yapı zemin etkile · 2016-07-11 · anahtar kelimeler: gömülü borular, gömülme derinliği,...

Yapı-Zemin Etkileşimi

6. Geoteknik Sempozyomu 26-27 Kas m 2015, Çukurova Üniversitesi, Adana

1345

KUM ZEMİNE GÖMÜLÜ BORULARDA OLUŞAN GERİLMELERİN DENEYSEL OLARAK İNCELENMESİ

EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF STRESSES ON BURIED PIPES IN SANDY SOIL

Selçuk BİLDİK1 Mustafa LAMAN 2

ABSTRACT

In this study, the behaviour of buried pipes in sandy soil under vertical pressure forces is investigated using laboratory model tests. In the model tests, the effects of the parameters of embedment ratio of the pipe to the bearing capacity behaviour were investigated. In experimental studies, the stress on the pipe were measused and the effects of the embedment ratio of pipe were examined. The test results show that the bearing capacity increases with increasing embedment ratio of pipe. Also the stress on the pipe decreases with increasing embedment ratio of pipe. After comparing the results of experimental studies some practical design parameters were suggested for the relevant foundation engineering applications.

Keywords: Buried pipes, embedment depth, stress analyses, sandy soil.

ÖZET

Bu çalışmada, kum zemine gömülü boruların davranışı düşey basınç kuvvetleri altında laboratuar model deneyleri yapılarak araştırılmıştır. Deneylerde boruda oluşan gerilmeler ölçülerek, gömülme derinliğinin boru davranışına etkisi incelenmiştir. Elde edilen sonuçlara göre, zemin içindeki borunun gömülme derinliğinin artmasıyla, taşıma gücünün arttığı görülmüştür. Ayrıca borunun gömülme derinliğinin artmasıyla boruda oluşan gerilmeler azalmıştır. Elde edilen deneysel sonuçlar karşılaştırılarak temel mühendisliği uygulamalarında kullanılmak üzere tasarım parametreleri önerilmiştir.

Anahtar Kelimeler: Gömülü borular, gömülme derinliği, gerilme analizi, kum zemin.

1. GİRİŞ

Zemin mekaniği, inşaat mühendisliğinin en karmaşık konularından birini oluşturmaktadır. Hemen hemen her inşaat projesinde değişik türlerde zemin mekaniği problemleri karşımıza çıkmaktadır. Yirminci yüzyılın ilk yıllarında, zemin deneylerinde bilimsel mekanik prensiplerin 1 Yrd. Doç. Dr., Osmaniye Korkut Ata Üni., [email protected] Prof. Dr., Çukurova Üni., [email protected]


1346

doi: 10.5505/2015geoteknik.S118

başarılı şekilde uygulanmaya başlanmasıyla, uzun ve planlı araştırmalar sonucu, zeminlerle ilgili farklı problemler çözülmeye başlanmıştır. Bu problemlerin en önemlilerinden biri de, zemin tabakaları içine gömülü boru hatlarının tasarımıdır. Çok eski çağlardan beri insanoğlunun, yeraltına yerleştirdikleri borularla temiz ve atık suları taşıdıkları tespit edilmiştir. Günümüzde, gömülü borular bir şehrin hayat damarlarını oluşturmaktadır. Bununla birlikte, gömülü boruların, gaz, petrol gibi hammaddelerin taşınması, yağmur sularının drenajı, karayolları ve demiryolları altından geçen menfezler, elektrik ve telefon kablolarının yeraltından geçirilmesi gibi birçok kullanım alanı vardır. Anlaşılacağı gibi gömülü boru hatları, kent yaşamının sürdürülebilmesi için vazgeçilmez mühendislik yapılarıdır. Bu nedenle, bir gömülü borunun hatalı bir şekilde yerleştirilmesi ve yataklanması, yanlış boru ve ekipman seçimi, deprem ve benzeri doğal afetler sebebiyle oluşabilecek hasarlar günlük yaşantıyı olumsuz etkileyebilir [1]. Zemin içine gömülü boru sistemleri farklı problem türleri ile karşımıza çıkmaktadır. Gömülü borular üzerine yapılan ilk çalışmalarda, genellikle boruya etki eden yüklerin belirlenmesi üzerinde durulmuştur. 1913 yılında Marston [2] ile başlayan çalışmaları 1941’de Spangler’in yaptığı çalışma takip etmiştir [3]. Burns ve Richard [4], Hoeg [5], McGrath [6] tarafından yapılan çalışmalarda zemin-boru etkileşimi problemlerinin elastik çözümleri üzerinde durulmuştur. Teorik çalışmaların yanı sıra Selig [7], Branchman [8], Cho [9], Rogers [10], Cameron [11] ve Terzi [12] gibi birçok araştırmacı deneysel çalışmalar ile gömülü boruların davranışını deneysel olarak incelemişlerdir. Yapılan bu deneysel çalışmalarda genellikle hücresel bir basınca maruz boruların deformasyon davranışları incelenmiştir. Ancak yapılan bu çalışmalarda genel olarak borunun hücresel yüke maruz kalması durumu dikkate alınmış, zemin-temel-boru etkileşiminin ortak olarak davranışı üzerinde durulmamıştır. Bu çalışmada şerit bir temel üzerine etkiyen statik yükler sonucu, temel altında farklı derinliklerde gömülü boruların davranışı deneysel olarak incelenmiştir. Deneysel çalışmalarda boru üzerine yerleştirilen gerilme ölçerler yardımıyla farklı yükler altında boruda oluşan gerilmeler belirlenmiş, ayrıca borunun temele göre konumunun değişmesi durumunda temelin taşıma gücündeki değişim incelenmiştir. Çalışma sonunda elde edilen sonuçlar değerlendirilerek zemin-temel-boru etkileşiminde sonuca etkiyen parametreler irdelenmiştir.

2. DENEYSEL ÇALIŞMALAR

Deneysel çalışmalar Çukurova Üniversitesi, İnşaat Mühendisliği Yapı Laboratuarı’nda kurulan fiziksel model deney düzeneğinde gerçekleştirilmiştir. Deneysel çalışmalar ile ilgili bilgiler başlıklar halinde aşağıda sunulmaktadır.

2.1. Deney Düzeneği

Deneysel çalışmalar, orijinal haliyle eğilmeye maruz elemanların testi için tasarlanmış olan çelik çerçeve sisteminde gerçekleştirilmiştir. Çerçeve kenar dikmeleri arasındaki açıklık 4.6 metre, genişlik 60 cm, yükseklik ise 2.4 metredir. Çerçeve üzerine monte edilen elektrikli yükleme sistemi ile zemin üzerindeki temele, yük aktarımı sağlanmıştır. Deneyler iç ölçüleri 1140mm 475mm 500mm (uzunluk genişlik yükseklik) olan dikdörtgen kesitli deney kasası içerisinde gerçekleştirilmiştir. Deney kasası iskeleti 5mm kalınlıktaki çelik profillerden olup, ön ve arka yüzeyleri 10mm kalınlıktaki cam, yan yüzeyler ile alt taban ise 20mm kalınlıktaki ahşap malzemeden imal edilmiştir. Yan yüzeylerde kullanılan cam tabakası, kum numunelerin kasa içerisine yerleştirilmesi sırasında görülmesine ve deney süresince zemindeoluşan deformasyonların izlenmesine imkân sağlamaktadır. Deney sistemi şematik olarak Şekil 1’de gösterilmektedir.


1347


Deneysel çalışmada, tüm deneyler model şerit temel ile gerçekleştirilmiştir. Model şerit temel olarak, 460mm uzunluğunda, 20mm kalınlığında ve 100mm genişliğinde rijit çelik plaka kullanılmıştır. Temel uzunluğu, düzlem-şekil değiştirme koşullarının sağlanması amacıyla, cam yüzeylere temas etmemek koşuluyla, kasa genişliğine yaklaşık olarak eşit olacak şekilde seçilmiştir. Model temel merkezinde, yükün üniform olarak uygulanmasını sağlamak amacıyla 10mm çapında ve 5mm derinliğinde oyuk açılarak, oyuk içerisine aynı çapta küre şeklinde çelik bilye yerleştirilmiş ve bu sayede yüklemeler üniform olarak gerçekleştirilmiştir [13].Deneylerde, model temel plakasına uygulanan yük değerlerini okumak amacıyla farklı kapasitelerde elektronik yük hücreleri kullanılmıştır. Model temel plakasının yüklenmesi sonucu, temel tabanında meydana gelen deplasmanları ölçmek amacıyla düşey deplasman transduserleri kullanılmış olup, deplasman transduserleri 0.00-50.00mm arasında hassasiyetle ölçüm yapabilmektedir. Yükleme süresince, temel plakası tabanında oluşan deplasmanlar, model temel merkezine eşit mesafedeki iki farklı noktada ölçülmüş ve oturma değeri olarak bu iki okumanın ortalaması alınmıştır (Şekil 2).

Şekil 1. Deney Düzeneği


1348


Şekil 2. Yükleme Esnasında Temel ve Deplasman Ölçerlerin Konumu

Deneysel çalışmalarda zemin içersine yerleştirilen boruda yükleme sonrası oluşan gerilmelerin belirlenmesi amacıyla, boru üzerine gerinim pulları yerleştirilerek boruda oluşan gerilmeler belirlenmiştir. Gerinim pullarının boru üzerine yerleştirilmesi Şekil 3’de gösterilmektedir.

Şekil 3. Boruda Oluşan Gerilmelerin Ölçümü İçin Kullanılan Gerinim Pulları

2.2. Deney Kumu

Deneysel çalışmada, zemin olarak Çukurova Bölgesi, Seyhan Nehri Çakıt Deresi yatağından getirilen kum numuneler kullanılmıştır. Kum numuneler, Ç.Ü. İnşaat Mühendisliği Bölüm Laboratuarı’nda ASTM (American Standarts of Testing Materials) standartlarına göre 18 No’lu (1mm çaplı) ve 200 No’lu (0.074mm çaplı) eleklerden yıkanarak elenmiştir. Eleme işlemi


1349


sonunda 18 ve 200 No’lu elekler arasında kalan kum numuneler, laboratuarda etüvde kurutulmuştur. Deneysel çalışmada kullanılan kum numuneler, ASTM standartlarına göre önceden belirlenen bir seri elekten elenerek dane çapı dağılımı elde edilmiştir. Birleştirilmiş Zemin Sınıflandırma Sistemi’ne (USCS) göre dane çapı dağılım eğrisinden, zemin sınıfı, kötü derecelenmiş ince ve temiz kum (SP) olarak bulunmuştur. Elek analizi deney sonuçları toplu olarak Tablo 1’de verilmiştir. Elek analizi sonucu elde edilen granülometri eğrisi Şekil 4’de sunulmaktadır.

Tablo 1. Deney Kumu ÖzellikleriSınıflandırma Birim Değer

Kaba Kum Yüzdesi % 0.00Orta Kum Yüzdesi % 45.90İnce Kum Yüzdesi % 54.10

Efektif Dane Çapı (D10) mm 0.20D30 mm 0.30D60 mm 0.50

Üniformluk Katsayısı, Cu - 2.50Derecelenme Katsayısı, Cc - 0.90

Zemin Sınıfı - SP

Şekil 4. Deneylerde Kullanılan Kumun Dane Çapı Dağılım Eğrisi

2.3. Deney Programı

Güçlendirilmemiş kumlu zemin içine gömülü borunun taşıma gücüne etkisinin belirlenmesi amacıyla bir seri deneyler yapılmıştır. Yapılan deneylerden elde edilen sonuçlar, boyutsuz bir parametre olan taşıma kapasitesi oranı, BCR (Bearing Capacity Ratio) cinsinden ifade edip, borunun gömülme oranı, H/D ile ilişkisi incelenmiştir. BCR terimi aşağıdaki gibi ifade edilmektedir. Deney programı Tablo 2’de özetlenmektedir.

(1)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10 100

Geç

en %

Elek Çapı (mm)

borusuz

borulu

QQBCR


1350


Qborulu : Zemin içerisinde boru olması durumunda temelin taşıma kapasitesi,Qborusuz : Zemin içerisinde boru olmaması durumunda temelin taşıma kapasitesi.

Tablo 2. Deney Programı

Deney

NoDr (%)

Gömülme

Oranı (H/D)

Gerinim Pulu

Bağlantısı

UR1 65 - 1G3W

UR2 65 1 1G3W

UR3 65 2 1G3W

UR4 65 3 1G3W

UR5 65 4 1G3W

UR6 65 5 1G3W

3. DENEY SONUÇLARI

Deneysel çalışmalar sonucu elde edilen sonuçlar taşıma kapasitesi ve boruda oluşan gerilme değişimi cinsinden olmak üzere iki başlık altında değerlendirilmiştir.

3.1. Borunun Gömülme Derinliğinin Taşıma Kapasitesine Etkisi

Deneylerde borunun, Dr=%65 sıkılıktaki zemin içerisine farklı gömülme derinliklerinde (H/D=1, 2, 3, 4 ve 5) yerleştirilmesi durumunda, zemin yüzeyine oturan şerit temelin taşıma kapasitesindeki değişim incelenmiştir. Dr=%65 sıkılığında gerçekleştirilen deneylerden elde edilen taban basıncı (q) oturma (s/B) eğrileri toplu olarak Şekil 4’de sunulmuş, eğrilerden elde edilen göçme yükü değerleri ile elde edilen BCR değerleri ise, H/D’ye bağlı olarak Tablo 3’de özetlenmiştir. Ayrıca H/D ile BCR arasındaki ilişki grafik olarak Şekil 5’de görülmektedir.

