilinin

oluşturulması, zemin sınıfının seçilmesi)

Deprem riski yüksek bölgelerde zemin etüt çalışması ve takip eden analizlerin kapsamı daha geniş tutulur. Jeofizik arazi deneyleri (MASW, mikrotremör, v.b.) zemin profilinin dinamik özelliklerini (doğal periyot – T=4H/Vs ; kayma dalgası hızı) belirlemek açısından önem kazanır. Ayrıca laboratuvardadinamik üç eksenli basınç deneyi vasıtasıyla kumlu zeminlerde sıvılaşma direnci, killi zeminlerde ise yumuşama potansiyelinin araştırılması gerekebilir.


13


14


15


16

Zemin Dinamiği Analizleri(sıvılaşma, deprem sonrası oturma, dinamik zemin davranışı, tasarım tepki spektrumu)

3. Adım

Temel sistemi seçilmeden önce sıvılaşma ve deprem sonrası olası oturma analizlerinin yapılması gerekir. Yaygın sıvılaşma ve oturma beklendiği takdirde zemin iyileştirmesi ve/veya derin temel seçenekleri kaçınılmaz hale gelebilir. Ayrıca parsel bazında dinamik zemin davranışıanalizleri yapılarak tasarım tepki spektrumu veya zaman tanım düzleminde deprem yer hareketi elde edilebilir.


17

SIVILAŞMA

Sıvılaşma, tekrarlı yükler altında suya doygun ve gevşekten orta sıkıya granüler zeminlerin boşluklarındaki su basıncının tedricen yükselerek deprem öncesi efektif düşey gerilmeye eşit olması ve zeminin dayanımınıkaybederek viskoz bir sıvı davranışıgöstermesidir. Granüler bir zemin tabakasının sıvılaşma riski üzerinde deprem enerjisinin, zemin dane dağılımının, zemindeki ince dane yüzdesinin, ince dane plastisitesinin, zemin sıkılık oranının etkisi vardır.


18

Aşırı boşluk suyu basıncı oranı: ru=∆ue/σ′v = 1.0 ⇒sıvılaşma

Sıvılaşan zeminlerde temel taşıma kapasitesi kaybı, yanal yayılma, aşırı toplam ve farklıoturma, yataklanma kaybı belli başlı temel problemleri olarak ortaya çıkar.

Bu tür olumsuzlukları gidermek için ya zemin iyileştirilmeli veya derin temel uygulamasına gidilmelidir. Belirli durumlarda her iki seçenek birden uygulanmalıdır. Zira kazıklı temeller tek başlarına sıvılaşmaya çözüm olmayabilirler.


19

Sıvılaşma kendini genellikle yüzeyde kum kraterleri ile gösterir.


20

Sıvılaşan zeminlerde temel taşıma kapasitesi kaybı ve oturma gözlenebilir.


21

Sıvılaşan zeminlerde yalnız sığ temeller değil kazıklı temeller dehasar görebilir.


22

SPT-N

Kazık No.1∼50 cm

∼70 cmKazık No.2

sıvılaşanzemintabakası

Y.A.S.S

Kazık No.1

Kazık No.2


23

Sıvılaşan zemin eğimli arazilerdeönemli deplasmanlar yapabilir ve kalıcı şekil değiştirmeler görülebilir(yanal yayılma).

Deprem öncesi

sonrası


24

Deprem Yönetmeliği’ne göre sıvılaşma potansiyeli arz eden zeminlerde arazi ve laboratuvar verilerine dayanan sıvılaşma analizlerinin yapılması zorunludur.

Seed –Idriss YöntemiYöntemde SPT direncine bağlı olarak belirlenen sıvılaşma direnci ile deprem sırasında oluşan tekrarlıkayma gerilmesi karşılaştırılır. Zeminin direnci tekrarlıkayma gerilmesinden büyükse sıvılaşma söz konusu değildir. Eşit veya düşükse sıvılaşma riski vardır.


25

amaks

γmaksmaks a

gh

AF

⋅==γτ h

τmaks

depremdeki en yüksektekrarlı kayma gerilmesi

τmaks zeminin rijit davranış yaptığı kabulüne göre hesaplanmıştır. Gerçekte zemin deforme olarak kayma gerilmesinin rijit kabule nazaran daha düşük gerçekleşmesine neden olur. Bu durumu dikkate almak üzere rd düzeltme faktörü tanımlanmıştır.

z < 9.15m ⇒ rd = 1.0-0.00765z9,15m ≤ z < 23.0m ⇒ rd = 1.174-0.0267z23,0m ≤ z < 30.0m ⇒ rd = 0.774-0.008z

z > 30.0m ⇒ rd = 0.5

Derinlik faktörünün bulunuşuna alternatif olarak aşağıdaki amprik bağıntı da kullanılabilir. Bu bağıntıyukarıdaki değerlerle aynı noktaya varır ve bilgisayar programlama amaçlarına daha uygundur.

z: derinlik (m)


27

Derinlik düzeltme faktörü, rd, için yandaki şekilden de yararlanılabilir.

