DUMLUPINAR ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ İNŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI Yapı Bilimdalı
2006 - 2007 Güz Yarıyılı BETONARMEDE ÖZEL VE SEÇMELİ KONULAR ÖDEVİ
“Uç Mukavemetli Kazıkların Uç Mukavemeti Hesabında Kullanılacak Formülasyonlar ve Bununla İlgili Araştırmacıların Çalışmaları”
Ferdi MANDAL 200583100005
Ocak 2006, KÜTAHYA 1
İÇİNDEKİLER
Sayfa 1.GİRİŞ………………………………………………………………………………
3
1.1.Kazıklar ve Çeşitleri…………...………………………………………. 3 1.2.Kazıkların Fonksiyonları.……...………………………………………. 3 1.3.Kazıkların Sınıflandırılması…...………………………………………. 5 1.3.1.Zemine Yük Aktarma Şekline göre Kazıklar………………... 5 1.3.1.1.Uç Mukavemetli Kazıklar…………………………… 5 1.3.1.2.Sürtünme Kazıkları……...…………………………… 5 1.3.2.İmal Metodu ve Yerleştirme şekillerine göre Kazıklar..……... 6 1.3.2.1. Çakma Kazıklar……………………………………………. 6 1.3.2.2. Yerinde Dökme(Fore) Kazıklar……………………………. 6 1.3.2.3. Karışık Mukavemetli Kazıklar…………………………….. 7 1.4.Kazıkların Taşıma Gücünün Hesabı……………………………………………. 7 1.4.1. Statik Fromülasyonlar ile Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi…. 7 1.4.1.1.Kohezyonlu Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü……………… 8 1.Tomlinson Metodu…………………………………………… 9 2.Meyerhof Metodu……………………………………………. 11 3.Vijayvergiya ve Focht Metodu………………………………. 12 1.4.1.2.Kohezyonlu Zeminlerde Güvenlik Faktörü…………………. 14 1.4.1.3.Kohezyonsuz Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü……………... 15 A)Uç Taşıması(Mukavemeti)………………………………….. 16 B)Şaft Taşıma Kapasitesi ve Yüzey Sürtünmesi……………… 19 1.4.2. Dinamik Fromülasyonlar ile Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi. 20 1.4.3. Kazık Yükleme Deneyi İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi... 22 1.4.4. Diğer Arazi Deney Sonuçları(Koni Penetrasyon Deneyi(CPT) gibi ile Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi……………………………. 23
2.UÇ MUKAVEMETLİ KAZIKLARIN TAŞIMA GÜCÜ İLE İLGİLİ ÇALIŞMALAR(ABSTRACTS)…………………………………………………….. 24 3.SONUÇ…………………………………………………………………………….. 34 KAYNAKLAR DİZİNİ……………………………………………………………… 35 EKLER(ORIGINAL ABSTRACTS)…..……………………………………………. 37-46
2
1.GİRİŞ * 1.1. KAZIKLAR VE ÇEŞİTLERİ Kazıklar, esas olarak yapı yüklerinin zeminin derin tabakalarına taşıtılması amacı ile kullanılan bir temel çeşididir. Zemin yüzeyine yakın tabakaların yapı yüklerini, göçmeden veya aşırı oturmalara yol açmadan taşıyabilecek bir yüzeysel temel teşkiline müsait olmadığı durumlarda derin temel tercih edilir. Kazıklı temellerin projelendirilmesinde de göçmeye karşı güvenliğin bulunduğu; ayrıca servis yüklerinin meydana getireceği oturmaların kabul edilebilir bir sınırı aşmadığı gösterilmelidir. Bununla beraber, oturmalar genellikle önemli bir proje kriteri değildir. Kazıklı temellerin gerek tasarımında gerekse yapımında çeşitli özellikler ve güçlükler vardır. Uygulamada başarı büyük ölçüde, iş başındaki mühendisin bilgisine, tecrübesine bağlıdır. Kazıkların yüklerini taşımalarına göre sınıflandırılması için kapsamlı bir çalışma yapılması gerekir. Tabiatta homojen bir zemin tabakası ile nadiren karşılaşılır. Oysa kazığın teşkil edildiği zemin profilindeki tabakaların özellikleri kazık davranışını önemli ölçüde etkilemektedir. Bu yüzden zemin özelliklerinin yeterli bir derinliğe kadar bilinmiş olması kazıklı sistemin tasarlanmasında ilk adımdır. Bu tanıma, yalnız tabaka cinslerinin belirlenmesi ile kalınmamalı; tabakaların mukavemet, kıvam, konsolidasyon gibi özelliklerini de kapsamalıdır. Kazıklar taşıyıcı temeller olmakla birlikte kimi kez ankraj kazığı, çekme kazığı ve sıkıştırma kazığı olarak bir çok problemin çözümünde kullanılırlar. Kazıklı temellerin projelendirilmesinde yükler sadece kazıklara taşıttırılmalı ve kazıklar bu hesaba göre hesaplanarak düzenlenmelidir. 1.2 KAZIKLARIN FONKSİYONLARI Yapı yükleri, taşıma gücünün yetersizliği yanında çoğu kez oturma şartlarının sağlanmadığından dolayı derin temel sistemi kullanılarak zemine aktarılmaktadır. Böylece yüzeydeki zayıf tabakalar geçilerek, derindeki taşıyıcı tabakalara ulaşılmakta ve bu anlamda kullanılan yapı elemanları, kazık, ayak, olarak isimlendirilmektedir. Temel sistemi de adını, kullanılan yapı elemanından almakta ve kazıklı temel olarak bilinmektedir. 3
Yapımı yönünden birbirinden oldukça farklılıklar gösteren kazıklı temeller ile ayak/keson temeller, son yıllarda çok büyük çaplı kazıklı temeller inşa edilebilmesi de göz önüne alınarak, davranışın analizi yönünden aynı grup içinde düşünülebilir. Derin kazı sonucu zemin yüzünden büyük derinliklere yerleştirilen yapı temellerinin tasarımı ise büyük oranda yüzeysel temellerin tasarımı ile aynı esaslara dayanmaktadır. Konuyla ilgili diğer bir husus, sözü geçen imalatın yer altında, gözle görmeden yumuşak zemin içersinde ve çoğunlukla yer altı suyu içersinde gerçekleştirilmesidir. Bu durumda, imalatların,yeteri özen gösterilerek yapılması sonucu doğmaktadır. Bu tip temel sistemi son derece pahalı bir uygulamadır. Tüm temel ve zemin mühendisleri, bu tip temel uygulamasına gitmeden, konuyu son ana kadar ucuz bir sistemle çözme çalışması içerisindedirler. Yüzeysel temel çözümlerine göre daha pahalı olmalarına karşın değişik nedenlerle kullanıldıkları bazı durumlar aşağıda sıralanmaktadır. 1.
Üstteki zemin tabakalarının üst yapı yükleri için yeterli taşıma güçlerinin olmayışı veya çok sıkışabilir nitelikleri nedeniyle yüklerin daha sağlam zemin veya kayaca aktarılma zorunluluğu doğabilir. Sağlam tabakanın çok derinde olması halinde yükün büyük kesimini kazık çevresinden aktarılacak şekilde düzenleme yapılabilir.
2.
Dayanma yapılan veya yüksek yapı temellerinde zemin,rüzgar ve deprem yükü gibi yanal etkilerin karşılanması amacı ile düzenlenebilirler.(Büyük yatay ve eğimli yük aktaran yapılarda)
3.