Şekil 4. Gömülme Derinliği-Taban Basıncı Değişimi (Dr=%65)

0

50

100

150

200

250

300

350

0 2 4 6 8 10 12 14 16

s/B (%)

Taba

n Ba

sınc

ı (kN

/m2 )

Borusuz H/D=1

H/D=2 H/D=3

H/D=4 H/D=5


1351


Tablo 3. Gömülme Derinliğine Bağlı BCR Sonuçları (Dr=%65)

H/D qu (kN/m2) BCR

1 172.33 0.60

2 212.19 0.74

3 249.79 0.87

4 280.20 0.98

5 285.25 1.00

Borusuz 286.13 1.00

Şekil 5. BCR-Gömülme Oranı İlişkisi (Dr=%65)

Borunun zemin yüzeyine olan uzaklığı, H, 1D ile 5D arasında seçilerek Dr=%65 sıkılıkta yapılan deneylerde, H/D oranı arttıkça, yani boruyu zemin yüzeyinden uzaklaştırdıkça, şerit temelin taşıma kapasitesi de artmaktadır. Taşıma kapasitesindeki artışlar H/D=1 ile H/D=2 arasında %14, H/D=2 ile H/D=3 arasında %23, H/D=3 ile H/D=4 arasında ise, %11’dir. Bu artış oranı H/D=4 ile H/D=5 arasında %2 düzeyine inmektedir. Borunun H/D=4 derinliğine yerleştirilmesi durumunda taşıma kapasitesi, borusuz durumdaki taşıma kapasitesi değerinin yaklaşık %98’ine ulaşmaktadır. Borunun H/D=5 derinliğine yerleştirilmesi durumunda ise, taşıma kapasitesinin, borusuz durumda elde edilen taşıma kapasitesine ulaştığı görülmüştür. Sonuçlar, temelin hemen alt bölgesine yerleştirilmiş bir borunun, temelin taşıma kapasitesini önemli ölçüde etkilediğini göstermektedir. Borunun zemin yüzeyinden uzaklaşmasıyla, bir başka deyişle, temel altında oluşan gerilme bölgesinden uzaklaşmasıyla, taşıma kapasitesinin arttığı görülmektedir. Elde edilen sonuçlardan, temelin merkezine denk gelecek şekilde yerleştirilmiş bir borunun, H/D=4 ve daha büyük derinliklerde olması durumunda, temelin borusuz koşullara benzer davranış gösterdiği görülmektedir. Borunun H/D=4’den daha küçük bir gömülme derinliğinde bulunması durumunda, taşıma gücünde meydana gelen azalmalar, borunun temel altındaki homojen bir zemin içinde bir boşluk oluşturarak, bu bölgede oluşan gerilme dağılımını bozması ile açıklanabilir.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 1 2 3 4 5 6 7

H/D

BCR


1352


3.2. Gömülme Derinliğinin Boruda Oluşan Gerilmelere Etkisi

Temelin yüklenmesi sonucu boru üzerinde meydana gelen gerilme dağılımlarının belirlenmesi amacıyla, deneylerde zemin içine yerleştirilen borunun enine ve boyuna kesitlerine, simetrikolacak şekilde gerinim pulları yapıştırılmıştır. H/D=1 gömülme derinliğindeki boruya yapıştırılan gerinim pullarının yerleşimi Şekil 6’da şematik olarak gösterilmektedir.

Şekil 6. Boru En Kesiti ve Boy Kesitine Yerleştirilen Gerinim Pulları Noktaları

Taban basıncına bağlı olarak boru en kesitine yerleştirilen 1, 2, 3 ve 4 nolu gerinim pullarında meydana gelen gerilme değişimleri Şekil 7’de sunulmaktadır. Elde edilen sonuçlardan, borunun üst (1 nolu) ve alt (3 nolu) çeperinde basınç gerilmelerinin meydana geldiği, borunun yan (2 ve 4 nolu) çeperlerinde ise çekme gerilmelerinin oluştuğu görülmektedir. Boru üst ve alt çeperinde meydana gelen gerilme değerlerinin birbirine yakın olduğu ve gerilme değişiminin simetrik meydana geldiği görülmektedir (Şekil 7). Benzer şekilde, borunun 2 ve 4 noktalarına yerleştirilen gerinim pullarında okunan gerilme değerlerininde birbirine yakın olduğu görülmektedir.

Şekil 7. Boru Çeperlerinde Meydana Gelen Gerilmeler (H/D=1, Dr=%65)

H/D=1 gömülme derinliğinde temele paralel olarak yerleştirilen borunun boy kesitinde meydana gerilme dağılımını belirlemek amacıyla 1, 5 ve 6 noktalarına gerinim pulları


1353


-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

00 50 100 150 200

Taban Basıncı (kN/m2)

Boru

da O

luşa

n G

erilm

e (k

N/m

2 )

1 Nolu Gerinim Pulu5 Nolu Gerinim Pulu6 Nolu Gerinim Pulu

yerleştirilmiştir. Bu gerinim pullarından elde edilen gerilme değerlerinin temel taban basıncına bağlı değişim grafiği Şekil 8’de sunulmaktadır. Boru boyunca oluşan gerilme dağılımı, boru boyunca taban basıncının üniform olarak oluştuğunu göstermektedir.

Şekil 8. Boru Boy Kesitinde Meydana Gelen Gerilmeler (H/D=1, Dr=%65)

Farklı gömülme derinliklerinde yapılan deneylerde, zemindeki göçme anında boru en kesitinde meydana gelen gerilmeler hesaplanarak, gömülme derinliğine bağlı değişimleri incelenmiştir. Boru üst (1 nolu) ve alt (3 nolu) çeperinde basınç gerilmeleri meydana gelmiş olup, bu gerilmelerin gömülme derinliğine bağlı değişimi Şekil 9’da sunulmuştur. Benzer şekilde, göçme anında boru yan çeperlerinde (2 ve 4 nolu) çekme gerilmeleri meydana gelmiş ve bu gerilmelerin gömülme derinliği ile ilişkisi Şekil 10’da grafik olarak verilmiştir. Elde edilen gerilme sonuçları dikkate alındığında, borunun gömülme derinliğinin artmasıyla çekme ve basınç gerilmelerinde azalma meydana geldiği ve gerilmelerin sıfıra yaklaştığı görülmektedir. Gömülme derinliği etkisinin araştırıldığı deneyler ele alındığında, borunun gömülmederinliğinin artmasıyla, temelin taşıma kapasitesinde artış meydana geldiği, bunun yanı sıra, gömülme derinliğinin artmasıyla yüksek temel basıncı oluşmasına rağmen boruda oluşan gerilmelerin azaldığı görülmektedir. İnşaat mühendisliği uygulamaları esnasında temelin taşıma kapasitesi ve boruda izin verilebilecek en büyük gerilme değerleri gibi parametrelere uygun olarak gömülme derinliği seçimi yapılabilir.


1354


Şekil 9. Gömülme Derinliği-Boruda Oluşan Gerilme İlişkisi (1 ve 3 Noktaları)

Şekil 10. Gömülme Derinliği-Boruda Oluşan Gerilme İlişkisi (2 ve 4 Noktaları)

4.SONUÇLAR

Bu çalışma kapsamında, zemin içine gömülü boruların davranışı incelenmiştir. Elde edilen sonuçlar aşağıda maddeler halinde sunulmaktadır.

1. Borunun zemin yüzeyine olan uzaklığı, H, 1D ile 5D arasında seçilerek Dr=%65 sıkılıkta yapılan deneylerde, H/D oranı arttıkça, yani boruyu zemin yüzeyinden uzaklaştırdıkça, şerit temelin taşıma kapasitesi de artmaktadır. 2. Borunun H/D=4 derinliğine yerleştirilmesi durumunda taşıma kapasitesi, borusuz durumdaki taşıma kapasitesi değerinin yaklaşık %98’ine ulaşmaktadır. Borunun H/D=5 derinliğine

-400.0

-350.0

-300.0

-250.0

-200.0

-150.0

-100.0

-50.0

0.00 1 2 3 4 5 6

Bor

uda

Olu

şan

Ger

ilmel

er (k

N/m

2 )

H/D

1 Nolu GerinimPulu


1355


yerleştirilmesi durumunda ise, taşıma kapasitesinin, borusuz durumda elde edilen taşıma kapasitesine ulaştığı görülmüştür. 3. Elde edilen sonuçlar, temelin hemen alt bölgesine yerleştirilmiş bir borunun, temelin taşıma kapasitesini önemli ölçüde etkilediğini göstermektedir. Borunun zemin yüzeyinden uzaklaşmasıyla, bir başka deyişle, temel altında oluşan gerilme bölgesinden uzaklaşmasıyla, taşıma kapasitesinin arttığı görülmektedir. 4. Elde edilen sonuçlardan, temelin merkezine denk gelecek şekilde yerleştirilmiş bir borunun, H/D=4 ve daha büyük derinliklerde olması durumunda, temelin borusuz koşullara benzer davranış gösterdiği görülmektedir. 5. Elde edilen gerilme sonuçları dikkate alındığında, borunun gömülme derinliğinin artmasıyla çekme ve basınç gerilmelerinde azalma meydana geldiği görülmektedir. Gömülme derinliği etkisinin araştırıldığı deneyler ele alındığında, borunun gömülme derinliğinin artmasıyla, temelin taşıma kapasitesinde artış meydana geldiği, bunun yanı sıra, gömülme derinliğinin artmasıyla yüksek temel basıncı oluşmasına rağmen, boruda oluşan gerilmelerin azaldığı görülmektedir. 6. İnşaat mühendisliği uygulamaları esnasında temelin taşıma kapasitesi ve boruda izin verilebilecek en büyük gerilme değerleri gibi parametrelere uygun olarak gömülme derinliği seçimi yapılabilir.

TEŞEKKÜR

Makalenin birinci yazarı doktora araştırma bursu sağlayan TÜBİTAK’a teşekkürlerini sunar.

KAYNAKLAR

[1] Değirmenci, G., 1997. Zemine Gömülü Borulara Etkiyen Yükler. İ.T.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü-Yüksek Lisans Tezi.

[2] Marston, A., and Anderson, A.O., 1913. Bulletin No 31. Iowa Engineering Experiment Station, Ames Iowa/USA.

[3] Spangler, M., G., 1941. Structural design of flexible pipe culverts. Bulletin No 153. Iowa Engineering Experiment Station, Ames Iowa/ABD.

[4] Burns., J.,Q., and RIchard., R.M., 1964. Attenuation of Stresses for Buried Cylinders. Proc. Of Soil Symposium on Soil-Structure İnteraction, Univ. of Arizona pp 379-392

[5] Hoeg, K., 1966. Pressure distiribution on underground structural cylinders. Technical Report No. AFWL TR 65-98, Kirtland Air Force Base /ABD

[6] McGrath. T., 1998. Pipe Soil Interaction During Backfill Placement. Ph.D. Thesis., University of Massachusetts, Amherst / USA.

[7] Selig., E.T., 1990. Soil properties for plastic pipe installations. Buried Pipe Technology, American Society for Testing and Materials, STP 1093, pp.141-158.

[8] Brachman., R.W.I., 1999. Structural performance of leachete collection pipes. PhD. Thesis, Department of Civil and Enviromental Eng. University of Western Ontario, London/Canada.

[9] Cho, S., 2003. Behaviour of Flexible Plastic Pipes with Flowable Backfill in Trench Conditions. Phd Thesis, University of Houston, Houston / USA

[10] Rogers, C.D.F., 1988. Some observations on flexible pipe response under load. Transportation Reseach Record 1191, pp 1-11.


1356


[11] Cameron, D.A., 2005. Analysis of Buried Flexible Pipes in Granular Backfill Subjected toConstruction Traffic. Ph.D. Thesis, Graduate School of Engineering, University of Sydney, Sydney / AUSTRALIA.

[12] Terzi, N.U., 2007. Gömülü Borulara Etkiyen Düşey ve Yatay Yüklerin Boru Stabilitesine Olan Etkilerinin Araştırılması. Doktora Tezi. YTÜ, Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul, 260s.

[13] Bildik, S., 2013. Farklı Zemin ve Yükleme Koşullarındaki Gömülü Boru Sistemlerinin Davranışının Araştırılması. Doktora Tezi. Çukurova Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Adana, 225s.


1357


DÜZCE İLİNDE (GÖLYAKA) KAT YÜKSEKLİĞİ BELİRLENMESİ ARAŞTIRMALARINDA SİSMİK VE GEOTEKNİK PARAMETRELERİN KULLANILMASI:

DÜZCE ÖRNEĞİ

THE USAGE OF GEOTECHNICAL AND SEISMICAL PARAMETERS ON INVESTIGATION OF DETERMININNING THE BUILDING HIGHT IN

DUZCE (GÖLYAKA) CITY

Ali ATEŞ1 İnan KESKİN 2 Nihat S. IŞIK 3 Mehmet ORHAN 4

ABSTRACT

This study focusses on the effects of geotechnical and seismical parameters on structural storeys in Duzce area where commercial and residential structures very dense and intersection of resonance soil and structural periods. Standard Penetration Test (SPT-N) N blow numbers, shear wave velocity (Vs), soil amplification and dominant soil vibration period were measured.They demonstrate that along the Asarsuyu river parts of the study area have lower seismic and geotechnical characteristics than the others. The most common soil period is around 0.36-0.44 second that overlaps with periods of many structures in the study area. It is revealed that the best wide soil periods were overlapped with the period of 4 storeyed structures when based the periods due to the storey of structures in Duzce city. This phenomen is shown that the periods of the most structures and the soil periods could overlapped in the study area. This status is explained that the lost of bearing capacity and structural damage could be occured during the earthquake. It is necessary that the local soil periods and structural periods should be suitable and should not be overlapped to design earthquake resistant strength structures in Duzce region according to the storey height.