Sıvılaşma analizlerinde en yüksek yüzey ivmesi, amaks, önemli bir parametredir. Deprem sırasında zemin yüzeyinde oluşan bu ivmeye genelde yalnızca bir kere ulaşılır. Analizleri bu parametreye dayanarak yapmak aşırı güvenli tarafta bir yaklaşım olur ve ekonomik olmayan mühendislik uygulamalarına yol açar. Böyle bir yaklaşım yerine ortalama bir ivme değer ile çalışılmasıtercih edilir:

-0.04-0.02

00.020.04

0 5 10 15Time (sec)

Acc

eler

atio

n (g

)

amaks

⎬τort= rb·τmaks

rb: ortalama kayma gerilmesi faktörü

r b = 0.1( M – 1) ; M=7.5 için r b = 0.65M: Deprem büyüklüğüDepremde zeminde oluşan tekrarlı kayma gerilmesi, τdeprem, yukarıdaki denklemlerin ışığında aşağıdaki şekilde yazılabilir:

dmaksbdeprem rxaxghxr γτ =

Sıvılaşmaya karşı güvenlik faktörü tekrarlı gerilme dirençoranının, CRR, tekrarlı gerilme oranına, CSR, bölümüşeklinde ifade edilir:

'' ;v

direnç

v

deprem CRRCSRσ

τ

σ

τ== σ´v: efektif düşey gerilme

⇒⟩= 0,1CSRCRRFs Sıvılaşma riski mevcut değil.

Tekrarlı gerilme oranı, CSR, aşağıdaki denklem ile ifade edilir:

dv

maksb rh

ga

rCSR ⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅= 'σ

γ

CRR oranı ise bu amaçla geliştirilmiş SPT korelasyonlarıkullanılarak bulunur. Korelasyonlar öncelikle M=7.5 büyüklüğündeki depremde temiz kumlara (ince malzeme oranı, FC, %5’den az) göre CRR sağlar. Daha sonra projeye esas deprem büyüklüğü ve ince malzeme özellikleri gözönüne alınarak düzeltme yapılır.

CRR için abaklar bulunduğu gibi korelatif denklemler de kullanılabilir.


31

İnce malzeme oranının, FC, dikkate alındığıSPT-CRR ilişkisi


32

CRR7.5 abaktan okunmuş ve ince malzeme düzeltmesi yapılmış uygun bir eğri kullanılmış ise düzeltilmiş CRR´değeri

CRR′ = KM ⋅ CRR7.5 denklemi ile ifade edilebilir.

Burada KM deprem büyüklüğü için düzeltme faktörüdür.

KM faktörü deprem büyüklüğüne bağlı olarak izleyen çizelgeden okunabilir:


33

Deprem büyüklüğü düzeltme faktörü

M KM=CRRM/CRR7.5

5.25 1.50

6 1.32

6.75 1.13

7.5 1.00

8.5 0.89

Ara değerler için enterpolasyonyapılabilir.


34

Temiz kumlar için CRR7.5 değeri aşağıdaki fonksiyon yoluyla da hesaplanabilir:

432

32

5.7 1 hxfxdxbxgxexcxaCRR++++

+++=

a = 4.844·10-2 ; b = -1.284·10-3 ; c = -4.721·10-3 ; d = 9.578·10-3

f = 6.136·10-4 ; f = -3.285·10-4 ; g = -1.673·10-5 ; h = 3.714·10-6

x = N60 (Bu fonksiyon 3 < N60< 30 olduğunda geçerlidir.)

İnce malzeme yüzdesi düzeltmesi aşağıdaki şekil ve denklem yardımıyla yapılır:

Ks = 1 + [ (0.75/30)(FC-5)] (IP ≤ %5 için)


35

1.00

1.25

1.50

1.75

2.00

0 5 10 15 20 25 30 35İnce dane yüzdesi, FC (%)

İnce

mal

zem

e dü

zeltm

e fa

ktör

ü, K

s


36

Deprem Sonrası Oturma TahminiDeprem sonrası oturmalar gevşek ve orta-sıkı kumlu zeminlerde ön plana çıkar. Bu tür oturmaları tahmin etmek için izlenilen yöntemlerden birisi Ishihara-Yoshimine yöntemidir (temiz kumlar için).

Yöntemde zeminde depremi takiben oluşacak hacimsel deformasyon, εv, SPT korelasyonuna bağlı olarak izleyen şekil yardımıyla tahmin edilir. Korelasyondaki SPT darbe sayılarının %90 enerji seviyesine karşı geldiği unutulmamalıdır.

Zemindeki düşey sıkışma ∆H = H. εv ile hesaplanır. “H”tabaka kalınlığıdır.


37

Temiz kumlardan oluşan zemin tabakalarında deprem sonrası oturma hesabıiçin Ishihara-Yoshimine abağı


38

Temel altında dolgu yapılması gibi palyetifuygulamalar derinlik boyunca mevcut sıvılaşma potansiyelini bertaraf etmek için kesinlikleyeterli değildir.

?Sıvılaşma derindeki tabakalarda meydana geliyor! Yüzeyde alınacak dolgu önleminin yararıgörülmez!


39

Sıvılaşmaya karşı yurdumuzda uygulanabilecek zemin iyileştirme önlemleri:

Çimento enjeksiyonu: zemine kohezyon kazandırmak amacıyla uygulanır.Jet-grout kolon: zemine kohezyon kazandırmak için ve zeminde yüksek dayanımlı kolonlar oluşturarak deprem sırasında zemine düşen kayma gerilmesini düşürmek için uygulanır.Taş kolon: sıvılaşma potansiyeli yüksek zeminde geçirimliliği yüksek ve daha sıkıdüşey kolonlar oluşturmak için uygulanır.