Suyla ilişkiye geçtiğinde kabaran veya ani çökme gösteren zeminlerde üst yapı yüklerinin aktif zon diye tariflenebilecek bir bölgenin dışına aktarmak gerekebilir.
4.
Kuleler, deniz platformları ve yer altı suyu altındaki radyeler kaldırma kuvvetleri etkisindedirler. Bu kuvvetlerin karşılanmasında kazıklı temeller düzenlenebilir.
5.
Köprü kenar ve orta ayakları erozyon nedeniyle temel altının oyulmasına karşı kazıklı olarak düzenlenebilir.
6. 7.
Kazıklar bazı durumlarda zemin hareketini kontrol amacıyla kullanılabilir. Gevşek granüler zeminlerin sıkı hale getirilerek iyileştirilmesi amacıyla kullanılabilir[2]
8.
Üniform olmayan küçük alanlara yoğunlaşmış yük aktaran yapılar da kullanılabilir.
9.
Zemin yüzü veya zeminde tabakalaşmanın fazla eğimli olması 4
10. Statik sistemleri veya fonksiyonları bakımından farklı oturmalara hassas yapılar. 1.3. KAZIKLARIN SINIFLANDIRILMASI Kazıklar değişik özellikleri esas alınarak birçok şekilde sınıflandırılabilirler, örneğin kazık malzemesi gözönüne alındığında ahşap, beton, çelik veya bunlardan ikisin
bir arada kullanıldığı türlerden söz edilebilir. Yükü zemine aktarış
düşünüldüğünde ise büyük kesimi kazık ucunda taşıtılıyorsa uç kazığı,kazık çevresinde taşınıyorsa sürtünme kazığı adını alır. Bazı kazıklar özel üretim biçimleri nedeniyle patente sahip firmanın adını alırlar. Bu bölümde kazıkları, çeşitli durumlarına göre sınıflandırmaya çalışılacaktır. 1.3.1 Zemine Yük Aktarma Şekline Göre 1.3.1.1 Uç Mukavemetli Kazıklar Sağlam zemin derinliği, kullanılabilecek kazık uzunlukları kadar veya daha az ise ve sağlam zeminin üstünde yeterli kalınlıkta taşıyıcı zemin bulunmadığında veya sağlam zeminin üzerinde tamamen zayıf zemin bulunması halinde uç kazıklardan oluşan bir temel sistemi kullanılır. Uç mukavemetli kazıklar çok uygulanan ve çok tercih edilen kazıklardır.
Yapı
Zayıf Zemin Taşıyıcı Zemin Şekil-Uç Mukavemetli Kazıklar
1.3.1.2. Sürtünme (Yüzen ) Kazıklar Sağlam
zeminin
derinliği
kullanılabilmesi
mümkün
bulunan
kazık
uzunluklarından fazla oluştuğunda ve sağlam zeminin üstünde yeterli kalınlıkta taşıyıcı zemin bulunduğunda yüzen kazıklardan oluşan kazık temel sistemi kullanılır.Bu
5
kazıklar kazık yüzeyinin zeminle olan sürtünmesi vasıtasıyla üst yapıdan gelen yükleri zemine aktarmak için kullanılır
Yapı
Zayıf Zemin
Taşıyıcı Zemin Şekil-Sürtünme(Yüzen) Kazıklar
1.3.2 İmal Metodları ve Yerleştirme Çeşitlerine Göre Kazıklar 1.3.2.1 Çakma Kazıklar Bütün uzunluğunca veya kısım kısım önceden imal edilip zeminin içine şahmerdan yardımıyla çakılır, yıkama usulü ile, vibrasyonla, basınçla, vidalama suretiyle sokulur veya önceden hazırlanmış deliklere yerleştirilir. Aşağıda Çakma kazıkların imal edilen malzeme cinsine göre sınıfları yer almaktadır.Bunlar; 1.Ahşap Çakma Kazıklar 2.Çelik Çakma Kazıklar 3.Betonarme Çakma Kazıklar dır. Birçok kesit tipinde üretilebilir. Dikdörtgen, daire,H tipi,I tipi v.b kesitli olabilir. 1.3.2.2 Yerinde Dökme(Fore) Kazıklar Bunlar yerinde hazırlanmış bir deliğin içinde imal edilirler. Muhafaza borusunun indirilme şekline göre, mesela fore kazıklar yerinde dökülen çakma kazıklar, basınç borulu kazıklar (pressrohrpfahle) ve sarsma kazıkları (rüttepfahle) olarak ayrılır.Fore kazıklar genel olarak daire kesitli kazıklardır(başlıklı veya başlıksız olabilir), aktaracağı kuvvete ve diğer parametrelere bağlı olarak kazık çapı ve gerekli donatısı hesaplanır,tasarlanır ve boyutlandırılır.
6
1.3.2.3 Karışık Mukavemetli Kazıklar Yapı temeli altında yeterli kalınlıkta taşıyıcı zemin bulunduğunda ve sağlam zemin derinliği, sağlanıp kullanılabilecek kazık boylan ile ulaşılabilecek durumda ise kazıklı temelin düzenlenmesinde karışık mukavemetli kazıklar kullanılabilirler. Karışık mukavemetli kazıklarda uç ve sürtünme mukavemeti arasındaki oran zeminin özelliklerine kazığın cinsine ve boyutuna kazık ile zemin arasındaki relatif harekete ve kazığın yapım ve imalat şekline göre değişir. 1.4. KAZIKLARIN TAŞIMA GÜCÜNÜN HESABI** Bilindiği gibi bir kazığın taşıma gücünün belirlenebilmesi için birçok yöntem mevcuttur. Başlıca yöntemler şöyledir: 1.Statik Formüller ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi 2.Dinamik Formüller ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi 3.Kazık Yükleme deneyi ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi 4.Diğer arazi deney sonuçları(Koni penetrasyon deneyi gibi) ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi Bu çalışmada yoğunluklu olarak tekil kazık taşıma gücü’nün bulunması için kullanılacak olan statik formülasyonlar anlatılacaktır. Ancak diğer formülasyonlardan da genel hatlarıyla kısaca bahsedilecektir. 1.4.1 Statik Formülasyonlar İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi Bir kazığın nihai taşıma kapasitesi (Qultimate) genel olarak şu bağıntıyla verilir:
Qu = Qb + Qs − W + γ ⋅ Ab ⋅ D Burada; Qu ; Nihai Taşıma Kapasitesi Qb ; Mevcut Nihai Uç Taşıma Kapasitesi Qs ; Mevcut Nihai Kazık Şaftı Taşıma Kapasitesi W ; Kazığın Ağırlığı γ ; Zeminin ortalama birim ağırlığı Ab ; Kazığın kesit alanı D ; Kazığın penetrasyon derinliği dir. 7
Eğer kazığın imal edildiği malzemenin birim ağırlığını
(γkazık),kazık şaftı
boyunca kazığın bulunduğu yerdeki zeminin birim ağırlığı(γzemin)’na eşit kabul edersek ki gerçekte bu eşitlik doğru değildir. O zaman yukarıdaki formül şu şekilde revize edilebilir. W=γzemin . Ab . D olur. ve netice itibariyle;
Qu = Qb + Qs olur . Buna göre izin verilen kazık taşıma yükü ise aşağıdaki gibi olur;
Qa ( Allawable )
=
Qu (Ultimate ) F
olur .