Keywords: Soil amplification, soil period, compatibility of resonance, Duzce.

ÖZET

Bu çalışmada, Düzce ili Gölyaka ilçe merkezi yakınlarında iş ve konut yapılarının yoğun olduğu bir alanda zeminlerin geoteknik ve sismik parametrelerinin, yapı kat yüksekliğine olan etkisi ve rezonans uyuşumunun oluşumu ortaya konulmaya çalışılmıştır. Çalışma kapsamında standart penetrasyon testi (SPT) N darbe sayısı, kesme dalgası hızı (VS), zemin büyütme katsayısı ve zemin hâkim titreşim periyodu verilerinin yapı kat yüksekliği ile ilişkisi kurulmaya çalışılarak yapılaşmaya olan etkileri incelenmiştir. Çalışma alanının güneyinden geçen Asar suyu yakınlarında dinamik ve geoteknik parametre değerlerinin düşük, diğer bölgelerde ise

*1 Yrd. Doç. Dr., Düzce Üni., [email protected]

2 Yrd. Doç. Dr., Karabük Üni., [email protected] Doç. Dr., Gazi Üni., [email protected] Prof. Dr., Gazi Üni., [email protected]


1358


daha yüksek olduğu görülmektedir. Alanın çok büyük bir kısmında zemin periyodu dağılımını 0.36-0.44 sn aralığında olduğu görülmektedir. Düzce ili Gölyaka şehir merkezinde betonarme yapılarda kat sayısına bağlı olarak periyot esas alındığında, çalışma alanında hakim olan zeminlerin doğal salınım periyot dağılımı yapılması planlanan 4 katlı yapı periyodu ile çakışmaktadır. Bu durum, olası bir depremde çalışma alanındaki yapıların birçoğunun zemin periyodu ile rezonansa gireceğini göstermektedir. Çalışma alanında depreme dayanıklı yapı tasarımı için zemin ve yapının periyot değerlerinin yapı kat yüksekliğine göre uygun hale getirilmesi ve rezonans çakışmasından uzaklaştırılması gerekir. Aksi halde deprem esnasında zeminde taşıma gücü kaybı ve yapılarda hasar oluşumu kaçınılmazdır.

Anahtar kelimeler: Zemin büyütmesi, zemin hakim titreşim periyodu, rezonans uyuşumu, Düzce.

1. GİRİŞ

Depremler sırasında yapısal hasarlar üzerinde önemli rol oynayan zemin davranışlarından biri de rezonans uyuşumudur. Bu davranış, özellikle yerel jeolojik koşullarla yakından ilişkili olup, ülkemizde meydana gelen son depremlerden sonra üzerinde giderek daha fazla durulan konulardan biri olmuştur. Bu açıdan çalışmada, birinci derece deprem bölgesi olan ve Kuzey Anadolu Fay Zonu’na çok yakın bir ova üzerinde kurulmuş Düzce ili Gölyaka ilçe merkezi ve yakın civarındaki alüvyal zeminlerin rezonans özelliği incelenmiştir. Çalışma alanı, Batı Karadeniz Bölgesi’nin güneyinde ve Düzce il sınırları içerisinde yer almakta olup (Şekil 1) 12 Kasım 1999 tarihinde meydana gelen Düzce Depreminde (Mw=7.2, a=0.52g) can ve mal kaybının en yoğun yaşandığı bölgedir. Bu bölge 3444 hektar büyüklüğündeki şehir merkezi ve yakın civarını kapsamaktadır. Ülkemizin büyük bir bölümü deprem kuşağı üzerinde bulunmaktadır. Düzce, tarih boyunca maruz kaldığı depremlerde çok büyük can ve mal kaybına uğramıştır. Son otuz yıl içinde 12 Kasım 1999 deprem öncesine kadar çarpık ve hızlı yapılaşmaya maruz kalmıştır. Çalışma alanı, Kaynaşlı Havzası’nın etrafında bulunan dağlardan kaynaklanan kalın alüvyon yelpazelerle (Kuvaterner) örtülmüştür [1]. Çalışma alanı, birinci derece deprem bölgesinde yer alması ve aktif faylar tarafından kesilen alüvyon yelpazeler üzerinde gelişmiş olması nedeniyle deprem tehlikesiyle karşı karşıyadır [1]. Bu çalışma ile olası büyük bir depremde hasarın en aza indirilmesi amacı ile yapı zemin ilişkisi kurulmaya çalışılmıştır. Düzce alüvyon zemini, zayıf jeo-mühendislik parametrelerine sahip olması nedeniyle kuvvetli yer hareketleri (M>5.0) sırasında olumsuz zemin-yapı etkileşimine yol açmaktadır. Çalışma alanı civarında yapılan incelemeler, yüzeyde yer alan üst toprak zeminle beraber altta yer alan birbirine geçişli olanformasyonların bulunduğunu göstermiştir. İnceleme alanında, üstteki yaklaşık 1.0 m kalınlığındaki bitkisel toprağın altında, kalınlığı 5-8 m arasında değişen siltli kum ve çakıldan oluşan alüvyon tabakası, bu tabakanın da altında konkordans olarak çakıl ve siltli kum katmanı yer almaktadır [1]. Çalışma alanında, mevsimlere bağlı olarak yüzeysel sular görülmekle beraber yeraltı su seviyesi oldukça yüzeye yakın bulunmakta olup bu durumda yapılaşmada dikkate alınmalıdır. Detaylı zemin incelemeleri, yapıların projelendirilmesi aşamasında başlatılarak ayrıntılı çalışmalarla zemin incelemesi yapılmadığı sürece güvenli yapı inşaası amacına ulaşılması mümkün değildir. İyi bir projelendirme için zemin-yapı etkileşiminin, dolayısıyla da zeminin geoteknik özelliklerinin bilinmesi elzemdir. Bu çalışmada, Düzce kent merkezinde zemin yapı ilişkisinden yola çıkarak kat yüksekliği ilişkisi de tartışılmıştır.Düzce Kenti yerleşelim alanının da içinde yer aldığı Düzce havzası, Batı Karadeniz bölgesinin yüksek ve engebeli fizyografyası içerisinde bir dağ arası havza özelliği sunmaktadır. Havza sağ yönlü doğrultu atımlı Düzce fayının Karadere ve Kaynaşlı segmentleri arasında gelişmiştir.


1359


Düzce, tabanında Kuvaterner yaşlı alüvyonların birikimi sonucu oluşmuş, yaklaşık 370 km2

genişliğinde ova yer almaktadır. Kabaca beşgen şekilli geometrisi olan bu ova genelde fay sarplıklarına karşılık gelen yüksek eğimli yamaçlarla çevrilidir. Küçük Melen, Asarsu ve Aksu çayları havzaya gelen ana akarsulardır. Bunlardan Aksu çayı ile kent merkezi içerisinden geçen Asarsu çayı aktif nitelikteki düzce fayı boyunca açılmış fay vadileri içerisinde yerleşmiştir.

Şekil 1. Çalışma Alanının Yer Bulduru Haritası

2. İNCELEME ALANI JEOLOJİSİ VE DEPREMSELLİĞİ

12 Kasım Düzce depreminde kent merkezinde depremin oluşturduğu deprem moment büyüklüğü Mw=7.2 ve yatay deprem ivmesi değeri 0.52g olarak kaydedilmiştir. Düzce, Kuarterner alüvyon çökellerin oldukça geniş yayılım sunduğu bir yerleşim yeridir. Alüvyon malzemeler akarsular boyunca oluşmuştur. yüksek kesimlerde yer yer volkanik, andazit ve diabaz kayalar yüzeylemektedir (Şekil 2). Çalışma alanında geniş yayılım gösteren Kuaterner alüvyon, küçük boyutlu, çakıllı, kumlu, siltli, killi, az bloklu, yanal ve düşey geçişli seviyeler birbirleri içinde merceklenmeli, kamalanmalı, gevşek ve tutturulmamış nitelikteki bir litolojiye sahiptir. Çalışma alanının olduğu bölgelerde yaklaşık 1.00 m kalınlığında dolgu malzemesi gözlenmektedir. İnceleme alanında yapılan sondajdan alınan örneklerin gözle yapılan tanımlamalardan üstten alta doğru az kumlu siltli kil, siltli kil kum, siltli iri kumlu kil çakıl, iri kum çakıl serileri gözlenmektedir [2], (Şekil 3).


1360


Şekil 2. Çalışma Alanının Jeoloji Haritası [2]

Şekil 3. Zemin Formasyonu Katmanları


1361


Çalışma alanı ve yakın çevresi Bayındırlık ve İskan Bakanlığınca yayınlanan ve 5 bölgeye ayrılmış olan "Türkiye Deprem Bölgeleri Haritası (1996)" na göre 1. derecede Deprem Bölgesi içinde kalmaktadır (Şekil 4). Kuzeyde Asya-Avrupa levhası ile güneyde Anadolu levhacığını birbirinden ayıran Kuzey Anadolu Fay Zonu (KAFZ), yaklaşık uzunluğu 1200 km. olan doğrultu atımlı bir fay sistemi olup ülkemizin en önemli tektonik yapılarından biridir. Düzce ve Bolu havzası bu fay üzerinde bulunmaktadır. Düzce havzasına en yakın olan ve deprem potansiyeli taşıyan aktif faylar Düzce, Hendek ve Çilimli faylarıdır (Şekil 5). Bu faylardan Düzce ve Hendek fayları aktif fay karakterindedir. Çilimli fayı ise olasılı aktif faydır [2]. Düzce Fayı: Akyazı-Kaynaşlı arasında uzanan ve Efteni gölünün güneybatısında çatallanan yaklaşık D-B uzantılı ve uzunluğu 70 km olan bu fay sağ yönlü doğrultu atımlı aktif bir faydır [3]. Hendek Fayı: Düzce havzasının batısında Sapanca Gölü-Hendek-Cumayeri arasında uzanan KD-GB uzanımlı fay Hendek fayı olarak isimlendirilmiştir [4]. Sağ yönlü doğrultu atımlı fay yaklaşık 50 km uzunluğundadır. Hendek-Cumayeri arasında kalan 25 km’lik bölümünde morfolojik olarak çok belirgin olan bu fay Adapazarı ovasında olasılı olarak haritalanmıştır [2].Çilimli fayı: Düzce havzasının kuzeyinde Cumayeri-Konuralp arasında uzanan ve yaklaşık uzunluğu 13 km olan bir faydır.Fayın niteliği ve aktivesine ilişkin ayrıntılı veri toplanamamasına rağmen arazide fay boyunca uzamış şekilli basınç sırtlarının gözlenmesi ve fay çizgisi boyunca çok sayıda kaynak dizilimi gözlenmiş olması sebebi ile olasılı aktif fay olarak değerlendirilmiştir [2].

Şekil 4. Türkiye Deprem Bölgeleri Haritası (1996) (Turkish earthquake regional map) [3]


1362


Şekil 5. Bolu ve Düzce Civarının Diri Fayları [5]

3. MATERYAL VE YÖNTEM

3.1. Geoteknik Araştırmalar

Jeolojik-jeoteknik çalışmalar kapsamında 35 adet sondaj jeoteknik sondaj yapılmış, her bir sondajda zemin tanımlaması için SPT deneyi gerçekleştirilmiştir. Zemin sınıflandırmalarının yapılabilmesi için laboratuvarda ise zeminlerin kıvam sınırları ve tane boyu analizleri yapılmıştır. Elde edilen veriler değerlendirildiğinde çalışma alanındaki zeminlerin, killi (CL), siltli (ML), yaygın olarak kumlu (SM, SC, SL) ve nadiren çakıllı (GM) birimlerden oluştuğu değerlendirilmiştir.

3.2. JEOFİZİK ÇALIŞMALAR

Gölyaka (DÜZCE) Belediyesi İmar Planına Esas Jeolojik Jeoteknik Etüd kapsamında, Çiğdemli şehir merkezinin zeminin fiziksel parametrelerinin, litolojik birim geçişleri ve zemin hakim titreşim periyodu değerlerinin belirlemesi için 25 adet sismik kırılma,10 profil aktif kaynaklı yüzey dalgası (Masw), 3 noktada Elektrik özdirenç yöntemi(Des), 35 noktada Mikrotremor ölçümleri alınmıştır. Jeofizik etüt kapsamında 10 adet masw profil lokasyonu planlanmıştır. Belirlenen sismik profiller boyunca 1-D sismik dalga hızı loglarının elde edilmesi amacıyla MASW metodu ile sismik kayıtlar alınmıştır. Etütte hedeflenen araştırma derinliği, sismik uygulama için 30 m planlanmıştır. MASW aplikasyonu ile ayrıca jeoteknik projelendirme ve temel dizaynı için önemli olan kör/düşük hız zonları rahat bir şekilde görüntülenebilmiştir. Sismik profiller rapor içerisinde, “MASW” notasyonu kullanılarak tarif edilmiştir. Sismik etütler; 12 kanallı, sinyal biriktirmeli sara doremi marka mühendislik sismografı (Şekil 6, 7) kullanılarak gerçekleştirilmiştir. MASW aplikasyonunda 4.5 Hz doğal frekanslı düşey jeofon setleri kullanılmıştır. Enerji kaynağı balyoz vurma metodu seçilmiş ve bu amaçla 9 kg ağırlığında balyoz kullanılmıştır. MASW uygulamaları 12 kanal kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Çalışmada 3 metre jeofon aralığı 9 metre ofset toplam 42 metre serim yapılmıştır.