40

Jet-grout kolon uygulama tekniği

Vibroflotile taşkolon uygulama tekniği


41

Sıvılaşma potansiyeli olan zeminlerde yapılacak kazıklı temel uygulamasında mümkünse vibreks veya çakma kazık tercih edilmelidir. Bu sayede zeminde ortaya çıkacak deplasman etkisi ile sıvılaşabilecek kumlu zeminlerin sıkıştırılması mümkün olabilir.Sondaj kazığı uygulamalarında ise sıvılaşabilen zeminden kaynaklanabilecek yataklanma kaybıdonatı ile karşılanmaya çalışılmalı veya sondaj kazıkları ile birlikte zemin iyileştirmesi (taşkolon / jet-grout kolon) yapılmalıdır.


42

Çakma kazık

Çakma-yerinde dökme –vibreks-kazık


43

Yapı Özellikleri ve Dinamik Zemin Davranışı Dikkate AlınarakTemel Sistemi Seçilmesi

4. Adım

Z3 ve Z4 sınıfına giren zeminlere oturan yapıların çoğunluğunda radye temelZ2 ve Z1 sınıfındaki zeminlerde çift yönlü sürekli veya radye temelHafif yapılarda birbirine bağ kirişleri ile bağlanarak bütünlüğü sağlanan tekil temelSanayi yapılarında çoğunlukla tekil temel Oturma, farklı oturma, net hidrostatik kaldırma basıncı, yetersiz temel taşıma kapasitesi veya sıvılaşma olan zeminlerde kazıklı temel (kazıklıtemelden önce yüzer temel uygulaması ve zemin iyileştirme seçeneklerinin uygulanabilirliği araştırılmalıdır).


44

radye temel seçenekleri

Bodrum kazısıile zeminde önyükleme etkisioluşturulur.

yüzer temel seçeneği

Yüzer temel seçeneği yapının deprem performansıüzerinde olumlu etkide bulunur. Bunlar temel taşıma kapasitesinin artması ve kinematik zemin-yapıetkileşimi yoluyla üst yapının aldığı deprem enerjisinin etkin bir şekilde sönümlenmesidir. Literatürde kinematik etkileşimin azaldığı veya engellendiği temel sistemlerinde yapı deprem performansının %30-40 kadar olumsuz etkilendiği belirtilmektedir.


46

SeçilenTemel Sisteminin Geoteknik Analizi

5. Adım

Seçilen temel sisteminin geoteknik analizleri yapılır:

- Güvenilir temel taban basıncı hesabı- Toplam ve farklı oturma hesapları- Zemin-yapı ilişkisinin kurulması için yatak katsayısının belirlenmesi- Kazıklı temel uygulamalarında yatay yük analizleri

TEMEL TAŞIMA KAPASİTESİ

γ: zemin birim hacim ağırlığı

c: kohezyonϕ: içsel sürtünme açısı

qfcf NDNcNBq ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅= γγ γ21

Zemin taşıma kapasitesine ulaşıldığı durumda göçme mekanizması


48

Dış merkez yükler temel taşıma kapasitesinde azalmaya yol açar:

B´: etkili genişlike: dış merkezlik

faktörleriderinlik

NBNDNcq

dqdcd

dqdqfcdcf

,,21

=

⋅⋅′⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅=

γ

γγ

λλλ

λγλγλ

AqQ fu ′⋅=

Düşey yükün etkili genişliğin ortasındaolduğu kabul edilir.


49

Dikdörtgen temellerde dış merkezlik için taşıma kapasitesi denklemi

(a) Düşey yükten doğan dış merkezlik

(b) Devirici moment kaynaklı dış merkezlik

eB=MB/Q

eL=ML/Q


50

L

B

uu

dqdcd

sqscs

dsqdqsqfcdcscu

eLLeBB

LxBAalanetkiliA

AqQ

faktörleriderinlik

faktörlerişekil

NBNDNcq

22

,,

,,21

−=′−=′′′=′

=′′⋅=

=

=

⋅⋅⋅′⋅+⋅⋅⋅⋅+⋅⋅⋅=

γ

γ

γγγ

λλλ

λλλ

λλγλλγλλ


51

Dönme ve farklı oturma yapı taşıyıcı elemanlarında ve temelinde ikinci mertebe momenti oluşturur. Farklıoturmaya bağlı yapısal çatlaklar binanın süneklikarz kapasitesinde azalmaya yol açar. Bu iki unsur da binanın deprem performansını düşürücüyönde etki yapar.


52

Yapılar için izin verilen oturma sınır değerleri:en yüksek farklı oturma, ∆ST(maks)

kum zeminlerde 32 mmkil zeminlerde 45 mm

en yüksek oturma, ST(maks)

kum zeminlerde tekil veya şerit temel 51 mmkil zeminlerde tekil veya şerit temel 76 mmkum zeminlerde radye temel 51-76 mmkil zeminlerde radye temel 76-127 mm

en yüksek açısal distorsiyon, βmaks 1/300AB Yönetmeliği Eurocode 7’de bir çok yapı temeli için oturma sınırı 50

mm olarak tavsiye edilmektedir. Benzer şekilde bir çok yapı için β=1/500 önerilmektedir. Açısal distorsiyonda göçme sınırı içinse muhtemel değer olarak 1/150 verilmektedir.