Burada; F(Factory of Safety) ; Güvenlik faktörüdür ve öyle seçilmelidir ki aşırı oturmalar engellenmiş olsun. 1.4.1.1 Kohezyonlu Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü:*** Kohezyonlu zeminlerde bulunan kazıkların taşıma gücü genel bir ifadeyle aşağıdaki formülle hesaplanabilir.
Qu = Qb + Qs Kohezyonlu zeminlerde bir kazığın taşıma gücü 3 farklı metodla bulunabilir. Bunlar; 1. Tomlinson Metodu 2. Meyerhof Metodu 3. Vijayvergiya ve Focht Metodu dur. Bu 3 yöntem farklılıklar gösterir. Gerek yapılan kabuller ve gerekse kazık tipine,zemini yeterince tanıyamama özelliklerine göre formüller birbirinden bağımsızdır.Şöyle ki;
8
1.Tomlinson Metodu:
Qu =C u ⋅ N c ⋅ Ab + C a ⋅ As
Formülüyle
bir
kazığın
taşıma
kapasitesini
bulmuştur. Qb
Qs
Tomlinson kazık uç taşıması olan Qb(Base) ‘yi formülün ilk kısmı olan Cu.Nc.Ab olarak almıştır. Kazık şaftının mevcut nihai taşıma kapasitesi olan Qs(shaft)’yi de formülün ikinci kısmı olan Ca.As olarak almıştır. Burada kullanılan terimleri açıklayacak olursak; Cu; Kazığın tabanındaki zeminin ortalama drenajsız kayma direncidir. Oldukça homojen bir kili düşünürsek, bu zeminden yeterli sayıda numune alarak ve bu numuneler üzerinde deneyler yaparak Cu ’yu elde edebiliriz. Eğer Cu kohezyonlu zeminde derinlikle çok hızlı bir şekilde değişiyorsa ortalama değer alınması, eğer kazık çapı veya genişliği “B” ise 3B yukarıdan ve 1B aşağıdaki bölgede toplam 4B lik zemin tabakasında Cu nun ortalamasının tayin edilmesi gerekir. Bu kil çatlaklıysa, bu durumda bu değer (Yani Cu) daha da küçülecektir. Bu yüzden mümkün olduğu kadar çok numune alarak ve bunlar üzerinde çok deney yaparak Cu’nun hesap edilmesi uygun olacaktır. N c; Bir taşıma kapasitesi katsayısıdır. Genel olarak Nc=9 olarak alınır. Ancak kısa kazıklar için (yani D/B < 5.0) Nc=9 değerinin azaltılması gerekir. Bu bağlamda Skampton kare veya daire kesitli kazıklar için bu değerlerin ne olacağını vermiştir. Aşağıdaki şekilde bunlar görülmektedir.
9
Kil üzerindeki temellerde Nc taşıma gücü faktörü(Skampton)
Ab; Kazık kesit alanıdır ve Ab= Π . B2 /4 olarak hesaplanır. Ca; Kazık ve zemin arasında ortalama adezyondur ve yapılan çalışmalar Cu ya bağlı olarak tayin edilebileceğini göstermiştir. Tomlinson’a göre Ca şu şekilde bulunabilir.
C a = α .Cu α; Adezyon faktörüdür. Tomlinson bu bağlamda çakma kazıklar için α ve Cu arasında aşağıdaki gibi bir abak geliştirmiştir.
Adezyon Faktörü(α) ve Drenajsız Kayma Direnci(Cu) arasındaki ilişki
10
Burada Cu arttıkça α ‘nın hızla düştüğü görülmektedir. Tomlinson Yumuşak kil zemine oturan kazıklar için α değerini 1.0 den büyük kabul etmektedir.(α>1.0) ,aynı zamanda Cu≈150 kN/m2 olduğunda α ‘nın sabit kaldığı açıkça görülmektedir. Skampton ise Fore kazıklar için α değerini 0.45 olarak kabul etmektedir.(α=0.45) As; Gömülü kazık boyunun (Şaftın) kesit alanıdır ve As=Π . B . D Not: Yer altı su seviyesi şartları bilinmiyorsa sadece Tomlinson yöntemini kullanarak nihai taşıma kapasitesi bulunur. 2.Meyerhof Metodu:
Qu =C u ⋅ N c ⋅ Ab + K s ⋅ P0' ⋅ tan φ ' ⋅ As
Formülüyle
bir
kazığın
taşıma
kapasitesini bulmuştur. Meyerhof kazık uç taşıması olan Qb(Base) ‘yi formülün ilk kısmı olan Cu.Nc.Ab olarak almıştır(Tomlinson Metodu’nda olduğu gibi). Kazık şaftının mevcut nihai taşıma kapasitesi olan Qs(shaft)’yi de formülün ikinci kısmı olan Ca.As olarak almıştır.Ancak Meyerhof Ca’yı tek bir değişken olan adezyon faktörüne bağlı olarak kabul etmenin doğru olmadığını düşündüğünden,Ca ‘yı Ks,P0’ ve ∅’ gibi 3 değişkene bağlı kılmaktadır. Burada kullanılan farklı terimleri açıklayacak olursak; K s; Yatay zemin basıncı katsayısıdır ve Meyerhof’a göre çakma kazıklar için sert kile çakılmış olanlarında K s = (1 − sin φ ' ) ⋅ Ro olarak alınır. Meyerhof çakma kazıklar için
kullandığı bu formülasyonun uygulanabileceğini kabul ettiğinden, Fore kazıklarda ise sert kil zeminde bulunanlarda Ks=0.8 olarak kabul etmektedir ve bu değerinde Cu’nun 100 kN/m2 ‘ye tekabül ettiği andaki değer olduğunu söylemektedir. Meyerhof fore kazıklar için yumuşak ve orta sertlikte kil zeminde bulunanlarda Ks=(1-sin∅’) alınması gerektiğini uygun görmektedir. Yine bu durum için de Cu ‘ nun 100 kN/m2 ‘ye karşılık geldiğini söylemektedir. Meyerhof aynı zamanda Ks.tan∅’ değerini β olarak kabul etmektedir. Burada β yüzey sürtünme faktörüdür. Bu faktör penetrasyon derinliğiyle değişim göstermektedir.
11
Meyerhof bu ilişkiyi çakma kazıklar için yumuşak ve orta sertlikteki kil zemine çakılanlarda kurmuştur. Aşağıda bu ilişkiyi gösteren abak gösterilmektedir. Meyerhof Cu<100 kN/m2 olduğunu kabul etmektedir.