1363


Şekil 6. MASW Ölçümlerinden Bir Görünüm

Modellenen dispersiyon eğrisi ile gerçek dispersiyon eğrisi arasındaki uyuşmazlık kabul edilebilir asgari değere ulaşınca iterasyon durdurulur. Yüzey dalgalarından elde edilen S-dalga hızları, jeofon serimi boyunca yanal ortalamayı temsil eder.

Şekil 7. Yüzey Dalgalarının Dalga Formu ve Dispersiyon Eğrisi ve Ters Çözümü ile Elde Edilmiş Vs Hız Profili

Büyütme katsayısı Midorikawa [6] tarafından önerilen ve Eşitlik 1’de verilen bağıntı kullanılarak hesaplanmıştır.

A =68VS-0.6 (V1 <1100 m/s) (Eş. 1)

Burada; A: Zemindeki en büyük hız için bağıl büyütme faktörü,Vs: 30 m derinlik içerisindeki ortalama kayma dalgası hızı (m/s).


1364


3.3. Mikrotremör Ve Hakim Titreşim Periyodu

Bir bölgedeki titreşimler, o bölgelerde yerin doğal gürültüsünü oluştururlar. Farklı yer koşullarına ait yerin doğal gürültüsü de farklı olacaktır. Yerin doğal gürültüsünün genlik ve frekans içeriklerini, yerin litolojisi ve geometrisi gibi faktörler etkileyecektir. Yerin çok küçük genlikli doğal salınımları incelenerek yerin etkin salınım periyotları saptanabilir ve bu şekilde yerin davranış özellikleri belirlenebilir. Bu durumda yerin bu doğal titreşimlerinden yararlanılarak elde edilecek parametrelere göre bölgesel olarak yer sınıflamaları yapılabilir.Mikrotremor kayıtlarının doğru bir şekilde alınabilmesi için öncelikle sakin zamanlar seçilmelidir. Araştırma kapsamında 35 noktada Mikrotremor ölçümleri 20 dakikalık kayıt alınmıştır. Ölçümler GURALP mikrotremör cihazı kullanılarak alınmıştır. Veri alımında sistemin üzerindeki yazılımı kullanılmış ve veri alımı esnasında kayıt edilen veriler online olarak incelenmiş veri/gürültü oranının artması durumunda kayıt süresi uzatılmıştır.

Çalışma sahasında 20 noktada alınan “saf” uzantılı Mikrotremor verileri Sesarray-Geopsy yazılımı kullanılarak analiz edilerek ölçüm noktalarına ait zemin hâkim titreşim periyodu(To) ve zemin büyütmesi(Ak) değerleri hesaplanmıştır. Alınan kayıtların analiz aşaması; Gcf uzantılı üç bileşenli mikrotremor kayıtlarımız 3 bileşeni aynı anda Geopsy yazılımında açılarak değerlendirilmeye başlanılmıştır. Değerlendirilme aşamasında öncelikle kayıtlar bastırılarak genliklerin aritmetik ortalaması alınmıştır, daha sonra 0.50 Hz-20 Hz arası Bant-geçişli (Pass) 4. dereceden Butterworth filtresi uygulanarak veri gürültülerden ayıklanmış. Daha sonra elde edilen verideki sivri sinyalleri yumuşatmak için verinin başı ve sonuna %5 oranda törpüleme işlemini uygulanarak filtreleme işlemi tamamlanmıştır. Daha sonra elde edilen filtrelenmiş kayıtlar değerlendirmeye alınırken 18 sn -25 sn arasında arasın da pencereler seçilerek, seçilen pencerelerdeki kısma 0.5 Hz-1.5 Hz arasında yüksek geçişli(high-pass) Butterworth filtresi uygulanmıştır. Mikrotremor kayıtları yukarıdaki işlemlerden geçirilerek değerlendirilmeye hazır hale getirildikten sonra Nakamura Spektral Oran Tekniği(QTS) verilere uygulanarak maksimum büyütmesi, hakim periyot değerleri elde edilmiştir.

3.4. Sismik Kırılma Yöntemi

İnceleme alanında, yer altı hız yapısı, zeminin dinamik-elastik parametreleri, taşıma gücü, deprem yönetmeliklerine esas zemin sınıfları, hakim titreşim periyotları, zemin büyütmeleri ve zemin içerisindeki yanal ve düşey süreksizlikleri saptamak amacıyla P dalga hızları ölçümleri yapılmıştır.Sismik kırılma yönteminde amaç, zemini yapay olarak sarsarak, zemini oluşturan tabakalarının hız ve kalınlıklarını belirleyerek, elastik parametreleri doğal şartlarda tanımlamaktır. Yöntemin temeli sığ ortamda yapay olarak yayılan elastik dalgaların belirli ortamlarda kırılıp yansıdıktan sonra, alıcıdan kayıtçıya kadar geçen ilk varış zamanlarının kayıt edilmesi ilkesine dayanır. Boyuna dalgalar (P dalgası) küçük genlikli ve yüksek frekanslı olup, hızlı yayılabilen dalgalardır. Enine dalgalar (S dalgası) ise, büyük genlikli ve düşük frekanslı olup, boyuna dalgalara göre daha düşük hızlarla yayılabilen dalgalardır. Bu nedenle enine dalgaları daha net kaydedebilmek için, boyuna dalgaları söndürmek veya düşük genlikle ölçü almak gerekmektedir. Sismik dalga hızları ilerlediği ortamın yoğunluğuna, içerdiği su miktarına, çatlaklık, porozite ve çimentolanma derecesine bağlıdır. Enine dalgalar bu faktörlere, boyuna dalgalara nazaran daha fazla duyarlıdırlar. Sismik kırılma çalışmalarında 12 kanallı sara-doremi sismik kayıtçı kullanılmıştır. Sistem kayıtları almaya yarayan diz üstü bilgisayar, sismik izleri algılamaya yarayan sensör, bir trigerli balyoz, 12 adet düşey jeofon ve özel bağlantı


1365


ünitelerinden oluşmaktadır. Sismik dalga kaynağı olarak 9 kg. ağırlığındaki balyoz ile çelik plaka üzerine yapılan vuruşlardan yararlanılmıştır. Sismik kırılma için 14 hz lik düşey jeofonlar kullanılmıştır. 3 metre jeofon aralığı 9 metre ofset aralığı olarak seçilerek toplam 42 metre serim yapılmıştır. Her profil için düz ve ters atışlar yapılmıştır. Her atış için 3 stack yapılmıştır. İnceleme alanında veri toplama işlemi sara doremi Marka 24 kanallı kayıtçı 12 kanallı olarak ve 4.5 Hz düşey alıcılar (jeofonlar) kullanılarak, alıcılar arası 3 m, vuruş mesafesi (ofset) 9 m olarak toplam serim boyu 42 m seçilmiştir. Ölçümler esnasında kaynak olarak 10 kg balyoz kullanıştır. Alınan 1 msn örneklem aralığında ve 1 s arasında kayıt uzunluğu seçilerek veri alma işlemleri gerçekleştirilmiştir. Çalışma alanında depremin neden olduğu yatay kesme dalgalarının ağırlıklı ortalama değeri Özaydın [7]’ın önerdiği Eş.2’e göre aşağıdaki gibi bulunmaktadır. Çalışma alanında hesaplanan sismik hız ve formasyonlar Tablo 1’de verilmiştir.

= (2)

Burada;

h: Temel kaya üstündeki zemin katmanı kalınlığı (m),

Vk: zemin katmanı içinde kayma dalası hızını(m/sn) ifade etmektedir.

Tablo 1. Hesaplanan Sismik Hızlar ve Formasyonlar

Sismik

ProfillerTabakala

S Dalga Hızı (Vs)

m/sn

P Dalga Hızı (Vp)

m/sn

Kalınlık

(m)

Serim-11. Tabaka 188 476

42. Tabaka 358 1074


12. Tabaka 315 1153


42. Tabaka 310 1365


3.52. Tabaka 300 1082


52. Tabaka 335 1046


4.52. Tabaka 345 1054


62. Tabaka 380 1048


42. Tabaka 390 1000


1366



3.52. Tabaka 390 1007


112. Tabaka 330 996


52. Tabaka 375 1006


42. Tabaka 338 1067


3.52. Tabaka 260 1116


72. Tabaka 230 921


42. Tabaka 340 969


32. Tabaka 370 1030


52. Tabaka 398 1031


52. Tabaka 300 1065


62. Tabaka 220 1040


72. Tabaka 242 1074


2,52. Tabaka 350 1002


4,52. Tabaka 294 1115


32. Tabaka 287 947


42. Tabaka 302 969


1367


Çalışma alanındaki zeminlerin hakim titreşim periyodu Kanai [8]’in önerdiği Eş.3 kullanılarak bulunabilmektedir.

= (3)

Burada;

h:Temel kaya üstündeki zemin katmanı kalınlığı (m),

Vk:zemin katmanı içinde kayma dalası hızını(m/sn) ifade etmektedir.

Rezonans olayı çalışma alanında yapılması planlanan binaların doğal periyodu ile zeminin doğal periyodunun örtüşmesidir. Zeminin Doğal periyodu yukarıda Eş.3 yardımı ile bulunmuştur. Burada yapılması planlanan yapıların periyodu ise Eş.4 kullanılarak bulunabilmektedir [9].

= 0.079 (4)

Burada;

H:Yapının yüksekliği (m)

4. DEĞERLENDİRME

4.1. Geoteknik Değerlendirme

Jeoteknik çalışmalar kapsamında SPT (N) darbe sayılarının geniş bir aralıkta (3-50 arasında) değiştiği gözlenmektedir. İnceleme alanının merkezi kesimleri ile kuzeyinde SPT değerleri düşüktür. Kalan bölgelerde ise refü değeri olan 50’ye varan değerler ölçülmüştür. Kesme dalgası hızlarının yaygın biçimde düşük olduğu, ancak inceleme alanının güney batısında oldukça yüksek değerlere ulaştığı görülmektedir (Şekil 8). Bu verilere göre yüksek değerlerin güneybatı ve doğuda yoğunlaştığı ortaya çıkmaktadır. Bu parametrelere göre inceleme alanının orta ve kuzey kısımlarında düşük zemin taşıma gücü ve kesme dalgası ile karşılaşılacağını göstermektedir. Dolayısıyla bu bölgelerin yerleşim açısından daha az uygun olduğunu ortaya koymaktadır.Periyot dağılımları dikkate alındığında, yüksek periyot değerlerinin, inceleme alanının güneybatı kesiminde yoğunlaştığı izlenmektedir. Bununla birlikte, sahanın çok büyük bir kısmında zemin periyot dağılımının 0.36-0.44 sn aralığında olduğu görülmektedir (Şekil 9). Maksimum büyütmenin görüldüğü ilk hakim frekans, yani T, aynı zamanda rezonans frekansı olarak Ta adlandırılır. Rezonans, etkileşim halindeki iki farklı titreşimin frekanslarının


32. Tabaka 364 994


1368


çakışması durumu olarak bilinmektedir. Buradan anlaşılacağı üzere zeminlerin olduğu gibi, üzerindeki yapıların da bir hâkim periyodu veya frekans varlığından söz edilir.Yapıların hâkim periyodu, inşa edildiği malzemelerin özellikleri ve yapının boyutları tarafından kontrol edilir ve çok kaba bir hesapla kat sayısının 10’a bölümü şeklinde bulunabilir. Yani 7 katlı bir bina için; bina hâkim periyodu; 7/10= 0,7 sn.’dir. Ancak alçak katlarda ise bu oran azalır ve 1 katlı bina için hâkim titreşim periyodu 0.35 sn., 2 kat için 0.40 sn., 3 kat için 0.45 sn., 4 kat için 0.50 sn. yaklaşık olarak kabul edilir. Buna göre inceleme alanındaki en yaygın zemin periyot dağılımı 3-4 katlı yapı periyodu ile çakışmaktadır. Bölgedeki yapılaşma dikkate alındığında, ana cadde kenarlarında 3 kat, diğer yerlerde ise 2-3 kat yapı izni verilmelidir. Bu veriler, olası bir depremde inceleme alanındaki yapıların birçoğunun zemin ile rezonansa gireceğini göstermektedir. Bunu önlemek için zemin ve/veya yapının periyot değerlerinin uygun hale getirilmesi yararlı olacaktır. Zeminde iyileştirme ve/veya güçlendirme yapılması, zemin rijitliğini ve periyodu değiştirmede kullanılan en yaygın yöntemdir.