53

Bjerrum tarafından tanımlanan açısal distorsiyon (β) sınırları

Beklenen hasar türü βmaks

_______________________________________________________________________

Tuğla duvarlar için göçme sınırı (L/H>4) 1/150Bir çok bina türü için yapısal hasar sınırı 1/150Panel ve tuğla duvarlarda çatlak oluşumu 1/150Yüksek ve rijit yapılarda gözle görülebilen dönme 1/250Panel duvarlarda ilk çatlak oluşumu 1/300Yapılarda hiç çatlak oluşmaması için sınır 1/500Diyagonal elemanları olan çerçeve sistemlerdetehlike sınırı 1/600


54

Yatak katsayısının belirlenmesi hususu özellikle radyetemellerde ve yüksek yapılarda ön plana çıkar:

Yapı yüklerinin zemine radye temel ile aktarıldığı bina çözümlerinde zemin-yapıetkileşimi genelde belirleyici faktördür.Zemin-yapı ilişkisinin kurulma tarzı temel ve üst yapıdaki yük dağılımını etkiler.Sayısal çözümün kabul edilebilir sürede yapılabilmesi için sürekli bir ortam olan zeminde bir takım basitleştirici kabuller yapılması gerekir. Proje bürolarında halen en yaygın kullanılan zemin-yay ilişkisi modeli yatak katsayısı yöntemidir.


55

Yatak katsayısı kesinlikle bir zemin sabiti değildir. Bu parametrenin belirlenmesinde belirsizliğe neden olan bir çok unsur mevcuttur. Bu unsurlar aşağıdaki şekilde sıralanabilir:

Zemin tepkisini ve zemin elastik parametrelerini tahmin etmedeki büyük güçlük,Tabakalı zemin profili durumu ve zemin özelliklerinin düşeyde ve yatayda değişkenlik göstermesi,Radye temelin şekli,Üstyapı yük dağılımı için yapılan kabuller,Üstyapı rijitliğinin temel üzerindeki etkileri veTemel taban basıncının oturma alanı içinde değişimiolarak sıralanabilir.Tüm bu unsurlar akılda tutularak zemin tepkisi için gerçekçi tahmin yapmak ve uygun güvenlik faktörü ile çalışmak gerekir.


56

Yatak Katsayısı Yaklaşımı:

Yatak katsayısı yaklaşımı, sürekli bir ortam olan zemin için kurulmuş matematik bir modeldir. Zemin bu modelde yaylar ile temsil edilir. Yaylar, temel taban basıncı ve zemin deformasyonu arasında ilişki sağlar.

Rijit olmayan yöntemlerde hem zeminin hem de temelin deformasyon özellikleri dikkate alınır.

Bunlar doğrusal veya doğrusal olmayan bir tarzda ele alınabilirler.

Zemin-yapı ikilisinin deformasyon karakteri, elastisite modülüne benzer bir yaklaşım kullanılarak, “yatak katsayısı” adı verilen bu sayısal değerle gösterilebilir.


57

Yatak katsayısı temel elastik eğrisinin gerçeğe yakın bir şekilde hesaplanmasına, temel taban basıncının doğru hesaplanmasına, farklıoturmanın taşıyıcı sisteme etkilerinin araştırılmasına ve zemin-yapı etkileşiminin üst yapı davranışı üzerindeki tesirinin görülmesine fırsat verecek şekilde bilinçli kullanılmalıdır.


58

Temel taban (değme) basıncı dağılımı;

Zeminin fiziksel özelliklerineZemin profili geometrisineTemel rijitliğineÜst yapı rijitliğineÜst yapı yük dağılımınabağlıdır.


59

Kohezyonsuz zeminler

Köşe gerilmelerin büyüklüğütemel derinliğine bağlıdır.

Köşe gerilmeleri çok büyükdeğerlere çıkabilir.

Üniform gerilme dağılımı kabulüKohezyonlu zeminler


60

Zemin ve temel arasındaki ilişkiyi tariflemek için “yaylar”, ilk kez 1867’de Winkler tarafından kullanılmışve bu ilk yaklaşım “Winkler Yöntemi” olarak adlandırılmıştır.

Winkler yönteminde zemin, birbirinden bağımsız hareket eden düşey yönde ve sürekli yaylar ile gösterilir.

Çubuk elemanlar için tek doğrultuda uzanan yay gösterimi çoğunlukla “Elastik zeminler üzerine oturan kirişler yöntemi” olarak adlandırılır.


61

deplasman

Winkler Temeli

Gerçek durum

Zemin reaksiyonu

Yatak katsayısı[F/L3]

Elastik zemine oturan kiriş veya plak probleminin analitik çözümü için Hetenyiformülasyonlarıkullanılabilir.


62

δ, deplasman

M, Moment

T, Kesme kuvveti

Yatak Katsayısının Belirlenmesi

Elastik bölge

Gerilme, q

Oturma, δ

Oturma, δ

Yatak Katsayısı

Yatak katsayısı geçmişte plaka yükleme deneyi ile belirlenirdi. Ancak deney gerçek temel-zemin davranışını temsil etmekten oldukça uzak kaldığı için günümüzde standart bir yöntem olarak takip edilmemektedir.


64

Yatak katsayısının deformasyonladeğişimi genellikle eğriseldir.