Penetrasyon derinliği(D) ve Yüzey Sürtünme Faktörü(β) arasındaki ilişki
Po'
; Ortalama
etkin
Po' = (γ ze min − γ gravity ) ⋅
kazık
şaftı
boyunca
ilave
basınç(sürşarj)
dır
ve
D formülünden bulunabilir. 2
φ' ; Zeminin içsel sürtünme açısıdır. Genel olarak bir kazığın kazık taşıma kapasitesini hesaplamak istiyorsak ve elimizde aşırı konsolidasyon oranı değeri varsa bu metodu kullanmak doğru olacaktır. Meyerhof Cu değerini ise şu kabule göre bulmanın doğru olacağını düşünmektedir. Bu da şöyledir: Cu değerini bulurken örselenmemiş zemin ile kazığı çaktıksan sonra çıkan zemin arasında ilişki kurmaktır. 3.Vijayvergiya ve Focht Metodu:
Vijayvergiya ve Focht sadece çakma kazıklara uygulanabilen yarı ampirik bağıntı elde etmişlerdir. Bu bağıntı da aşağıdaki gibidir:
Qu =C u ⋅ N c ⋅ Ab + λ ⋅ ( P0' + 2Cu ) ⋅ As
12
λ; Kazığın penetrasyon derinliğiyle değişen boyutsuz faktördür ve Vijayvergiya ve Focht λ ‘nın penetrasyon derinliği(D) ile değişimini gösteren bir abak geliştirmişlerdir. Bu abak aşağıdaki gibidir:
Penetrasyon derinliği(D) ve Boyutsuz Katsayı(λ) arasındaki ilişki
Bu yöntem özellikle çakma kazıklarda zeminin etkin dayanım parametreleri ve aşırı konsolidasyon oranı hakkında çok az bilgiye sahip olduğumuzda iyi bir yaklaşım olarak kabul görmektedir. Sonuç olarak Kohezyonlu zeminde bulunan çakma kazıklar(Driven piles) ve Fore Kazıklar(Bored Piles) için Nihai kazık taşıma kapasiteleri ve izin verilen taşıma kapasiteleri ifadeleri verilmiştir. Görüldüğü üzere yukarıda belirtilen 3 yönteme göre de kazık uç taşıması değeri olan Qb(Base) ifadesi aynı formülasyonla bulunmaktadır. Ancak mevcut kazık nihai şaft dayanımı olan Qs(shaft) ifadesi farklılıklar göstermektedir. Bu farklılıkların ne olacağını yukarıda belirtmiştik. Konumuz gereği bizi ilgilendiren kısım uç taşıması olduğu için burada ayrıntıya girilmemiştir. Buna göre kohezyonlu
zeminlerde mevcut nihai kazık ucu taşıma kapasitesi=Cu.Nc.Ab olacaktır. Buradan da anlaşılacağı üzere nihai uç taşıma kapasitesi kazık ucundaki zeminin drenajsız kayma direnci, taşıma kapasitesi katsayısı ve kazık taban alanı(eğer taban genişlemesi olmamışsa doğru orantılı olarak kazık çapı)’na bağlıdır. Bunların
haricinde
bulunmasında,adezyon
Kohezyonlu
değerinin
zeminlerde
bulunmasında,drenajsız
uç
mukavemetinin
kayma
direncinin
bulunmasında dikkat edilmesi gereken hususlar söz konusudur. Bunları şöyle sıralayabiliriz: 13
1)Çakma Kazıklarda:
1.1)Eğer kazık bir zemin tabakasına çakılacak olursa, bu durumda yukarıdaki tabakadan bir kısım zemin aşağıdaki zemin tabakasına girmesi suretiyle, bu bölge içindeki zeminle kazık arasındaki adezyonu önemli ölçüde etkiler. Özellikle üst tabakanın yumuşak kil veya silt olması ve aşağıdaki tabakanın sert kil veya silt olması durumunda Ca’da çok büyük azalma olur. Bu durumda Ca sert kil tabakası üzerinden kazık çapı(B) veya genişliğinin 20kat aşağısında drenajsız kayma direnci(Cu) ‘nun %40’ı kadar azaltılması gerekir. Yani; Ca=0,4.Cu olacaktır.
1.2)Bir kazık sert veya çok sert bir kil tabakasına çakıldığında,bu durumda zemin yüzeyinden aşağıya doğru kazıkla zemin arasında bir ayrışma meydana gelir.İşte bu etkiyi göz önüne almak için yine kazıkla zemin arasındaki adezyon değeri, zemin üzerinden 20B lik bir bölümde Ca≤0,4.Cu olacak şekilde tasarlanır. Camax≤100 kN/m2 olacaktır.(Penetrasyon derinliği ne olursa olsun). 2)Fore(Yerinde dökme) Kazıklarda:
2.1)Fore
kazıklarda
geniş
taban oluşturmak
gerekir.Bununla
uç
taşıma
dayanımında artış sağlanır.Bu durumda kazıkla zemin arasında hiç adezyon değeri yoktur.En az kazık çapının 2 katı kadar olan bölgede kazıkla zemin arasında adezyon
göz önüne alınmamalıdır. 2.2)Çatlamış killerdeki uç mukavemeti: Eğer kazık çatlak ve sertleşmiş bir kile yerleştiriliyorsa, bu durumda tabandaki drenajsız kayma drenci değeri 3 eksenli drenajsız kayma direncinin %75 ‘i olacaktır. Yani; Cu(taban)=Cu(triaxial).0,75 dir. 1.4.1.2 Kohezyonlu Zeminlerde Güvenlik Faktörü: Çakma Kazıklarda;
Daha öncede bahsedildiği gibi Çakma kazıklar için izin verilen kazık taşıma yükü aşağıdaki gibidir:
Qallawable =
Qultimate F ( Factory of Safety) 14
Çakma kazıklar için yapılan çalışmalarda güvenlik faktörü olan (F) değerinin 2.5 alınması gerektiği sonucuna varılmıştır.(F=2.5) Fore(Yerinde dökme) Kazıklarda;
Eğer zemindeki oturma kazık çapının %5 i kadarsa kazık dayanımının tamamiyle mobilize edileceği, eğer zemindeki oturma kazık çapının %10’u kadarsa bu durumda kazık dayanımının artacağı söz konusudur.
Fore kazıklarda da çakma kazıklarda olduğu gibi güvenlik faktörü kullanılabilmektedir. Şöyle ki;
Qa =
Qu Qs Qb >/ + F F1 F2
Bağıntısı kullanılırsa;
Eğer; F=2.0 F1=1.0 F2=3.0 alınırsa büyüktür olmayan işaretinin sağındaki ve solundaki Qa(izin verilen kazık taşıma gücü) değerlerden hangisi küçükse kazık taşıma gücü olarak bu değer seçilir.Buradan da görüleceği üzere kazık ve zeminle ilgili bir güvenlik faktörü mevcut değilse F=2.0 ve F1=1.0 F2=3.0 alınarak tekil kazık izin verilen taşıma gücünü bulabiliriz.
1.4.1.3 Kohezyonsuz Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü:
Örselenmemiş numune elde edilmesi kohezyonsuz zeminlerde çok zor olduğundan daneli zeminlerdeki(granuler soils) kazıklar için arazide yapılan SPT(Standart Penetration Test) deneyi test sonuçları ele alınarak Pech ve ekibi düzeltilmemiş N değeri, zeminin izafi yoğunluğu ve zeminin içsel sürtünme açısı(∅’) arasında bir ilişki kurmuşlardır. Bu ilişki aşağıda gösterilmektedir.
15
Düzeltilmemiş N
Zeminin İzafi
değeri
yoğunluğu
10
GEVŞEK
20
Zeminin içsel sürtünme açısı(∅’) 30º 33º
ORTA SIKI
30
36º 39º
40 50
41º
SIKI
60
43º
70
44º Pech ve ekibi tarafından kurulan ilişki
A) UÇ TAŞIMASI (MUKAVEMETİ) a)Çakma kazıklarda kohezyonsuz zeminlerde uç mukavemeti;
Meyerhof daneli zemindeki(kum v.b) bir kazık için(Çakma kazık) Nihai Uç Taşımasını aşağıdaki gibi formülize etmiştir:
Qb = f b⋅ Ab fb ; Zeminin birim penetrasyon dayanımı olup şu ifadeyle verilmektedir:
f b = Po' ⋅ N q P0' ; Kazık ucunda efektif basınç
N q ; Bir taşıma kapasitesi faktörü Yapılan çalışmaya göre N q
ile
φ'
(zemin içsel sürtünme açısı) ve
D/B(penetrasyon derinliği/kazık çapı) oranı arasındaki değişimler mevcuttur. Meyerhof bu değişimiaşağıdaki şekillerde göstermiştir.