Şekil 8. Kesme Dalgası Hızlarının (Vs) Dağılımı

Şekil 9. Zemin Büyütmesi Haritası


1369


4.2. Zemin Davranışı ve Yapı Kat Yüksekliği İlişkisi

Zemin periyodunda yapılaşma tipine göre bir kritik değer seçilebilir. Bunun tek dayanağı ise rijit yapı uygulamasının, elastoplastik yapı ve hatta düktil yapı uygulamasından daha önemli ve daha yaygın olmasıdır. Kritik değer olarak proje sahası için T0 KRİTİK= 0.41 sn alınmıştır. Kaldı ki gereğinden fazla rijitideye ulaşıldığında da rezonanstan kaçınmak gerekir. Bazen bu seçim yapılırken düktil yapılar güçlendirme adına rijitleştirilebilmektedir. Yapı öz periyodu yeterince güvenilir bir biçimde hesaplanabildiğinde zemin periyodu ile örtüşme miktarına bakılmalı ve bu örtüşmenin rijit tarafta mı, düktil tarafta mı olduğuna göre rezonanstan kaçınılmalıdır. Doğal olarak yapıya düktilite uygulama yerine, zemin iyileştirilmesi yapıldığında daha güvenilir sonuçlar vermektedir. Bununla birlikte, yapı öz periyodu ise betonarme karkas yapılar için doğrudan doğruya kat adedi ile orantılı olarak değişmektedir. Bu durumda zemin periyodu ile kat adedinin rezonans oluşturmayacak değerlerde karşılıklı uygun olması gerekmektedir.Proje sahası için hesaplanan To KRİTİK değeri (0.41 sn) gereği, sahada projelendirilmesi düşünülen betonarme yapıların deprem kaynaklı mekanik rezonanstan kaçınmak amacıyla uygun yapı periyodu ve kat sayısına göre projelendirilmeleri gerekmektedir. Burada hesaplananzemin hakim titreşim periyodu değerleri genel öngörüm amaçlıdır ve parsel bazlı çalışmalarda ayrıca hesaplanarak statik projelerde kullanılmalıdır. Ansal vd. (2004) tarafından verilen ölçüt tanımına göre (Tablo 2) “B” sınıfına girmektedir.

Tablo 2. Yer hakim Titreşim Periyotlarına Göre Ölçütler (Ansal vd., 2004).

Yer hakim titreşim

periyodu aralığı

Ölçüt

tanımı

0.10–0.30 sn A

0.30–0.50 sn B

0.50–0.70 sn C

0.70–1.00 sn D

5. SONUÇLAR VE TARTIŞMA Bu çalışma sismik olarak aktif olan ve Kuzey Anadolu Fay Zonunun etkisi altında şekillendirilen Düzce Gölyaka ilçesi imar alanında yapılmıştır. İnceleme alanı Kuvaterner yaşlı yelpaze çökelleri ve alüvyal birimler ile Neojen karasal çökellerden meydana gelmektedir. Çalışma kapsamında SPT (N) darbe sayısı, kesme dalgası hızı, zemin büyütme katsayısı ve


1370


zemin hâkim titreşim periyodu incelenmiştir. İnceleme alanının merkezi kesimleri ile kuzeyinde SPT değerlerinin düşük olduğu, diğer bölgelerde ise refü değerine ulaşan değerler gözlenmiştir. Kesme dalgası hızlarının yaygın biçimde düşük olduğu, ancak inceleme alanının güney batısında oldukça yüksek olduğu görülmektedir. Zemin büyütme katsayılarının dağılımı ise yukarıdaki parametrelere uygun bir dağılım sunmuştur. Bu değerlere göre inceleme alanının orta ve kuzey kısımlarının düşük zemin taşıma gücüne sahip olduğu, düşük kesme dalga hızları ile karşılaşılacağı ve yerleşim açısından daha az uygun olduğu sonuçları ortaya çıkmaktadır. Yüksek zemin periyot değerleri, inceleme alanının güneybatı kesiminde yoğunlaşmasına karşın, sahanın çok büyük bir kısmında dağılımının 0.36-0.44 sn aralığında olduğu görülmektedir. Standart betonarme yapılarda kat sayısına bağlı olarak periyot esas alındığında, en yaygın zemin periyot dağılımının 3-4 katlı yapı periyodu ile çakıştığı ortaya çıkmaktadır. Bölgedeki yapılaşma dikkate alındığında, olası bir depremde inceleme alanındaki yapıların birçoğunun zemin ile rezonansa gireceğini göstermektedir. Bunu önlemek için zemin ve/veya yapının periyot değerlerinin uygun hale getirilmesi yararlı olacaktır. Zemin rijitliğini ve periyodu değiştirmede kullanılan en yaygın yöntem olarak zemin iyileştirmesi ve/veya güçlendirmesi olduğu söylenebilir. Arazide yapılan Mikrotremör çalışmaları sonucunda elde edilen zemin hakim titreşim periyodu, ortalama olarak T0=0.41 sn olarak hesaplanmıştır. Zemin jeofizik analiz programından hesaplanan zemin büyütme değerleri ortalaması 2.20’dir. Bu değerlerin zeminin meydana gelebilecek bir deprem sarsıntısı esnasında salınımının “B” olacağını ve spektral büyütmetehlike düzeyinin A(Düşük) olduğu söylenebilir. Bu nedenle yapılması düşünülen binalar projelendirilirken, binaların periyodu zeminin periyodundan küçük seçilmelidir.Yapı projelendirilme aşamasında parsel bazında zeminin salınımı bulunmalı ve yapının periyodu ile karşılaştırılarak rezonansdan kaçınılmalıdır. Kat yüksekliği seçilirken parsel bazında bulunacak olan zemin periyodu yapı periyodundan küçük seçilmelidir, buda; cadde kenarlarında 3-4 kat diğer alanlarda ise 3 kat sınırında tutulmalıdır, ayrıca parsel bazında yapılacak sondaj çalışmalarından sonra sıvılaşma tahkikleri yapılmalı ve gerekiyorsa zemin iyileştirilmesi yapılmalıdır. İnceleme alanında yapılması düşünülen yapıların projelendirilmesi aşamasında Deprem Bölgelerinde Yapılacak Yapılar Hakkındaki Deprem yönetmeliğine kesinlikle uyulmalıdır.

6. KAYNAKLAR

[1] İnternet: Düzce ilçesi sınırlarını gösteren bir uydu görüntüsü http://maps.google.com.[2] M.T.A Genel Müdürlüğü ve Ankara Üniversitesi (A.U), 1999, “17 Ağustos 1999

Depremi Sonrası Düzce (Bolu) İlçesi Alternatif Yerleşim Alanlarının Jeolojik İncelenmesi”, TÜBİTAK Yer Deniz Atmosfer Bilimleri ve Çevre Araştırma Grubu Raporu 59s.

[3] T.C Bayındırlık ve İskân Bakanlığı, 1996, “Deprem Bölgeleri Haritası”, Harita Genel ,Komutanlığı basımı.

[4] Şaroğlu, F., Emre, Ö. ve Boray, A., 1987. Türkiye’nin diri fayları ve depremsellikleri.MTA. Rap (8174), 394.

[5] Özmen, B., 2000, Düzce-Bolu Bölgesi’nin Jeolojisi, Diri Fayları ve Hasar Yapan Depremleri s:1-14, 12 Kasım 1999 Düzce Depremi Raporu (Editör: Bülent ÖZMEN ve Günruh BAĞCI), Bayındırlık ve İskan Bakanlığı Afet İşleri Genel Müdürlüğü, Deprem Araştırma Dairesi, Ankara

[6] Midorikawa, S., 1987. Prediction of isoseismal map in the Kanto plain due to


1371


hypothetical earthquake.(In Japanese with English Abstract) Journal of Structural Engineering. Vol.33b, pp.43-48.

[7] Özaydın, K., “Yer hareketleri üzerinde yerel zemin koullarının etkisi ve zemin büyütmesi”, Türkiye Deprem Vakfı-TDV/TR 96-003, (1996).

[8] Kanai, K., 1983. Engineering seismology. Tokyo: University of Tokyo Press, 1983, 1.[9] Scarat, A., 1996. Approximate Methods in Structural Seismic Design, E&FN Spon,

London.


1372


NATM TÜNELİ İLE KAZIKLI KÖPRÜ TEMEL ETKİLEŞİMİNİN ÜÇ BOYUTLU SAYISAL ANALİZİ

THREE DIMENSIONAL NUMERICAL ANALYSIS OF INTERACTION BETWEEN NATM TUNNELLING AND PILED BRIDGE FOUNDATION

Halil Murat ALGIN1 Arda Burak EKMEN2

ABSTRACT

This paper presents a three-dimensional finite element model to investigate the interaction between conventional tunnelling (New Australian Tunnelling Method-NATM) and a pile supported bridge. The model demonstrates a typical urban tunnelling situation and contains various components of tunnel and bridge elements such as piers, piles, pile caps and the pile-ground interface to allow for possible slip between the piles and the ground during tunnelling. The tunnel and bridge configuration is adopted from the previous study conducted on Seul metro extension project and 3D soil variations adopted from previously developed 3D soil model based on the electric resistivity tests. The numerical results demonstrate that during the progress of tunnel construction, the settlement of piles directly above the tunnel may excess the design constraints and subsequently results a significant loss in the shaft loads of piles.

Keywords: 3D FEM analyses, NATM tunnel, bridge, pile, settlement.

ÖZET

Bu bildiri, kazıklı köprü temel sistemi ve tipik bir NATM tüneli arasındaki etkileşimi incelemek amacıyla üç boyutlu bir sonlu elemanlar modeli sunmaktadır. Model, tipik kentsel bir tünel inşa durumunu yansıtmakta olup, köprü ayakları, kazıklar, kazık başlıklarının yansıra, tünel inşası sürecinde zemin ve kazık arasında muhtemel sıyrılmaya izin veren kazık-zemin ara yüzeyi gibi çeşitli tünel ve köprü bileşenlerinden oluşmaktadır. Tünel ve köprü konfigürasyonu, Seul metro hattı uzatma projesini temel alan ve daha önce literatürde yapılmış bir çalışmadan yararlanılarak sunulan modele uyarlanmış olup, üç boyutlu zemin değişimleri elektrik özdirenç testlerini temel alan ve daha önce tarafımızdan geliştirilen üç boyutlu zemin modelinden alınmıştır. Tünel inşası aşamasında, tünelin hemen yukarısındaki kazıkların oturmalarının tasarım sınırlarını aşabilmekte olduğu ve dolayısıyla kazıkların yanal yüzeyleriyle taşınan yüklerinde önemli bir kayba sebebiyet verebildikleri sayısal sonuçlardan görülmektedir.

Anahtar Kelimeler: Üç boyutlu SEM analizi, NATM tüneli, köprü, kazık, oturma

1Doç. Dr., Harran Üniversitesi, [email protected] 2Arş. Gör., Harran Üniversitesi, [email protected]


1373


1. GİRİŞ

Şehirleşmeye bağlı olarak, metro hatlarının belli bir bölgeye doğru uzatılması gerekliliği geoteknik mühendisliğinde yeni bir inceleme alanı olarak karşımıza çıkmaktadır. Tünel inşasının temeller altında oluşturacağı ek oturma ve gerilme şartlarındaki değişim, mevcut üst yapıdaki binalara önemli zararlar verebilir.Bu kapsamda mevcut kazık temeller altında tünel inşası durumu pek çok araştırmacı tarafından incelenmiştir(örneğin, Vermeerve Bonnier 1991, Chen ve diğ. 1999, Mrouehve Shahrour 2002, Lee ve Ng 2005, Lee veJacobsz 2006, Lee ve Yoo 2006, Chengve diğ. 2007, Lee ve Chiang 2007, Yangve diğ. 2009, Yoove Kim 2008, Yoo2013). Her ne kadar bu çalışmalar mevcut kazık bölgesindeki tünelin etki mekanizması konusunda önemli sonuçlar sunsa da, bu araştırmalardan özellikle Yoo(2013)’ün sunduğu çalışma haricindekilerin çoğu, ideal tünel durumlarına odaklanmış olduklarından, bu tür projelendirmelerde tünellerin temel sistemi üzerindeki potansiyel etkilerininincelenmesine yönelik ek araştırmaların yapılması ihtiyacı doğmaktadır. Zira böyle projelerde, tünelin sebep olduğu zemin hareketleri, bina temel sistemlerine ters bir etki gösterecek ve temel sisteminin oturmalarını arttırarak ek gerilmeler oluşturacaktır. Bu sebeple, tasarım ve inşa aşamalarında tünelin mevcut binalar üzerindeki etkisi zemin şartlarına bağlı olarak araştırılmalıdır.Bu çalışmada kazıklarla desteklenmiş mevcut bir köprünün ayakları altında, geleneksel bir NATM tünelinin 3B nümerik analiz sonuçları tartışılmaktadır. Oturmalardaki değişim ve dolayısıyla kazıkların yük taşıma kapasitelerindeki azalma yönünde temel mekanizmanın tanıtılması hedeflenmektedir. Şehir ortamında oluşabilecek benzer durumları içeren temel projelerine katkı sağlamak amacıyla, temel kazık etkileşiminin hassas ve gerçekçi analizi tünel durumunu kapsayacak şekilde incelenmiştir.Bu bildiri, tünel ve kazıklı köprü temel etkileşimi konusunda yapılan hipotetik üç boyutlu sonlu elemanlar modelinin analiz sonuçlarını sunmaktadır. Yoo(2013) tarafından Seul metro çalışmasını temel alarak yapılan model, 3B zemin litojosindeki değişim dikkate alınarak tarafımızdan daha kapsamlı olarak tekrar modellenmiştir. Yapılan model, köprü ayaklarını, kazıkları, kazık başlıklarını, NATM tünel geometrisini ve 3B zemin litojosindeki değişimi ayrıntılı olarak kapsamaktadır. Kazık-zemin ara yüzü muhtemel kaymaya olanak sağlayacak şekilde modellenmiştir. Algın(2013) tarafından tanıtılan modelleme tekniği kullanılarak geliştirilen 3B zemin modeli kullanılmıştır. Bu zemin modeli, Harran Üniversitesi kampüsüiçerisinde yapılan çok elektrotlu elektrik özdirenç testsonuçları temel alınarak hazırlanmıştır. Bu sayede, zeminin tüm noktalardaki topolojik ve morfolojik yerel gerçek zemin değişiminin üç boyutlu sonlu elemanlar modeli gerçekleştirilmiştir. Bu zemin modeline, Yoo (2013) tarafından tanıtılan Seul’deki köprü geometrisi, metro tüneli ve zemin parametreleri adapte edilmiştir.