Yük bloğu

Yükleme plakları (rijit)

Plak rijitdeğilse⎨

Doğrusal Doğrusal olmayan

Kil zeminlerde

Kum zeminlerde(B/B1 <3 için)

Katı kil ve orta-sıkıkum zeminlerde(m=L/B)

Vesic bağıntısı

Bir çok araştırmacı veUygulamacı tarafından önerilmez.

⎨

Es : Zemin Elastisite Modülü(Presiyometre deneyi, Ödometre deneyi, Üç eksenli basınç deneyi)

µ : Zemin Poisson oranı

Ef If :Kiriş eğilme rijitliği

B: Kiriş genişliği

[F/L2]

[F/L3]

Sürekli temellerin analizinde kullanılabilir.


66

Yatak Katsayısı Değişim Aralıkları

Zemin Türü

Gevşek kumOrta-sıkı kumSıkı kumOrta-sıkı killi kumOrta-sıkı siltli kumKilli zeminler

qa: temel taban basıncıÇok yumuşak/yumuşak killerde yukarıdaki çizelgede verilenlerdendaha düşük yatak katsayıları çıkabilir.


67

Yatak katsayısı için zemin elastisite modülünün belirlenmesi

Elastisite modülü, Es, laboratuvar veya arazi deneylerinden belirlenebilir. Laboratuvar deney bulguları üzerinde numune örselenmesi çok etkili olabilir. Ayrıca serbest basınç deneyinde arazi efektif gerilme koşulları tam temsil edilemediği için bu deneyden Es değeri bulunmamalıdır.


68

Arazi deneyleri Es değerinin gerçekçi tahmini için daha yararlıdır. Es arazide eğer yanal yönde elde edildiyse düşey yöndeki deformasyon modülünü bulmak için düzeltme katsayıları kullanılmalıdır.

En sık kullanılan korelatif ilişkiler SPT ve CPT deney sonuçlarına dayananlardır. Bunlardan SPT deneyi daha çok tercih edilir.

Kumlu ve Killi Zeminlerde Es

Normal konsolidekumlar

Suya doygun kumlar

Normal konsolidekumlar (genel)

Ön yüklemeli kumlar

Çakıllı kumlar

Killi kumlar

Siltler, kumlu siltlerveya killi siltler

Yumuşak killer veya killi siltler

Zemin


70

Kumlu ve Killi Zeminlerde Es (devam)

Zemin

cu=su=drenajsız kayma mukavemeti

Kil ve silt veya organikveya katıSilt veya kumlu kil

Killerde Es için genel korelasyon:

Ip: plastisite indeksi (%) ; 20 ≤ Ip ≤ 100 ; K değeri en yakın 10 katına yuvarlanır.

Es için bir diğer genel korelasyon denklemi ise aşağıdadır:

P

nLLc I

wwI −=

Çok tabakalı zemin profilinin eşdeğer elastisite modülünün hesaplanması için ağırlıklı ortalama yöntemi kullanılabilir:Boussinesq gerilme etki faktörü:

Ağırlıklı ortalama:

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

Iod

(m)

yayılı yük

2222222

222

))((

)2(21

zBLzBzL

zBLzBLIi++++

++=

π 2221tan

zBLz

BL

+++ −

∑=

=′n

iiij III

1/

'∑= jjeş IEE


72

Yöntemin uygulanabilmesi için her bir zemin tabakasının orta noktasında hesaplanan, I′(j), eşdeğer Boussinesq gerilme etki faktörü değerlerine ihtiyaçvardır.

Bossinesq gerilme etki faktörü, eşit yüklüdikdörtgen bir alanın bir köşesi altındaki düşey gerilme artışını ifade eder.

Ağırlıklı ortalama yöntemi, yükleme yapılan noktanın hemen altındaki zemin özelliklerinin, gerilme artışının daha düşük olduğu derinliklerde yer alan zeminlere oranla daha etkin olduğu düşünülerek geliştirilmiştir.

z

L

B

σv′(z)= σ0′(z) + I(z)*q

q


73

Karakteristik nokta metoduKarakteristik nokta temelin ortalama oturmasına karşıgelen gerilme dağılımı hesabı için önerilmektedir:

Eşdeğer elastisite modülünün karakteristik nokta için belirlenmesi ile temel alanıiçinde ortalama bir Es

bulunmuş olur.

Dikdörgen temel alanı içerisindeki karakteristik noktanın etki faktörü hesabında, alanı K noktasından geçen eksenler ile dört adet dikdörtgene ayırıp ortak köşe olan “K” için etki faktörleri toplanır.

B

L

0.5 L

x

0.37 L

0.37 B

0.5 B

y

K

Elastik Zemine Oturan Kiriş (Winkler) Yöntemi’nin Sınırları

Yük deplasman eğrisi doğrusal değildir, Winkler yöntemini kullanmak için doğrusal yaklaşım yapmak zorunda kalırız.Winkler yöntemi, üniform elastik bir zemin üzerine oturan üniform yüklenmiş bir alan temelinin, üniform oturma yapacağını kabul eder,Gerçekte ise böyle bir zemin-temel ikilisi ortada en fazla kenarlarda ise en az deplasman yapacak şekilde davranır.Bu durum, oturma hesaplarında başka yöntemlerin kullanılmasının önemli bir sebebidir.

Winkler yöntemi Gerçek davranış


75

Zemin yayları bağımsız hareket etmezler, alan temelinin bir kısmı üzerindeki basınç, hem tam altındaki hem de etrafındaki yayları etkiler,

Zemin-temel ilişkisini tam olarak tariflemek için tek bir ks yatak katsayısı verilemez,

Bağımsız yay yaklaşımı, Winkler yönteminin en büyük sorunudur.