16
Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için taşıma kapasitesi faktörü Nq ve Kritik derinlik
oranları(Meyerhof)
Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için taşıma kapasitesi faktörü Nq(Meyerhof)
Görüldüğü üzere N q , Dc/B değerine eriştiği zaman sabit kalmaktadır.
Dc; Kritik derinlik
17
f b = Po' ⋅ N q
Olduğunu söylemiştik. Bu ifadeden de görülmektedir ki uç
mukavemeti derinlikle sürekli olarak artmaktadır. Yalnız Bu formül sadece belirli bir kritik penetrasyon derinliğine kadar geçerlidir. Bu kritik derinlik de Dc dir. Bu ilişkiyi Meyerhof yukarıdaki şekilde göstermektedir. Dediğimiz gibi Dc den büyük penetrasyon derinlikleri için kazığın taşıma kapasitesi sabit bir değere gider. Bu durumda
f b = Po' ⋅ N q ifadesi revize edilmelidir. Bu da aşağıdaki gibi olmalıdır:
f b = Po' ⋅ N q ≤ f l
fl
; Zeminin penetrasyon dayanımının minimum değeridir ve aşağıdaki şekilde
gösterilmektedir.
Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için uç taşıma kapasitesi
18
Bir çakma kazık(driven piles or displacement piles) için elde edilebilecek max uç
mukavemeti 10B∼20B
arasındaki penetrasyon derinlikleri üzerinde
elde
edilmektedir. Bir kazığın uç mukavemeti, eğer kazık yumuşak bir zemine çakılacak olursa ve bu zeminin altında daneli(kohezyonsuz, granüler) bir zemin mevcutsa ve bu Kritik derinlik olan Dc ‘den daha büyük bir derinlikteyse o zaman bu şartlar altında
fl
daneli zeminlerin uç taşıması
olarak alınabilir. Yani Dc daneli zemin tabakasının
yüzeye kadar devam ettiği düşünülerek alınabilir. Bu durumun istisnası ise eğer gerçek penetrasyon derinliği < 10B ise o zaman birim penetrasyon dayanımı mukavemetinin hesaplanmasının zorunlu olduğudur. Bu durumda
fb
fb
nin uç taşıması
şu şekilde hesap
edilir:
fb = f0 + f0
( fl− f 0 ) ⋅ Db 10 B
; Tahmin edilen uç taşıması dayanım değeri olup üst tabakadaki gömülü kazığın
bulunduğu zemine ait değerdir. Db ; Gerçek penetrasyon derinliği dir. b)Fore kazıklarda kohezyonsuz zeminlerde uç mukavemeti ise;
Çakma kazıkların aynı zemindeki uç taşıması mukavemetinin genel olarak 1/3 ü ile 1/2 si olarak alınır. Yani;
1 3 ⋅ Qbçakma < Qb fore < 1 2 ⋅ Qbçakma
Olacaktır.
B) ŞAFT TAŞIMA KAPASİTESİ VE YÜZEY SÜRTÜNMESİ
Homojen kohezyonsuz zemin için ortalama nihai birim yüzey sürtünmesi(fs) aşağıdaki bağıntıdan hesaplanabilir.
f s = K s ⋅ P0' ⋅ tan δ fs ≤ fl
Olmalıdır.
Ks ; Yatay zemin basıncı katsayısı
19
δ ; Kazık şaftı ile zemin arasındaki sürtünme açısı Tomlinson Ks ve δ için çakma ve fore kazıklarda Brooms’un yaptığı çalışmalardan hareketle Kum (sand soil) zeminler için tablo oluşturmuştur.
Zeminin gevşek veya sıkı olması durumu yerleştirilecek olan kazığa bağlı olarak değişmektedir. Kazık zemine yerleştirilirken kazıktan dolayı hacmi terk eden zemin miktarı ne kadar büyükse bundan kaynaklanan şaft sürtünmesi de bu kadar büyük olacaktır. Buna göre fore kazığın gevşek, çakma kazığın sıkı zemin tarafından taşındığı kabul edilebilir. Öte yandan çakma ve yerinde dökme(Fore) kazıklar için zemin ortasıkı kabul edilebilir. Eğer kılıf yerinde bırakılırsa veya çekilirken beton sıkıştırılırsa, yani tam tersi bir durum olursa bu durumda da zemin gevşek kabul edilir. Yukarıda hesaplanan yüzey sürtünme değeri 15B∼20B arasında maximuma ulaşır. Bundan dolayı bu yöntemi 20B derinliğe kadar tatbik etmek yaygın bir çalışmadır. fs≤100 kN/m² olacak şekilde sabitlenmesi gerekmektedir. Sonuç olarak kazık nihai şaft taşıma kapasitesi aşağıdaki gibi olacaktır:
Qs = f s ⋅ As 1.4.2 Dinamik Formülasyonlar İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi
Dinamik formüller tokmakla kazığın çakılması sırasında enerjinin sabit kaldığı düşüncesine; diğer bir deyişle;tokmağın yaptığı işin,kazığın işi ile,enerji kayıplarının toplamına eşit olduğu düşüncesine dayanır.
20
Tokmağın işi=Kazığın işi+Enerji kayıpları
Wt
Wt ⋅ h = Qsınır ⋅ s + Enerji Kayıpları Wt ; Tokmak ağırlığı,h;Tokmak düşüş yüksekliği,Qsınır;Kazığın toplam sınır taşıma gücü,s;Kazığın zemine girme miktarı.s son vuruşların ortalaması olarak alınır.Enerji
kayıpları
olarak;çarpmada
oluşan
ısı
enerjisi,kazığın
elastik
kısalması,zeminin elastik sıkışması,tokmak sistemindeki sürtünmeler v.b dir.En basit dinamik formül Sanders formülüdür.
Qsınır =
Wt ⋅ h , Qe min = Qsınır / 8 s
Engineering news formülü de aşağıdaki gibidir:
Qe min =
Wt ⋅ h Gs ⋅ ( s + C )
C bir sabit olup, Wt(kg); kazık ağırlığı, Qemin(kg);izin verilen taşıma kapasitesi, h(cm);Tokmak düşüş yüksekliği,s(cm) zemine girme miktarı olarak alınırsa,serbest düşüşlü tokmak için C=2.5;tek tesirli tokmak için C=0.25 v.b alınabilir.Güvenlik sayısı,Gs
ise,3-6
arasında
alınabilir.Başka
pek
çok
dinamik
formül
mevcuttur.Hiley,Janbu v.b gibi 21
s değeri,son çakmalar sırasında,kazık üzerine yerleştirilen bir düzlemsel kağıt üzerinde,çakma sırasında yatay olarak hareket eden bir kalemin çizdiği grafikten belirlenebilir.
b)Grafik
a)Deney Düzeni Şekil-Çakma sırasında, kazığın zemine girme miktarının ölçülmesi
Dinamik kazık formüllerine yapılabilecek en önemli eleştiri, kazığın dinamik etkiler altındaki davranışının, gerçekteki statik davranışına eşdeğer kabul edilmesinin gerçekçi olmadığıdır. Çünkü dinamik ve statik davranışlar, birbirinden farklı olabilirler. 1.4.3 Kazık Yükleme deneyi ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi
Bir kazığın taşıma gücünü belirlemede, belki en güvenli yol, kazığı yüklemektir. Bunun için plaka yükleme deneyinde olduğu gibi, kazık; bir yükleme düzeni ile yüklenilir. Yükleme; kazık üzerine bir platform oluşturarak, platform üzerine ağırlıklar yerleştirilerek; bir yüklenmiş platform veya ankrajlı bir kirişten tepki alınarak yapılabilir. Aşağıda tipik bir yükleme düzeni görülmektedir. Yük adım adım uygulanır. Uygulanan yük ve kazığın oturması ölçülür. Oturma-yük ilişkisinden, sınır taşıma gücü, sonra da izin verilen taşıma gücü belirlenir. Bu konularla ilgili çeşitli şartname ve yönetmelikler vardır.