2. GÖZ ÖNÜNDE BULUNDURULAN TÜNEL ŞARTLARI

Seul metro tüneli ikinci aşama inşa projesinde kullanılan tipik bir tünel kesiti şekil 1’deverilmiştir (Yoo, 2013). Bu tünelin maksimum yüksekliği 7,9 m ve genişliği 11 m olup, kazı alanı yaklaşık 87 m2’dir. Bu geometri üç boyutlu sonlu elemanlar (3B SE) modellemesinde kullanılmıştır. Tipik zemin şartları, test detayları ve zemin özellikleri Yoo (2013) tarafından sunulmuştur. Tünelin kademeli kazı yöntemine göre kazı işlemi gerçekleştirilmiş olup, 200 mm kalınlığında püskürtme beton tabakası ile tünel desteklenmiştir. Kazıklarla desteklenmiş köprü tabliyesi 20 m açıklığasahiptir ve her biri1.5 m 3 m kesit alanına sahip yüksekliği 6.5 m olan köprü ayaklarıyla desteklenmiştir. Her bir köprü ayağı, 15 m uzunluğuna sahip 8 adet 0.5 m


1374


çaplı çelik kazıklarla desteklenmiş olup, 1.5 m aralıklıdır. Analiz kolaylığı açısından, tünel ve köprünün dik kompozisyonu temel alınmış olup, simetriden yararlanılarak 3B SE modeliküçültülmüştür (Şekil 1). Tünel çapı ve yüksekliği D ve H olarak ifade edilmiştir. Tünel üst kısmı ile kazık arasında düşey yükseklik C olarak ve tünel merkezi ile merkez hat arasındaki mesafe de E olarak ifade edilmiştir.

Şekil 1.Tünel Boyutları, Kazık Teme Ve Tünelin Şematik Görünümü (Yoo, 2013)

3. ÜÇ BOYUTLU SONLU ELEMANLAR MODELLERİ

Elektrik özdirenç (rezistivite) yöntemi, uygulamada sıkça kullanılan bir fizik yöntemi olup, elektronik ve bilgisayar teknolojisindeki yeniliklere paralel olarak gelişme göstermektedir. Son yıllarda, çok-elektrotlu ölçüm aletleri kullanılmaya başlanmış olup, geniş alanlarda hızlı olarak yeraltının özdirenç değişim verileri elde edilmektedir. Bu yöntemle ulaşılan rezistivite sonuçları, bir ters çözüm algoritması ile işlenerek özdirenç-derinlik değerleri hesaplanmakta ve üç boyutlu elektrik rezistivite sonuçlarının değişimi elde edilmektedir. Üniversite kampüsü içerisinde bir alanda ÇEEÖ ölçümleri yapılmış olup, testler 64 elektrotlu sistem kullanılarak 5 m içsel aralıklarla uygulanmış ve 12 hatta yine 5 m aralıklarla yanal doğrultuda hareket ederek tekrarlanmıştır (Şekil 2) (Algin 2013). ÇEEÖ test sonuçlarının sadece 60 m net derinliği veren kısımları kullanılarak, 3B rezistivite sonuçlarının sayısal değişimi elde edilmiştir. Ayrıca, 3 sondaj kuyusundan numuneler alınmış ve SPT testi yapılmıştır. Her zemin türünün, yerel şartlarla değişse bile o bölgeye özgü bir özdirenç aralığı olmasından dolayı, 3B elektrik rezistivite sonuçlarının litolojik bölgelendirmesi, elektrik özdirenç değerlerine bağlı olarak yüksek çözünürlükle yapılabilmektedir. Ancak, bu litolojik bölgelendirme arazideki sondaj sonuçlarıyla uyumlu olacak bir şekilde yapılmalıdır. Bu bölgelereYoo (2013) tarafından verilen zemin parametreleri uygun bir şekilde atanmıştır.Şekil 3’de gösterilen ve zemini simgeleyen litolojik bölgelendirme yapılmış olup, 3B elektrik rezistivite sonuçlarından oluşan kısımlar, sonlu elemanlar programında kazık ve zemin arayüzeyleritanımlanarak oluşturulmuş ve analiz edilmiştir. Şekil 4’de geliştirilen 3B sonlu elemanlar modellerinden örnekler görülmektedir. Şekil 4-7’de 3B elektrik rezistivite sonuçları kullanılarak oluşturulan litolojik bölgeleri temel alan zemin kısımlarının hacimsel elementleri görülmektedir. Şekil 5(a)’da tasarlanan köprü ayakları, kazık


1375


başlıkları ve silindirik kazık elemanlarının 3B SE yakın plan kesit görünümü verilmiştir. 3B SE analizlerinde Abaqus (2012) programı kullanılmış olup, tünel ve köprü etkileşimini gerçekçi olarak yansıtmak amacıyla, aşamalı simülasyon işlemi uygulanmıştır.

Şekil 2. (A) Elektrik Özdirenç (Rezistivite) Yönteminin Uygulandığı Alan (B) Elektrik Özdirenç Sonuçlarının 3B Görünümü (60 M Net Derinliği Veren Noktalar Dışındaki Noktalar

Alınmamıştır) (Algin 2013)

Şekil 3.Zemini Simgeleyecek Şekilde Yapılan Litolojik Bölgeler; 3B Elektrik Rezistivite Sonuçlarından Oluşan Kısımlar İçerisinden, Temel Sisteminin 3B Görünümü, Zemin Türleri,

Kazıklar, Kazık Başlıkları, Köprü Ayakları Ve NATM Tünel Yapısından Görünümler


1376


Şekil 4. Oluşturulan Tipik 3B Sonlu Elemanlar Modelleri. NATM Tünelinin Köprü Simetri Ekseninin (A) Tam Altında Olma Durumu, (B) Uzağında Olma Durumu

Şekil 5. Oluşturulan Tipik 3B Sonlu Elemanlar Modellerinden Kesitler. (A) Köprü Ayaklarını, Kazık Başlıklarını Ve Kazıkları Gösteren Kesit, (B) Tam Kesit NATM Tüneli

Şekil 6.Analiz Öncesi Hacimsel Tetrahedron Elementlerle Oluşturulan Tipik 3B Sonlu Elemanlar Modellerinin Görünümleri. NATM Tünelinin Köprü Simetri Ekseninin (A) Tam

Altında Olma Durumu, (B) Uzağında Olma Durumu


1377


Şekil 7.Analiz Öncesi Tipik 3B Sonlu Elemanlar Modellerinin Detay Görünümleri. (A) Tam Kesit NATM Tünelini, (B) Yarım Kesit NATM Tüneli, (C) Silindir Kazık Sisteminin Yakın

Plan Görünümü

Şekil 4(a) ve 6(a)’daE=0durumunu yansıtan tipik 3B SE modelleri sunulmaktadır ve modeller yaklaşık 600000 adet hacimseltetrahedralelementten oluşmaktadır. Daha hassas sonuçlara ulaşılabilmesi amacıyla element sıklığı kritik bölgelerde arttırılmıştır. Köprü ayaklarının tünel ile arasındaki mesafenin yeterince uygun olduğu durumlar için analizler yapılmış olupsimetriden dolayı sistemin yarısı modellenmiştir. Köprü yapısının pek çok bileşeni, örneğin ayaklar, ayak başlıkları ve kazıklar, hassas bir modele ulaşmak için kazık zemin etkileşimi ile beraber detaylı olarak modellenmiştir. Köprü tabliyesi modele yansıtılmamış olup, 667 kPa sürşarj basıncının etkisi modele entegre edilmiştir. Mesh işleminde hacimsel tetrahedral elementler ile integrasyon azaltma yapılmış, püskürtme beton destekleme sistemi kabuk elemanları ile modele yansıtılmıştır. Kazık zemin arayüzleri için temas kabuk elemanları tanımlanmıştır. Tablo 1 analizlerde kullanılan malzeme özellikleri verilmiştir.

Tablo 1: Analizlerde Kullanılan Model ve Parametreler

Davr

anış

M

odel

i

(kN/m3) (kPa) (MPa) Ko Ayrışık kayaç MC 33 3 21 20 60 0,3 0.5 Çok ayrışık kayaç 1 MC 35 5 25 50 200 0,25 0.5 Çok ayrışık kayaç 2 MC 37 7 25 60 250 0,25 0.5 Sağlam kayaç MC 45 15 25 450 1000 0,25 1.0 Köprü ayakları LE - - 25 - 20 103 0,25 - Kazık başlıkları LE - - 25 - 20 103 0,25 - Kazıklar LE - 25 - 20 103 0,25 - Püskürtme beton LE - - 25 - 20 103 0,25 - Ko: Yanal toprak basıncı katsayısı

Şekil 4 ve 6’da görüldüğü gibi yanal sınırlar yeterince uzakta olup (6D ve 10D), sınır şartlarının etkisi Yoo (2013) tarafından geliştirilen modelden daha fazla bir şekilde azaltılmıştır. Bu sınırlarda sadece düşey yönde harekete izin verilmiştir. Model taban yüzeylerinin hareketi her yönde sınırlandırılmış olup, sağlam kaya tabakasının varlığını tanımlamaktadır. Davranış modellemesinde zemin ve kaya tabakaları Mohr-Coulomb modeliyle simüle edilmiştir. Püskürtme beton kaplaması, kazıklar, kazık başlıkları ve köprü ayakları lineer elastik kabul edilmiştir. Yoo (2013)’nun öngördüğü şekilde, kazık-zemin arayüzünde klasik izotropikCoulomb sürtünme modeli kullanılmış olup, kazık-zemin arayüz davranışı 0,7 sürtünme katsayısı ile modellenmiştir. Kazık-zemin arayüzünde kullanılan 0,7 katsayısı,

o o n c E


1378


35oarayüz sürtünme açısına eşdeğer olup, benzer zemin durumunda inşa edilen kazıkların davranışını temel almaktadır. Malzeme özellikleri Yoo(2013) tarafından Seul metro tasarım raporundan alınan değerlere uyumlu olarak tanımlanmıştır. Zeminin başlangıç gerilme şartlarını oluşturma işleminde, kazıkların malzeme ve yük atamalarından önce zemin malzemesi atamaları yapılmıştır. Yerçekimi etkisi dikkate alındıktan sonra, kazık malzeme modeli tanıtılarak dış yükler etkitilmiştir. Tünel aşamaları bir dizi kazı işlemini ve püskürtme beton kaplama işlemini içermekte olup, NATM tünel kesitinin kazı işlemi ardışık mesafelerle ilerletilmiştir. Şekil 4 ve 6’da görüldüğü gibi 2 tünel senaryosu göz önünde bulundurulmuştur. Bu senaryolardan birincisi (Senaryo 1), tünelin kazıklara göre konumunun tünelin merkezekseni ile köprü ayaklarının merkez ekseninin aynı hat üzerinde olma durumudur (E/D=0) (Şekil 4a ve 6a). Bu durumda C/D oranının varyasyonları 0.15, 0.3, 0.6, 1.0olarak öngörülmüştür. İkinci senaryo durumunda (Senaryo 2) ise, tünelin iki bitişik köprü ayağının merkezi doğrultusunda olma durumu incelenmiş olup, bu durumda C/D oranının varyasyonları -0.3, 0.15, 0.3, 0.6, 1.0 olarak öngörülmüştür. Derinlik oranı (C/D) tünel üst düzeyi ile kazık tabanları arasındaki mesafeyi tanımlamaktadır. Pozitif oranlar tünel üst kotunun kazık tabanından daha aşağıda olduğunu göstermektedir. Bu inşa senaryoları şehir ortamında oluşabilecek birçok durumu kapsamaktadır.

4. SONUÇLAR VE TARTIŞMA

Bu bildiri kapsamında yukarıdaki C/D varyasyonlarından sadece sınırlı sayıda analizler yapılmış olup, sadece oturma ile ilgili sonuçlar bu bildiride sunulmuştur. Bu köprü sistemi için sınır oturma değerinin tespitinde eğer Avrupa Standartları Eurocode 7 (BS-EN-1994-1, 2004) referans alınırsa, temel genişliğinin %0.5’i mertebesinde bir oturma değeri tanımlanabilir, bu durumda sınır oturma değeri 0.015 m olacaktır. Diğer taraftan literatürdebazı araştırmacılar (örneğin Berezentzev 1965, WrightveReese 1977)geniş çaplı kazıklar için ortalama çapın %5’i mertebesinde bir sınır değeri kazıklar için oturma sınırı olarak tanımlamaktadırlar. Bu durumda sınır oturma değeri 0.025 m olacaktır. Bu iki yaklaşımdan küçük olanı (0.015 m) yani EC7 sınırlaması sınır oturma değeri ( ) olarak alınmıştır. Ayrıca, genel olarak, bu tür temel sistemleri için maksimum diferansiyel oturma değeri ile temel genişliği arasındaki oranın 0.001’den az olması istendiğinden (örneğin, Reulve Randolph, 2004), bu durumda diferansiyel oturma sınır değeri ( )0.003 m olarak alınmıştır.Grup kazıklarına yakın tünel durumu kazıklarda deformasyona sebep olmaktadır ve kazığın eksenel yükünde ve eğilme momentlerinde değişikliğe yol açmaktadır. Tünel ilerledikçe bu aşamalı değişim incelenmiş ve oturma verileri Şekil 8 ve 9’da sunulmuştur. Şekil 7’de görüldüğü gibi tünelin tam üzerinde olan kazık en yüksek uç oturmasına sahiptir. Tünelin tamamlanması durumunda bu değer 0,0167 m değerini almaktadır. Ancak bu oturma değeri sınır oturma değerini aştığından risk oluşturmaktadır. Kazığın simetri eksenine olan mesafesinin büyük olduğu durumlar, yani simetri ekseninden daha uzakta olan kazıklarda uç oturmalar kıyaslamalı olarak azalmaktadır. Bu tür bir eğilim direkt olarak tünel üzerinde olan kazığın tünel aynasının tam olarak altından geçmesi durumundan önce toplam oturmanın %60’ı kadar bir oturmaya uğradığı anlamına gelmektedir. Şekilde görüldüğü gibi tünelden 20 m kadar uzaktaki kazıklarda oturma göz ardı edilebilir bir değer almaktadır. Şekil 8 ve 9’daki sonuçlar direkt olarak tünelin üzerindeki kazıklar için C’nin artmasına bağlı olarak kazık uç oturmasında azalma olmaktadır.