Radye temelde üzerinde bulunduğu zeminin cinsine ve üst yapıdaki yük dağılımına bağlıolarak bir oturma kalıbı oluşturur (Winklerkabulleri geçerli değildir). Eğer söz konusu olan kohezyonlu bir zeminse bu durumda oturma, kenarlarda en az ortalarda ise en fazla olacak şekilde gerçekleşir.Zemin daneli yapıda ise oturma kalıbı tam ters şekilde gerçekleşebilir (temel derinliği arttıkça bu etki azalır).Amaç, arazide bu davranışı gösteren temelin, yapısal modeline de aynı davranışıyansıtabilmektir.

Alan temellerinin analizinde yatak katsayısının alansal dağılımı gerçekçi bir analiz için gereklidir. Üniform yatak katsayısı ile temel plağı elastik eğrisi doğru bir şekilde elde edilemez.

Tek parametreli bünye denklemi (Winkler kabülü):

004 =+∇⋅ wkwD

İki parametreli bünye denklemi:

0024 =+∇⋅−∇⋅ wkwSwD


78

Yukarıda değinilen nedenlerden dolayı alan temellerinin analizinde, yatak katsayısı değeri oturma alanıboyunca değişken kabul edilmelidir. Bu amaca yönelik literatürde çeşitli yöntemler önerilmiştir.


79

Zonlama Yöntemi

Kullanımı:Alan temeli, iki veya daha fazla sayıda iç içe bölgelere ayrılır,

En iç bölgenin kenar uzunlukları, alan temeli boyutlarının yarısı seçilir,

Ortalama yatak katsayısı (ks ort) değeri hesaplanır/seçilir ve bu değer farklı ağırlıklarla bölgelere dağıtılır.Herbir bölgeye farklı ks değeri atanır.

Merkezden kenarlara doğru tedrici olarak artırılır.En dıştaki bölgenin ks değeri, en içteki bölgenin ksdeğerinin iki katı olarak alınmalıdır,

Winkler yöntemine göre iç tesirler ve oturmalar hesaplanır.

Zonlama Yöntemi – örnek gösterim

1 nolu bölge ks = 1000 t/m3



Dikdörtgen olmayan alan temelleri için de kullanılabilir.


81

Zonlama yöntemi için örnek uygulama

Bir yapı 30m genişliğinde 50m uzunluğunda bir alan temeli üzerindedir.Net yük 120 kPa olarak hesaplanmıştır,Oturma analizi yöntemiyle ortalama oturma δ=30 mm olarak hesaplanmıştır,

Zonlama yöntemi ile yatak katsayısının dizayn değerini bulunuz.


82

Mevcut alan temeli için ortalama ks değeri (Oturma analizinden alınabilir.)

ks ort = 120 kPa / 0.030 m = 4000 kN/m3

50 m

37.5 m25 m

15 m 22.5 m 30 m

(ks)1

(ks)2=1.5 (ks)1

(ks)3= 2.0 (ks)1


83

Her bir bölgenin alanı hesaplanır:

50 m

37.5 m25 m

15 m 22.5 m 30 m

A1 = 15 * 25 = 375 m2

A2 = 22.5 * 37.5 – 375 = 469 m2

A3 = 30 * 50 – 469 – 375 = 656 m2


84

Dizayn ks değerinin hesabı:

A1 (ks)1 + A2 (ks)2 + A3 (ks)3 = (A1+A2+A3)(ks)ort375 (ks)1 + 469 (1.5) (ks)1 + 656 (2) (ks)1 =1500 (ks)ort

2390 (ks)1 = 1500 (ks)ort

(ks)1 =0.627 (ks)ort = 0.627 (4000) = 2510 kN/m3

(ks)2 =0.627 (1.5 )(4000) = 3765 kN/m3

(ks)3 =0.627 (2) (4000) = 5020 kN/m3

50 m

37.5 m25 m

15 m 22.5 m 30 m

(ks)1= 2510 kN/m3

(ks)2=1.5 (ks)1 = 3765 kN/m3

(ks)3= 2.0 (ks)1= 5020 kN/m3

ACI, hesaplanan ks değerinin belirli bir aralıkta değiştirilerek yapı analizlerinin tekrarlanmasını ve en olumsuz durumun alınmasını önermektedir.


86

Yatak katsayısının alansal değişimi daha ayrıntılı olarak da elde edilebilir. Literatürde bu hususta bir çok yöntem mevcuttur.Bunlardan biri Daloğlu – Vallabhan Yöntemi olarak bilinir:

İki parametreli bünye denkleminin eşdeğer basitleştirilmiş çözümleri bu yöntemle sayısal olarak elde edilebilir.