22
Kazık yükleme deney şeması 1.4.4 Diğer arazi deney sonuçları(Koni penetrasyon deneyi(CPT) gibi) ile kazık taşıma gücünün belirlenmesi
Bir kazığın taşıma gücü, arazi deneylerinin sonuçlarından da belirlenebilir. Burada, en çok kullanılan, koni penetrasyon deney sonuçlarından belirleme açıklanacaktır. quç olarak, uç bölgesindeki ortalama koni uç direnci(qcort); qyan olarak da, Df derinliği boyunca, ortalama yan sürtünmesinin iki katı, 2fsort alınır.(Meyerhof,1956). Sonuçta, bir kazığın taşıma gücü,
Q sınır = q cort ⋅ Auç + 2 f sort ⋅ A yan biçimini alır. Diğer yandan, bir kazığın maruz kaldığı basıncın, kendisinin(Ahşap, beton, çelik vb.)
taşıyabileceği
basınç
değerini aşmaması gerekir.
Kazıklarda
genellikle
burkulma(flambaj) ihmal edilir.
23
2.UÇ MUKAVEMETLİ KAZIKLARIN TAŞIMA GÜCÜ İLE İLGİLİ ÇALIŞMALAR
“ABSTRACTS(ÖZETLER)”
24
Çalışmanın adı:[1]Effect of rate of loading on uplift capacity of a model pile in clay Çalışmanın yazarları : Al-Mhaidib, A.I. (King Saud Univeristy), Proceedings of the
International Offshore and Polar Engineering Conference, v 2, 2001, p 656-661 Çalışmanın Özeti : Bu çalışmada, yükleme hızının taşıma kapasitesine etkisi deneysel
olarak araştırılmıştır. Dış çapı 30 mm olan model çelik kazık üzerinde değişik yükleme hızlarında taşıma kapasitesi deneyleri yapılmıştır. Buna ilave olarak konsolidasyonlu drenajsız 3 eksenli deneyler taşıma gücü deneyinde aynı yükleme hızında yapılmıştır. Deneysel sonuçlar göstermiştirki, test edilen zeminin drenajsız kayma direnci yükleme hızı arttıkça artmıştır. Model kazığın taşıma kapasitesi, yükleme hzı arttıkça artmıştır. Yükleme hızı ile drenajsız kayma direnci ve taşıma kapasitesi arasındaki ilişki, logaritmik grafikte doğrusal olarak sunulabilir. Drenajsız kayma direncine bağlı olarak teorik taşıma gücü 3 eksenli deneyden hesaplanmıştır ve aynı yükleme hızında karşılaştırılmıştır.
Çalışmanın
Adı
:[2]Instrumented
driven
pile
in
Dublin
boulder
clay
Çalışmanın Yazarları : Farrell, E. (Trinity Coll); Lehane, B.; Looby, M. Source:
Proceedings of the Institution of Civil Engineers, Geotechnical Engineering, v 131, n 4, Oct,1998,p233-241 Çalışmanın Özeti :
zayıf zemin ve dolgu derinliklerinin sığ temel yapımını
ekonomiklikten uzaklaştırdığı Dublin’de beton kazıklar killi zeminlere sıklıkla çakılır. Bu çalışma kazık şaftı boyunca değişik seviyelerdeki boşluk suyu basıncını içeren kazık deney sonuçlarını tanımlar. Deney kazığı üzerinde 3 adet basınç deneyi yapılmıştır. Bunlardan bir tanesi kazığın imalatından 2.4 saat sonra, ikincisi 1.8 gün sonra ve sonuncusu ise 17 gün sonradır.
24 gün sonunda çekme testi yapılmıştır.Sonuç
olarak,gerilme(pull-out) testi 24 gün sonunda elde edilmiştir.Testlerde yüklemeler gösterdi ki uç taşımalarda her üç testde de nihai şaft dayanımı ve uç taşıma kapasitesinde herikisinde birden zaman ve toplam kazık taşıma kapasitesinin %60 ı kadar kaydadeğer bir artış sözkonusu olmuştur.Kazıklar üzerinde son basınç testinde ne zaman
ve
hangi değerde
refil olduğu
ve
ne
kadar
yerdeğiştirdiği kayıt
edilmiştir.Aşınmış kil üzerinde yapılan testlerde drenajsız kayma direnci , Nc değerinin 50 değerine ulaştığını açık şekilde işaret eder.Bu analiz kazıkların yerleştirilmesi ve 25
kazık ucunda bu yüksek Nc değeri muhtemel olması yüzünden, uç yer değiştirme ve basınç yükü süresince, ortalama efektif gerilmede bir büyüme olduğunu işaret eder. Çalışmanın Adı :[3] End bearing of small pipe piles in dense sand Çalışmanın Yazarları : Gavin, K.; Lehane, B. Department of Civil Engineering,
University College Dublin, Dublin, Ireland,2003,p 321-330 Çalışmanın Özeti :Arazi deneylerinde çok sıkı aşırı konsolide kum zeminde bulunan
boru kazıklar üzerinde yüklemeler yapıldı deney etkisi sonuçları incelendi,yükleme modunun kazık uç tepkisi analiz edildi.Kalıcı uç yükleri etkisi uç rijitliği üzerinde bir tahmini nümerik numaralandırmayla incelendi,ve bu tahminler deneysel sonuçlarla birlikte örtüştü.Kazık uç tepkisi üzerinde yükleme modu etkileri gözlendi,sonuçlar çıkarıldı.Blessington’da sıkı kum üzerinde kazık testleri jacked pile ların çakma kazıklardan daha geniş uç rijitliğinin olduğunu işaret etti.Sonuçlar; sıkı kumun %100 ‘e yakın rölatif yoğunlukta %20.3 birim ağırlıklığa sahip olduğunu gösterdi. Çalışmanın Adı : [4]End bearing capacity of pile in highly compressible sands and its evaluation Çalışmanın Yazarları : Yasufuku, Noriyuki; Tanaka, Kunihiro; Murata, Hidekazu;
Hyodo, Masayuki , Doboku Gakkai Rombun-Hokokushu/Proceedings of the Japan Society of Civil Engineers , Dec 1994, n 505 pt 3-29 ,p 191-200,Japan Soc of Civil Engineers, Tokyo, Japan Çalışmanın
Özeti
:Bu
çalışma
sıkışıtırılabilir
malzemeleri
göz
önünde
bulundurarak,kumlarda hesap metoduyla uç üzerinde 3 eksenli basınç serileri ve kazık uç taşıma kapasiteleri daha ileride tartışılacağı,sıkı daneli silis kumlara kıyasla son derece kırılgan kumlarda(Örneğin karbonat kumu) kazık uç taşıma kapasitesinin bulunuşunu göstermektedir.Çok yüksek içsel sürtünme açısı elde edildi.Böyle olsa bile bu sonuç kısa kazık uç taşıma kapasitesi son derece sıkıştırılabilir kumların durumunu göstermektedir.İleride,bir konvansiyonel tahmini davranış uç taşıma kapasitesi ampirik formülleri, Prandtl’ın genel kayma kırılması için taşıma faktörü ile bir araya getirilebilir.