L

L


1379


Şekil 8.Tünel İlerlemesi Ve Kazığın Simetri Eksenine Olan Mesafesinin Kazık Uç Oturmasına Etkisi.

Şekil 9.Tünelin ve Kazığın Simetri Eksenine Mesafelerinin Kazık Uç Oturmasına Etkisi


1380


5. SONUÇLAR

Bu yayında köprü ayaklarını destekleyen mevcut temel kazıkları altında inşa edilen NATMtünelinin 3B SE analizi gerçekleştirilmiş olup, grup kazıklarının oturmasının tünel durumundan nasıl etkilendiği açıklanmıştır. Varsayımsal tünel durumları geliştirilerek grupkazıklarına bağlı olarak tünelin kıyaslamalı pozisyonuna göre modeller oluşturulmuş olup, şehir ortamında yapılacak benzer tünel çalışmalarına uyarlanabilecek sonuçlara ulaşılmıştır. Tünelin hemen yukarısında olan kazıklar için kazık oturmasının çoğu veya toplam oturmanın %60’ı mertebesindeki oturma, tünel aynasının E=0-10 m mesafesinde olması durumunda oluşmaktadır. Bu durum, tünelin direkt olarak yukarısındaki bir kazığın tünel aynasının tam olarak geçmesinden önce toplam oturmasının %60’ı mertebesinde bir oturmaya maruz kalacağını göstermektedir. Kazık uç oturması tünelle kazık arasındaki yanal mesafenin artmasıyla azalmaktadır ve tünelden 20 m kadar uzaktaki kazıklarda oturma ihmal edilebilecek bir düzeyde olmaktadır.

KAYNAKLAR

Abaqususers manual, Version 6.12. Hibbitt, Karlsson, and Sorensen, Inc., Pawtucket, Providence, RI; 2012. AlginHM., 2013. “Jet grout kolon-zemin etkileşiminin gerçekçi modellemesi ve ara yüz geometrisinin geoyapisal sistemin davranişina etkisi”, 5. GeoteknikSempozyumu, ÇukurovaÜniversitesi, Adana

Berezentzev VG., 1965.“Design of deep foundation”, 6th Int. Conf. of Soil Mechanics and Foundation Engineering, University of Toronto Press, Montreal, Canada, No. 234-237

BS-EN-1994-1 (2004) Eurocode 7-Geotechnical design. European Committee for Standardization, Brussels, Belgium

Chen LT., PoulousHG.,Loganathan N., 1999.“Pile responses caused by tunnelling”, JGeotechGeoenvironEng, 125(3):207–15.

Cheng CY., Dasari GR., Leung CF., Chow YK., Rosser HB., 2007.“Finite element analysis of tunnel–soil–pile interaction using displacement controlled model”,TunnellUndergr Space Technol, 22(5):450–66.

Davis EH.,1968. “Theories of plasticity and the failure of soil masses”, Soil mechanics:selected topics, UK: Butterworth’s London, No. 341–80.

Lee CJ., Chiang KH.,2007. “Reponses of single piles to tunneling-induced soilmovements in sandy ground”, Can Geotech J, 44:1224–41.

Lee CJ.,Jacobsz SW., 2006.“The influence of tunnelling on adjacent piled foundations”,TunnUndergr Space Technol, 21(3–4):430.

Lee GTK., Ng CWW., 2005.“Effects of advancing open face tunnelling on an existingloaded pile”, J GeotechGeoenvironEng, 131(2):193–201.

Lee Y., Yoo C., 2006.“Behavior of a bored tunnel adjacent to a line of loaded piles”,TunnUndergr Space Technol, 21(3–4):370.

Modoni G.,Bzowka J., 2012. “Analysis of FoundationsReinforcedwith Jet Grout”, Journal of GeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering, ASCE, 138:1442-1454.

Mroueh H., ShahrourI., 2002.“Three-dimensional finite element analysis of theinteraction betweentunneling and pile foundations”,Int J Numer Anal MethGeomech, 26:217–30.

Müller L., 1978.“Removing misconceptions on the New Austrian tunnelling method”,Tunn Tunnel, 10(8):29–32.

Rabcewicz L., 1964.“The new Austrian tunnelling method”, Water powerNovember.


1381


Reul O., Randolph MF., 2004. “Design strategies for piled rafts subjected to nonuniform vertical loading”, J GeotechGeoenviron, 130 (1):1-13

Vermeer PA., Bonnier PG., 1991.“Pile settlements due to tunnelling”, In Proceedings ofthe 10th European conference on soil mechanics and foundation engineering,vol. 2, Florence, Italy, Balkema, Rotterdam, The Netherlands, No. 869–72.

Waltham AC., 1994.“Foundations of engineering geology”, Blackie Academic &Professional,London

Wright SJ., Reese LC., 1977.“Drilled shaft design and construction guidelines manual: Construction of drilled shafts and design for axial loading”, U.S. Department of Transportation, Washington, DC, USA

Yang XJ., Deng FH., Wu JJ., Wang FQ.,2009. “Response of carrying capacity of pilesinduced by adjacent Metro tunnelling”, Min SciTechnol, 19:176–81.

Yoo C., Kim SB., 2008. “Three-dimensional numerical investigation of multi-facedtunnelling in water-bearing soft ground”, Can Geotech, 45(10):1467–86.

Yoo C.,2009. “Performance of multi-faced tunnelling – A 3D numerical investigation”, TunnellUndergr Space Technol, 24(5):562–73.

Yoo C., 2013. “Interaction between tunneling and bridge foundation – A 3D numerical investigation”, Computers and Geotechnics,49( 13):70-79


1382


ÇELİK BORU HATTININ ŞEV HAREKETİ ETKİSİ ALTINDA DAVRANIŞI

STEEL PIPELINE RESPONSE UNDER SLOPE MOVEMENT

Selçuk TOPRAK1 Volkan HELVA2 Özgür BALLI3

ABSTRACT

Pipelines are placed over long distances to transport materials (drinking water, oil, gas, etc.) to urban or rural settlements and they may be exposed to various natural hazards such as earthquakes, landslides in the regions they cross. Pipelines can be damaged due to these natural causes which prevent the proper transmission of materials. In this study, response of a continuous buried pipeline under the effect of slow landslide is evaluated. Ground movement took place perpendicular to the pipeline. Incurred movement were compared with the approaches in the literature and behaviour of the pipe was analyzed by finite element analysis. DIANA finite element program is used in the analysis. In addition, response of a similar pipelineunder the effect of ground movement with different zone width (W = 25, 50, 100, and 150 m) and magnitude (δ = 200, 400, 600, 800, 1200, 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 mm) were analyzed and the results were compared.

Keywords: DIANA, finite elements, landslide, pipeline.

ÖZET

Boru hatları ihtiyaçlar doğrultusunda gerekli malzemeleri (içme suyu,petrol,gaz vb.) yerleşim yerlerine ulaştırma amacıyla kilometrelerce mesafeler üzerine yerleştirilmekte ve bu mesafeler üzerinde deprem, toprak kayması, vb. gibi bir çok doğal etkiye maruz kalabilmektedir. Boru hatları bu doğal etkilerden meydana gelen yüklemelerle hasar alabilmekte ve böylece iletim hatlarında problemler oluşmaktadır. Bu çalışmada bir gömülü sürekli boru hattının yavaş gerçekleşen bir toprak kayması altındaki davranışı değerlendirilmektedir. Zemin hareketi boru doğrultusuna dik yönde gerçekleşmiştir. Oluşan yer hareketi literatürde mevcut yaklaşımlarla karşılaştırılmış ve borunun davranışı sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiştir. Analizlerde DIANA sonlu elemanlar programı kullanılmıştır. Ayrıca böyle bir borunun farklı genişlikte (W = 25, 50, 100, 150 m) ve büyüklükte (δ= 200, 400, 600, 800, 1200, 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 mm) zemin hareketleri etkisi altındaki davranışları karşılaştırılmıştır.

Anahtar Kelimeler : DIANA, sonlu elemanlar, heyelan, boru hattı.

1Prof. Dr. Pamukkale Üniversitesi, [email protected] 2 Yüksek Lisans Öğrencisi, Pamukkale Üniversitesi, [email protected] Yüksek Lisans Öğrencisi, Pamukkale Üniversitesi, [email protected]


1383


1. GİRİŞ

Boru hatları kaynağından aldıkları malzemeyi çok uzun mesafeler taşıyarak kullanım noktasına kadar iletmeye yararlar. Böylece tankerlerle taşındığı takdirde çok büyük sorunlara neden olabilecek bir malzeme transferi çok daha etkin ve daha düşük maliyetle gerçekleştirilmiş olur. Ancak bu uzun mesafeler üzerinde yerleştirilmiş boru hatları zemin ve doğa şartlarının uygun olmadığı pek çok bölgeden de geçmek zorunda kalır. Bu bölgelerdeki sorunlar önceden biliniyorsa borular yerleştirilirken özel önlemler alınabilir. Örneğin, gömülü boru hattı bir fay hattını kesiyorsa fayı geçiş noktası civarında yüzeyden geçiş sağlanabilir[1].Bazı bölgelerde ise sorun boru yerleştirildikten sonra ortaya çıkabilir. Örneğin, yavaş bir toprak kayması vakası ya da nehrin borunun yerleştirildiği yamaç altındaki zemini erozyona uğratması gibi [2]. Boru hatları zemin hareket yönüne göre farklı doğrultularda yerleştirilmiş olabilmektedir: Boru hattı ve zemin hareketi paralel doğrultuda, boru hattı ve zemin hareketi dik doğrultuda, veya boru hattı ve zemin hareketi paralel ile dik doğrultu arasında [3]. Bu yerleştirilme şekline göre boru farklı çekme, basınç ve eğilme etkileri altında kalmaktadır. Bu etkiler borunun tasarlanmış olduğu değerleri geçtiği takdirde boruda çeşitli hasarlar oluşabilmektedir. Özellikle petrol ve doğal gaz boru hatlarında hasarlar oluşmadan önce sorunlu bölgelerin tespiti ve zemin hareketlerinin belirlenerek boruların değerlendirilmesi çok önem arz etmektedir. Yoksa oluşabilecek hasarların çevresel ve ekonomik boyutları astronomik rakamlara ulaşabilmektedir. Bu çalışmada bir gömülü sürekli boru hattının yavaş gerçekleşen bir toprak kayması altındaki davranışı değerlendirilmektedir. Zemin hareketi boru doğrultusuna dik yönde gerçekleşmiştir. Oluşan yer hareketi literatürde mevcut yaklaşımlarla karşılaştırılmış ve borunun davranışı sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiştir. Benzer bir borunun farklı genişlikte ve büyüklükte zemin hareketleri etkisi altındaki davranışları karşılaştırılmıştır.

2. MATERYAL VE YÖNTEM

Boru hattına dik bir zemin hareketi boruda uzama ve eğilmelere neden olacaktır. Bu yükler altında borudaki göçme mekanizması, oluşan çekme gerilmelerinin ve eğilmeden oluşan gerilmelerin göreceli büyüklüklerine göre farklılıklar gösterecektir. Eğer çekme gerilmeleri düşük ve eğilme gerilmeleri yüksekse böyle bir durumda boruda basınç etkisi altında buruşma meydana gelebilecekken çekme gerilmelerinin ve eğilme gerilmelerinin yüksek olması durumunda boruda aşırı çekme gerilmelerinden dolayı kopmalar meydana gelebilecektir. Borunun yer hareketi etkisi altında davranışının değerlendirilebilmesi için zemin hareketinin ve borunun özelliklerinin iyi belirlenmesi gerekmektedir. Belirlenen özellikler sonraki aşamada modellenerek sonlu elemanlar analizinde kullanılmakta ve böylece yükler altında borunun şekil değiştirmeleri ve boruda oluşan gerilmeler belirlenebilmektedir.