4rDKk nw=4

sEHDr =

)1(12 2

3

p

p hED

ν−=

D: Plak eğilme rijitliği, (Kirişli radye için eşdeğer eğilme rijitliği)

Ep, νp: Beton Elastisite Modülü ve Poisson oranı

H: Etkili zemin derinliği

Es: Zemin elastisite modülü (Eşdeğer Elastisite Modülü)

r: Karakteristik Uzunluk

Knw: Boyutsuz Yatak Katsayısı Değeri (Grafikten okunur.)

k: Yatak katsayısı değeri [F/L3]

Daloğlu-Vallabhan yönteminde boyutsuz yatak katsayısı grafiği

H / r = 6 değeri için Knw izohipsi

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50

x / L

0.50

0.40

0.30

0.20

0.10

0.00

y / B

Boyutsuz temel koordinatları için Knwdeğerlerinin okunması


90

Dal.-Val. Yönt. Knw değerlerinin oturma alanı içinde değişimi

X / Ly / B

Knw


91

Zeminin Sonlu Elemanlar ile Modellenmesi

Temel ve zeminin üç boyutlu olarak modellenmesidir.Teorik olarak en gerçekçi çözüm yöntemidir,Yöntem şu an için pratik değildir,

Büyük miktarda işlem gücü gerektirir,Özellikle zemin parametrelerinin çok değişkenlik gösterdiği durumlarda hesap hassasiyetini sağlamak için zemin özelliklerinin doğru tanımlanması gerekir.

Bu problemler aşıldığında muhtemelen en sık kullanılan yöntem olacaktır.


92

Yapı zemin etkileşimini canlandırmak için, belirli bir zemin bölgesinin de sonlu elemanlar modeline eklenmesi mümkündür.

Fakat bu yaklaşım pratik mühendislik uygulamaları için her zaman uygun olmamaktadır. Bunun yerine yatak katsayısıyaklaşımı takip edilebilir.


93

YATAK KATSAYISI MODELİNİN YAPI DAVRANIŞINA ETKİSİ

4 Katlı Betonarme Çerçeve Sistem

Kat yüksekliği : 2.95m

Döşemeler :12cm ve 14cm plakBina y-y doğr. 3.00m betonarme perde duvar


94

Temel Boyutları

Yapı temeli : 21mx12.5m kirişli radye plakPlak kalınlığı : 30 cm Temel kirişleri : 0.6m x 0.8 m

Etkili zemin derinliği : 8.4 m Zemine iletilen net yük (qnet) : 61.02 kN/m2


95

Binanın perspektif görünümü


96

Bina normal kat kalıp planı

yx

100 / 20

100 / 20

20 / 100

20/10020 / 300

50 / 30

20 / 50

12.5 m

21.5 m

Yapı modelinin oluşturulması

Perde duvar, kabuk eleman ile modellenmiştir.

Bina, kayma çerçevesi olarak modellenmiştir.

Temel plağı düğüm noktalarının

Ux , Uy yatay ötelenme ve

Rz dönme serbestlikleri mesnetlenmiş,

Uz düşey ötelenme serbestliği düğüm noktalarına atanan nokta yayları [FL-1] ile tutulmuştur.

Zemin Modelinin Oluşturulması

Tabakalı zemin profili:

0.0-2.0m SC (Killi Kum)

2.0-3.6m CL (Düşük plastisiteli kil)

3.6-4.0m SM (Siltli kum)

4.0-8.4m ML (Plastik olmayan silt)

Yer altı su seviyesi yüzeyden 0.5 m derindedir.


99

Göz önüne alınan yük koşullarında konsolidasyon süresi 6 yıl olarak hesaplanmıştır

Konsolidasyon sürecini canlandırabilmek için bir yapı imalat programı kabul edilmiş ve bu süre boyunca zemine aktarılan net yükün değişimi elde edilmiştir.

0,010,020,030,040,050,060,070,0

0 2 4 6t (yıl)

q (k

N/m

2 )Yapı imalat senaryosu grafiği

(zemine iletilen net yük, qnet=61.02 kN/m2)


101

Önyükleme etkileri

y

x

Zemini ön yükleyen 2 katlı karkas yapı (solda) vebu karkas yapının, oturma alanı üzerindeki kısmı


102

Efektif gerilmelerin zamana bağlı değişimi

Karakteristik noktanın düşeyi boyunca efektif gerilmenin zamana bağlı değişimi (kN/m2)


103

İzmir –Bostanlı Binası Sonuçlarının İncelenmesi

Temel plağı sonlu elemanlar ağı

4

6

A

C C

A2

3

5

1

B B

y

x


104

Temel A-A aksı üzerinde yer alan noktaların zamana bağlı oturması

Zaman(Yıl)

0

5

10

15

20

25

30

35

21,5818,4815,8814,8011,337,523,230,00D

üşey

dep

lasm

an (c

m) 0,41

0,83

1,25

1,66

2,08

3,08

4,08

5,08

6,08

X ekseni (m)

-35-30-25-20-15-10-505

1,2 5,8 9,63 11,13 16,08 18,68 20,38C-C Aksı (m)

Düş

ey D

epla

sman

(cm

)

Gerçek yapı k,değişkenk=300 kN/m³ k=2000 kN/m³k=10000 kN/m³

C-C aksı üzerinde nihai oturma grafiği


106

X-ekseni boyunca hesaplanan ve ölçülenfarklı oturma değerleri

A-A B-B C-C

Nokta No 1 2 3 4 5 6

X [m] 0.0 21.58 0.85 20.68 0.0 21.58

Y [m] -6.35 -6.35 -1.20 -1.20 -1.20 -1.20

Z [cm] -20.04 -29.70 -20.79 -29.31 -20.39 -29.90

Hesaplanan [cm] -9.66 -8.52 -9.51

Ölçülen [cm] -8.50 7.60 -9.00


107

Bina doğal periyotları [sn] ve Taban kesme kuvvetleri [kN]