26
Çalışmanın Adı : [5]Use of cone penetration test in pile design Çalışmanın Yazarları : András MAHLER, Department of Geotechnics, Budapest
University of Technology and Economics, H–1521 Budapest, Hungary, (December 1, 2004) Çalışmanın Özeti : Kazık tasarımında modern yöntemler bu alanda geniş yer
tutmaktadır. Farklı zemin türlerinde eksenel yük taşıma kapasitelerinin belirlenmesi için 13 adet deney kazığı üzerinde farklı kapasite tahmin yöntemleri uygulanmıştır. Kazıklar yüklenmiştir ve sonuçları tartışılmıştır. Bu kazıkların boyları 6.20 m ile 22.00 arasında ve çapları da 0.60 m ile 1.00 metre arasında değişmektedir. Test esilen kazıkların nihai taşıma gücü 830 KN ile 3900 KN arasında değişmektedir. Eksenel taşıma kapasitesi, iki bileşenden oluşmaktadır.(Uç taşıması ve şaft taşıması) Ancak kazık yükleme deneylerinde yalnızca kazığın toplam taşıma gücü belirlenmektedir. Uç taşıması ve şaft taşıması değerleri ayrı ayrı belirlenmelidir. Bu değerler, zemin şartlarının detaylı analizleri ile belirlenir. Kohezyonlu zeminlerde birim uç mukavemeti şöyle elde edilebilir.
Benzer şekilde kohezyonsuz zeminlerde ortalama drenajsız kayma direnci kazığın cinsi ve kazık ucundan itibaren kazık çapının 3 katı derinlik ile ilişkilendirilmiştir.
27
Çalışmanın Adı :[6] Effect of pile installation on static and dynamic properties of soft clays Çalışmanın yazarları : Hunt, Christopher E. (Univ of California); Pestana, Juan M.;
Bray, Jonathan D.; Riemer, Michael F. , Geotechnical Special Publication, n 97, 2000, p 199-212 Çalışmanın özeti : San Francisco zeminine çakılan çelik kazıkların etrafındaki zeminin
statik ve dinamik özellikleri belirlenmiştir. İlk olarak kazığın çakılması sırasında ve sonrasında kayma dalgası hız ölçümleri yapılmıştır. Bu hız zamanın bir fonksiyonudur. Kazığın çakılmasının sonucu olarak boşluk suyu basıncında değişim olmuş ve yanal zemin deformasyonları oluşmuştur. Zemin numuneleri kazık çakılırken ve 8 ay sonra alınmıştır. Kazığın çakılmasından sonraki arazi ölçümleri göstermiştirki zamanın bir fonksiyonu olan kayma dalgası hızında bir artış meydana gelmiştir. Laboratuvar testleri drenajsız kayma direnci değerlerinin arttığını göstermiştir.
Çalışmanın adı :[7]Bored cast in place concrete test piles in clay till Çalışmanın yazarları : Tweedie, R.W. (Thurber Engineering Ltd); Sabourin, T.J.;
Harris, M.C.; McLean, D.K. , Canadian Geotechnical Conference, 1990, p 623-631 Conference: Proceedings of the 43rd Canadian Geotechnical Conference. Part 2, Oct 10-12,1990,Chateau,Que,Can Çalışmanın özeti : Kazık yükleme testi, geoteknik araştırmaların bir parçasıdır. Zemin
şartları, göreceli olarak üniform ve karmaşıktır.Program, yerinde dökme, beton, sürtünme ve uç taşımalı kazıklarda yanal ve düşey yüklemeleri içermektedir. Kazık performansı , kazık analiz programları ile örtüşmektedir.Sürtünme ve uç taşımalı kazıklarda eksenel yükleme deney sonuçları , en büyük yüzey sürtünmesinin 135-155 K pa ve en büyük uç taşıma kapasitesinin 1790-2040 Kpa arasında olabileceğini göstermiştir. 0,4 e eşit olan adezyon faktörüne ve drenajsız kayma direncine bağlı olan yüzey sürtünmesi ile memnun edici sonuçlar alınmıştır.
28
Çalışmanın Adı :[8] Loadıng Rate Method For Pıle Response In Clay. Çalışmanın Yazarları : Briaud, Jean-Louis (Texas A&M Univ, College Station, TX,
USA); Garland, Enrique , Journal of Geotechnical Engineering, v 111, n 3, Mar, 1985, p 319-335 Çalışmanın Özeti : Kohezyonlu zeminlerde çeşitli oranlarda uygulanan düşey yüklere
maruz kalan tekil kazıkların davranışını önceden belirleyebilen bir metod tasarlanmıştır Temel basit kayma modeli oranlara bağlı bir negatif güç n de zaman artışını tanıtmaktadır.Bu viskoz katsayı n değeri 0.02 ile 0.08 arasında değişmekte ve ortalama olarak 0.05 tir.Drenajsız kayma direnciyle birlikte korelasyonlar;su içeriği,plastisite ve likitlik indeksi ve aşırı konsolidasyon oranlarını 152 adet laboratuvar testi esas olarak göstermiştir.Elastik-plastik oranlara bağlı veya hiperbolik yük transfer eğrileri, integrasyon elemantary modele öncülük yapmaktadır.Program yük-transfer oranlarına bağlı olarak kazıkta esas yük-esas hareket konularında önceden haber verir.
Çalışmanın adı :[9]Ground improvement piles induced shear strength increase in normally consolidated clay Çalışmanın yazarları : Liao, Hung-Jiun (Department of Civil Engineering, Tung-Nan
Institute of Technology); Su, Shi-Fon; Chen, Wen-Lung , Journal of the Chinese Institute of Engineers, Transactions of the Chinese Institute of Engineers,Series A/Chung-kuo Kung Ch'eng Hsuch K'an, v 29, n 1, January, 2006, p 13-21 Çalışmanın Özeti : Kazıklar, genellikle çakılarak ya da yerinde dökülerek yapılır.
Kazık çevresindeki zemin, yatay yer değiştirmeye maruz kalabilir. Kazıklar, sadece boşluk suyu basıncına neden olmazlar aynı zamanda drenaj şartlarına bağlı olarak zemin mukavemetini değiştirirler. Bu çalışma, normal konsolide killerde drenajsız kayma direnci ile ilgili olarak geniş laboratuvar model deneylerinin sonuçlarını içermektedir. Eğer boşluk suyu basıncının çıkışı için etkili zaman sağlanırsa zeminin veyn kayma direnci artabilir. Silindirik genişleme teorisine bağlı olarak kazığın çakılmasından önce ve sonra denajsız kayma direncinin değişimini belirlemek için yarı amprik model geliştirilmiştir.