2.1. Zemin Hareketi

Boruya dik yönde hareket iki genel şekilde modellenebilmektedir (Şekil 1a). Birisi W genişliğinde (zon genişliği) bir bölgenin ani blok hareketi şeklinde kadar hareket etmesi, diğeri ise W genişliğinde bir hareket bölgesi içerisinde maksimum hareket miktarının olduğu ama bölge içerisinde hareket miktarının değişken olduğu durumdur. İkinci durumda yer hareketinin bölge içerisinde değişkenliğini modellemek için farklı araştırmacılar Şekil 1b de gösterildiği gibi değişik modeller önermişlerdir. Suzuki vd. [4] ve Kobayashi vd. [5] zemin hareketini n değerine bağlı bir kosinüs foksiyonuyla modellemişlerdir:


1384


a) Dik Yönde Hareket İçin Genel Modeller

b) Değişken Yer Hareketi İçin ModellerŞekil 1. Boruya Dik Yönde Gerçekleşen Zemin Hareketleri Türleri [6]( ) = . (1)

Burada n 0.2, 1, 2, 5 değerleri alabilmektedir. M. O’Rourke [7] aşağıdaki modeli önermiştir ki bu model de Suzukivd. [4] ve Kobayashi vd. [5] modellerinde n=2 değerine karşılık gelmektedir (ancak başlangıç noktası kaymıştır).( ) = 1 − (2)

Bu çalışmanın konusu olan bölgede yapılan ölçümler sonucunda elde edilmiş yer hareketi grafiği diğer modellerle birlikte Şekil 2’de verilmektedir. Ölçüm değerleri yaklaşık 5 yıllık hareket miktarına karşılık gelmektedir. Yer hareketinin zon genişliği (W)200 m ve maksimum yer hareket miktarı 975 mm’dir. Ölçülen değerler simetrik olmaması açısından kosinüs modelleri ile tam uyuşmamaktadır. Bununla birlikte n=2 fonksiyonu güvenli tarafta kalacak şekilde ölçümlere en uygun olanı olarak görülmektedir.


1385


Şekil 2. Çalışma Bölgesindeki Yer Hareketi ve Modellerle Karşılaştırılması

2.2. Borunun Özellikleri

Çalışmanın konusu olan boru 1067 mm çapında (42 inç) yaklaşık 10,3 mm et kalınlığında ve boru üstü derinliği 1.00 metre olacak şekilde gömülmüştür. Boru malzemesi API 5L X65 standartlarına uygundur. Bu standartlar ile minimum akma dayanımı 440MPa ve borunun nihai çekme dayanımı en az 560 MPa ve en fazla 710 MPa’dır. Boru hattında maksimum işletme basıncı 62 bar civarındadır. Borunun üstünde kaplama (coating) malzemesi mevcuttur. Kaplama malzemesi olarak üç kat yüksek yoğunluklu polietilen (HDPE) kullanılmıştır. İlk yüzey için sprey, sonraki yüzeyler için ısıl işlem uygulanmıştır. Bu temel kaplama malzemesi yüksek veya düşük basınçta etilenin polimerizasyonuna olanak sağlayan bir malzemedir.Şekil 3 borunun içine yerleştirildiği hendek kesitini göstermektedir. Boru hattı inşaası esnasında açılan minimum kanal genişliği 1470 mm’dir. Boru altına en az 200 mm uygun yatak malzemesi serilmiştir. Taç yüksekliği en fazla 25 cm olabilir. Yataklama katmanında 6.5 mm den küçük iyi derecelenmiş çakıl malzeme kullanılmıştır.Yastıklama malzemesi olarak da kaya, taş, çakıl veya yabancı malzeme içermeyen 20-25 mm den küçük derecelendirilmiş malzeme kullanılmıştır. Yastıklama malzemesi boru yataklama katmanından borunun üst yüzeyinden 0.2 m yüksekliğe uygun şekilde yerleştirilmiştir. Bu katmanın üstüne kazılan doğal zemin gerekli sıkıştırma işlemleri yapılarak geri dolgu malzemesi olarak kullanılmıştır. Hendek dolguları ve geri dolgu malzemelerinin yerleşimi hat boyunca benzer şekliyle uygulanmıştır.

Zon Uzunluğu (m)

150 -100 -50 0 50 100 150

Yer

Har

eket

i (m

)

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

Yer Hareketi n = 0.2n = 1n = 2 n = 5


1386


Şekil 3. Borunun Gömüldüğü Hendeğin Enkesiti

2.3. Analizler

Toprak vd. [8] eksenel yönde zemin hareketine maruz kalmış borularla ilgili vaka sunuşlarını yapmışlar ve modelleme örneği sunmuşlardır. Bu çalışmada zemin hareketi boruya dik yöndegerçekleşmiştir. Analizlerde DIANA sonlu elemanlar programı kullanılmıştır [9]. Sonlu elemanlar analizleri hem zemin-boru etkileşimini hem de borunun davranışını doğrusal olmayan şekilde modelleme imkanı sunmaktadır. Boru hattı elemanları kiriş elemanları olarak ve zemin winkler yay modeli şeklinde bir boyutlu olarak (1D) olarak modellenmiştir. Şekil 4 gömülü bir borunun sonlu elemanlarda modellenişinin genel halini göstermektedir.Şekil 2’de verilen ölçülmüş yer deplasmanı kullanılarak yapılan sonlu elemanlar analizi sonucu elde edilen boru deplasmanları, şekil değiştirmeler ve gerilmeler Şekil 5’te gösterilmiştir. Modellemede etki bölgesinin dışında yeteri kadar boru uzunluğu olması amacıyla boru hattının uzunluğu 500 m olarak alınmıştır. Yapılan analizler sonrası boruda neredeyse yer hareketine eş değer bir deplasman görülmüştür: 5 yıllık maksimum yer hareketi 975 mm iken boruda oluşan maksimum deplasman 921 mm olarak gerçekleşmiştir.

Şekil4. Gömülü Borunun Sonlu Elemanlarda Modellenmesi


1387


a. Deplasmanlar

b. Gerilmeler

c. Şekil Değiştirmeler

Şekil 5. Boruda Oluşan Deplasmanlar,Gerilmeler ve Şekil Değiştirmeler

Boru Uzunluğu (m)

0 100 200 300 400 500

Bor

unun

Har

eket

i (m

m)

-1200

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

Borunun HareketiYer Hareketi

Boru Uzunluğu (m)

0 100 200 300 400 500

Ger

ilmel

er (N

/mm

2 )

-150

-100

-50

0

50

100

150

Boru Uzunluğu (m)

0 100 200 300 400 500

Şeki

l Değ

iştir

me

-0.0006

-0.0004

-0.0002

0.0000

0.0002

0.0004

0.0006


1388


Yukarıda açıklandığı üzere Şekil 2 ve 5a’da verilen yer hareketi yaklaşık genişliği W=200 m ve yer hareketinin = 975 mm olduğu ölçülmüş değerleri göstermektedir. Ve sunulan analiz değerleri mevcut borunun bu yer hareketine karşı olan tepkisini göstermektedir. Bu borunun aynı yer hareketi büyüklüğünde ancak farklı genişliğe sahip bir şev hareketine maruz kalması durumunda tepkisini belirlemek için bir dizi analizler yapılmıştır. Analizde kullanılan yer hareketinin genişlikleri 25, 50, 100 ve 150 m olarak seçilmiş ve boru uzunluğu önceki analizlerdeki gibi 500 m kullanılmıştır. Şekil 6a’daölçülen 200 m genişliğindeki yer hareketinin,yer hareketi genişlikleri 25,50,100,150 m için ölçeklenmiş değerleri gösterilmektedir. Şekil 6b analizler sonucunda elde edilen boru deplasman değerlerini karşılaştırmaktadır. Maksimum boru hareketleri 25, 50, 100 ve 150 m şev genişlikleri için sırasıyla 103, 269.2, 674 ve 843.5 mm olarak hesaplanmıştır.

a. Yer Hareketleri

b. Oluşan Deplasmanlar

Şekil 6.Farklı Genişliklerde Uygulanan Yer Hareketleri ve Boruda Oluşan Deplasmanlar

Zon Uzunluğu (m)

-100 -50 0 50 100

Yer

Har

eket

i (m

)

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

Yer Hareketi (m)W = 25 mW = 50 mW = 100 mW = 150 m

Boru Uzunluğu(m)

0 100 200 300 400 500

Bor

unun

Har

eket

i (m

m)

-1200

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

Yer HareketiW=25 mW=50 mW=100 mW=150 m


1389


Şekil 5’te gösterildiği gibi ölçülen yer hareketi sonucunda boruda oluşan maksimum şekil değiştirmeler % 0.05 ve gerilmeler 100 MPa mertebesinde gerçekleşmiş ve bu değerler borunun kapasitesinin çok altında kalmıştır. Ancak analiz yapılan bölgede yer hareketi yavaş hareket şeklinde her yıl belli bir miktarda gerçekleştiğinden bir süre sonra boru ile ilgili tedbirlerin alınması gerekmektedir. Böyle bir durumda borunun gelecekteki hareketlerinin tahmin edilip analizlerin farklı yer hareketleri için tekrar edilip boru açısından bir risk olup olmadığının tespiti gerekmektedir. Bu amaçla ölçülmüş yer hareketinin genişliği sabit tutularak 200, 400, 600, 800, 1200, 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 mm olarak maksimum yer hareketlerine göre ölçeklendirilen yer hareketi boruya uygulanmıştır. Bu farklı değerlerle yapılan analizler sonucunda elde edilen borudaki maksimum deplasman değerleri Şekil 7’de sunulmuştur. Yapılan analizler bu boru ve yer hareketi genişliği için yaklaşık 1 m olan yer hareketine kadar boru ile zeminin birlikte hareket ettiğini, bu değerden sonra boru hareketinin yer hareketine göre daha düşük kaldığını göstermektedir.

Şekil7. Farklı Büyüklüklerdeki Yer Hareketlerinin Boruda Oluşturduğu Deplasmanlar

4.SONUÇLAR

Bu çalışma kapsamında boru doğrultusuna dik yönde zemin hareketine maruz kalan boruların davranışı değerlendirilmiştir. Bir vaka olarak, bir gömülü sürekli boru hattının yavaş gerçekleşen bir toprak kayması altındaki davranışı sunulmuştur. Arazide ölçülen zemin hareketi literatürdeki mevcut yaklaşımlarla karşılaştırılmış ve borunun davranışı sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiştir. Zemin hareketinin tam kosinüs şeklinde olmaması nedeniyle literatürdeki modellerden ayrıldığı ancak M. O’Rourke [7] ile Suzuki vd. [4] ve Kobayashi vd. [5] modellerinde n=2 değerine karşılık geldiği gözlemlenmiştir. Benzer bir borunun farklı genişlikte ve büyüklükte zemin hareketleri etkisi altındaki davranışları da karşılaştırılmıştır. Burada analiz edilen borunun mevcut hareket altında maruz kaldığı şekil değiştirmeler ve

Yer Hareketi (m)

0 1 2 3

Bor

unun

Mak

sim

um D

epla

sman

ı (m

)

0

1

2

3

3.5

3.5

1

1


1390


gerilmeler düşük olmasına rağmen şev hareketinin devam etmesinden dolayı ileride borunun hasar görmesi riskine karşılık gerilme azaltma yöntemleri uygulanmıştır.

TEŞEKKÜR

Bu çalışma 114M258 numaralı TÜBİTAK projesiyle desteklenmiştir. Ayrıca PAÜ BAP kongre katılım desteği için teşekkür ederiz.

KAYNAKLAR

[1] Toprak, S., Nacaroglu, E., Koc, A.C., “Seismic response of underground lifeline systems”, Perspectives on European Earthquake Engineering and Seismology Vol. 2, Chapter:10, pp: 245-263, 2015, Springer.

[2] Toprak, S.,“Altyapı Sistemlerinin Deprem Güvenliği, Geoteknik Sorunlar ve Yönetme-likler”,Yedinci Ulusal Deprem Mühendisliği Konferansı,Davetli Konuşmacı, 30 Mayıs -3 Haziran 2011, İstanbul.

[3] Toprak, S. ve Yoshizaki, K., “Boru Hatlarına Deprem Yüklerinin Etkisi”, 5. Ulusal Deprem Mühendisliği Kongresi, CDROM Bildiri No: 25, 26-30 Mayıs 2003, İstanbul.

[4] Suzuki, N., Arata, O., and Suzuki, I., “Subject to Liquefaction-Induced PermanentGround Displacement,” pp. 155-162. Proceedings of First Japan- U.S.Workshop on Liquefaction, Large Ground Deformation and Their Effects on Lifeline Facilities, (1988) Tokyo, Japan.

[5] Kobayashi, T., Nakane, H., Suzuki, N., and Ishikawa, M., “Parametric Study onFlexibility of Buried Pipeline Subject to Large Ground Displacement,” Proceedings of the Second U.S.-Japan Workshop on Liquefaction, Large Ground Deformation and Their Effects on Lifelines, Buffalo, New York, Technical Report NCEER-89-0032, pp. 348-362.Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research, (1989), Buffalo, New York.

[6] O’Rourke, M.J. and Liu, X. (1999),“Response of Buried Pipelines Subject to Earthquake”, Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research

[7] O’Rourke, M.J., “Approximate Analysis Procedures for Permanent GroundDeformation Effects on Buried Pipelines,” Technical Report NCEER-89-0032 pp. 336-347 Proceedings of the Second U.S.- Japan Workshop on Liquefaction, Large Ground Deformation and Their Effects on Lifelines, Buffalo, New York, Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research, (1989), Buffalo, New York.

[8] Toprak, S., Çetin, O. A., Nacaroğlu, E., ve Koç, A. C., (2010), “Pipeline Performance Under Longitudinal Permanent Ground Deformation”, Paper No: 1407 14th European Conference on Earthquake Engineering, 30 August - 3 September 2010, Ohrid, Macedonia.

[9] TNO DIANA (2010), "Diana 9.6 User's Manual," www.tnodiana.com, TNO DIANA BV, Delft, The Netherlands.


1391


yapı zemin etkile · 2016-07-11 · anahtar kelimeler: gömülü borular, gömülme derinliği,...

Documents