X ve Y doğrultusu Doğal Periyot Vt

Ty = 0.584 sn. 2420Tx = 0.539 sn 2420

Ty = 1.434 sn 1667

Tx = 0.898 sn 2420

Ty = 1.629 sn 1510Tx = 1.015 sn 2197Ty = 0.760 sn 2420

Tx = 0.555 sn 2420

Ty = 0.581 sn 2420

Tx = 0.512 sn 2420ksabit=10000 kN/m3

ksabit=2000 kN/m3

ksabit=300 kN/m3

kdeğişken

Rijit Yapı-Zeminbağlantısı


108

Kolon ve perdelerde gelişen taban kesme kuvvetleri G+Q+DEPY (+0,05 ek dış merkezlik)

Y doğrultusu KolonkN

PerdekN

ToplamKesme

kN

KolonYük

Oranı

PerdeYük

Oranı

Rijit Yapı-Zemin bağlantısı 806.4 1613.7 2420.1 0.33 0.67

kdeğişken 1219.4 448.3 1667.7 0.73 0.27

ksabit=300 kN/m3 1105.6 416.9 1520.6 0.73 0.27

ksabit=2000 kN/m3 1758.9 661.2 2420.1 0.73 0.27

ksabit=10000 kN/m3 1702.0 718.1 2420.1 0.70 0.30


109

SONUÇLAR

Farklı oturmanın taşıyıcı sisteme etkilerini dikkate

alabilmek için yapı analizinde yatak katsayısı

gerçekçi bir tarzda kullanılmalıdır.

Yatak katsayısı, zemin fiziksel özelliklerinin,

tabakalanmasının, yükleme koşullarının, temel

rijitliği ve üst yapı rijitliğinin bir fonksiyonudur.


110

Yatak katsayısının belirlenmesi bir yapı-zemin etkileşimi problemidir ve her projenin kendine özgübir yatak katsayısı tanımının olması beklenmelidir.

Yatak katsayısı seçiminin yapı kesit tesirlerini değiştirmediği hükmü geçerli değildir.


111

Yapı-zemin etkileşimi yapı periyodunu artırmakta

ve taban kesme kuvvetini azaltmaktadır. Fakat

farklı türdeki yapı elemanları arasındaki yük

paylaşımını olumsuz yönde değiştirebilmektedir.

Yapı-zemin etkileşimi her zaman yapının lehine

çalışmayabilir.


112

Kazıklı Temellerin Yatay Yük Analizleri


113


114


115

Yatay YYatay Yüük Altk Altıında Kaznda Kazıık Davrank Davranışıışı

HEğilme momenti

Zemin direnci

Momentkapasitesi

d

3 - 5d

Zemin kapasitesi

5 - 15 d


116

Zemin-kazık ilişkisi doğrusal olmayan yük-deformasyon eğrileri (p-y) yoluyla kurulur.


117

Sonuçlar ve ÖnerilerDepreme dayanıklı temel tasarımı öncelikle dinamik yükleme koşullarının doğru tanımlanması ile başlar. Tasarım tepki spektrumu yerel zemin koşullarını yeterli bir şekilde yansıtmalıdır.Üst yapı ile uyumlu, yapısal bütünlüğüsağlarken beklenen binadan beklenen davranışıdeğiştirmeyecek temel sistemi seçilmelidir.Zemin-yapı etkileşimi her zaman yapı lehine çalışmayabilir. Bilhassa suya doygun gevşekten orta sıkıya kumlar ve yumuşaktan orta katıya killerde deprem sırasında aşırı boşluk suyu basıncı gelişimiyle yapıya etkiyen yükler artabilir.


118

Sıvılaşma analizlerinin arazi ve laboratuvardeneylerine dayanılarak yapılması Deprem Yönetmeliği’ne göre zorunludur.Temel seviyesinde zemin plastikleşmesine ve dönmesine izin verilmesi yapının lehine çalışabilir. Ancak bu durumda yapı taşıyıcısistemindeki yük dağılımı değişimlerine dikkat edilmelidir.Radye temellerin analizinde yatak katsayısının gerçekçi belirlenmesi yapı-temel davranışının doğru bir şekilde ele alınması için önemlidir.


119

Yüksek yapıların analizinde zemin kat kolonlarının temelden bağımsız çözümünden bilhassa D grubu zeminlerde sakınılmalıdır.Kazıklı temellerin çok rijit olmamasına özen gösterilmelidir.Kazıkların sıvılaşmayı tek başlarına önlemeyeceği göz önüne alınmalıdır.Kazıkların zemin yüzeyinden 1/3L derinliğinden daha aşağıda pekala zorlanabileceği dikkate alınmalıdır.


120

Bilhassa yüksek yapılarda çift radyeuygulamasına gidilerek temel kazıklarının bina ile yapısal bağlantısının olmaması etkin bir sönümleyici görevi üstlenecektir. Bu sayede ayrıca kazıkların daha düşük atalet yüklerine maruz kalması sağlanır.Bodrum kat uygulaması ile yapının dinamik davranışına olumlu katkıda bulunur. Ayrıca temel taşıma kapasitesi artırılmış olur.Yüksek yapılarda izolatör kullanımı yapıya aktarılacak deprem kuvvetlerini önemli oranda azaltacaktır.

depreme dayanıklı temel tasarımı - gürkan Özden

Documents