29
Çalışmanın Adı : [10]Large-scale pile tests in Mercia mudstone: Data analysis and evaluation of current design methods Çalışmanın Yazarları Omer, J.R. (School of Technology, University of Glamorgan);
Robinson, R.B.; Delpak, R.; Shih, J.K.C. , Geotechnical and Geological Engineering, v 21,n3,2003,p167-200 Çalışmanın Özeti : Mercia mudstone da geniş çaplı 6 kazık üzerinde full-ölçekli
yükleme testleri yapılmıştır.Cardiff’de yeni viyadük dizaynı için uygulanmıştır.Bu çalışmada sonuçlar 6 test kazığında bulunmuş ve 218 sondaj çukurunda inceleme yapılmış ve datalar kaydedilmiştir,Mercia mudstone da sistematik yöntemle diğer yük transfer çalışmaları ve mukavemet mekanizmaları incelenmiştir.Datalar her bir kazığa yerleştirilen strain guage’lerle yük-deformasyon ilişkileri ilk yüklemeye göre kalibre edilmiş ve her kazık için projeye işlenmiş,göz önüne alınmıştır(i) betonda nonlineerlik ve(ii) çelikte çeşitli seviyelerdeki kazık rijitlikleri üzerinde kısmi bozulma etkileri dikkate alınmıştır.Kazıklarda 4 kategoride ve 10 hesap metoduyla her bir kazık şaft ve uç dayanımları tahmin edilmiştir.Bu kategoriler: (i)Drenajsız analiz,(ii)Drenaj analizi,(iii)Karışık yaklaşımlar ve (iv)Deneysel korelasyonlardır.Şaft kapasitelerini tahmin metodu az çok uygun bulunmuştur.Standart sapmalarla önceden elde edilebilen kazığın şaft kapasiteleri oranları Qsp/Qsm her nasılsa 0.06 ile 0.24 arasında olmaktadır. Qsp/Qsm oranını 0.29 ile 0.67 arasında bularak bu 10 metoddan 8’i daha tutarlı sonuçlar elde etmiştir. Geri kalan diğer 2 metodda Qsp/Qsm oranını=1.01 ve 1.49 arasında bulmuştur. Bu çelişki, tahmini metodların uç mukavemetini belirleyebilmede daha az tutarlı olduğunu bulmuştur. Standart sapmaların 0.16 - 0.82 arasında olması ile birlikte Qbp/Qbm oranı uç kapasitelerindeki tahmini değerlerde düşüşler 0.52 - 1.93 arasındadır.
30
Çalışmanın Adı :[11]Buckling of slender piles in soft soils Çalışmanın Yazarları : Vogt, Norbert (Zentrum Geotechnik der TU Munchen); Vogt,
Stefan; Kellner,
Christian ,
Bautechnik,
v 82,
n 12,
2005,
p 889-901
Çalışmanın Özeti :Burulma kazıkları kuşatılmış zemine karşı direnmektedir.Bu
nedenle yeterli derecede rijit zeminlerde konvensiyonel geometri (L/D oranı) ile birlikte kazıklar burulmaya karşı hiçbir risk taşımamaktadır.Zeminlerde narin kazıklar için burulmaya karşı güvenlik kontrolleri ulusal ve uluslar arası tasarım yönetmeliklerinde yapılmaktadır.Drenajsız kayma direnci sırasıyla Cu 15kPa ‘a yakın neredeyse eşit veya Cu WkPa ‘a yakın nerdeyse eşit değerlerdedir.Uygulamada,yönetmelikler yüksek drenajsız kayma dirençlerinde burulma kırılmasının ortaya çıkmadığını ima eder.Halbuki,çok yumuşak zeminlerde bulunan narin kazıklar için tekil hesaplarda bu kanı ispatlanmıştır.Bu nedenle Münih teknik üniversitesi zentrum geoteknik bölümü 4 m uzunluğunda kazıklar üzerinde burulma testleri yapmayı başarmıştır.Uçda sonuçlar üzerinde bir fikir için burulma hesap yüklemeleri türetilmektedir,tabakalarda tüm esas haller testlerle incelenmiştir.Tasarlanan model hesapları için malzeme non-lineerlik yanı sıra 2.sınıf etkiler düşünülmüştür.
31
Çalışmanın Adı : [12]Characterization of model uncertainties for drilled shafts under undrained axial loading Çalışmanın Yazarları : Phoon, K.K. (Department of Civil Engineering, National
University of Singapore); Kulhawy, Fred H. (Department of Civil Engineering, National University of Singapore); Kulhawy, Fred H. ,Geotechnical Special Publication, n 130142,Geo-Frontiers2005,2005,p405-417 Çalışmanın Özeti :Bu çalışma eksenel drenajsız yüklemeler altında şaftlar için bir
sıkılık kontrol model istatistiği kurmak amacıyla belgelendirilmiştir.Tahmini kapasite denklemleri üzerinde serbest rastgele değişkenler ile bir model faktörü uygun görülmüştür.Belli
başlı
birçok
yöntemle
birlikte
sistematik
değişim
göstermemektedir,bu çalışmanın kanıtlanması memnun edicidir.Ölçülen ve hesaplanan kapasiteler ayrı ayrı numaralandırılmış ve atanmıştır,standart tanım model faktör ve birçok
açık
faktörlerde
bu
gibi
istatistiksel
kümeler
için
kontroller
yapılmıştır.Korelasyon derecesi basit ve kullanışlı metodla bu kontrol yapılabilir.Öyle olsada tipik adezyon faktörü drenajsız kayma direncinde bir fonksiyon ortaya koyar,bu yaklaşım yalnızca marjinal olarak bir korelasyon derecesi perspektifinde kabul edilebilir.Drenajsız uç basınç taşıması’nda genel bir model faktörü uygun görülür ama güçlü istatistiksek kümeler,ölçülen ve hesaplanan değerler ile birlikte mevcut tarif tanımlamak mümkündür.
Çalışmanın Adı : [13]Influence of loading rate on pile capacity in clay. Çalışmanın Yazarları : Briaud, J. L. (Texas A&M Univ, College Station, TX, USA) ,
Annual Meeting Papers - American Petroleum Institute, Production Department, 1984, p A. 1-A. 17 Çalışmanın Özeti : Laboratuvar deneylerinin analizleri ve killerdeki kazık yükleme
deneyleri göstermiştirki yükleme hızı arttıkça drenajsız kayma direnci ve kazık taşıma kapasitesi artmaktadır. Veriler, yükleme hızının, su muhtevasının, plastisite ve likidite indisinin, aşırı konsolidasyon oranının değişimine bağlı olarak drenajsız kayma direncindeki değişimi göstermektedir. Drenajsız kayma direnci üzerinde yükleme hızının etkisini hesaplamak için genel bir model amaçlanmıştır. Bu model, t-z eğrilerine
32
bağlı olarak geliştirilmiştir ve sabit düşey yükleme hızına sahip kazıklar için bilgisayar programı şeklinde kullanılmıştır.
33
3.SONUÇ
Sağlam zemin derinliği, kullanılabilecek kazık uzunlukları kadar veya daha az ise ve sağlam zeminin üstünde yeterli kalınlıkta taşıyıcı zemin bulunmadığında veya sağlam zeminin üzerinde tamamen zayıf zemin bulunması halinde uç kazıklardan oluşan bir temel sistemi kullanılır. Uç mukavemetli kazıklar çok uygulanan ve çok tercih edilen kazıklardır. Yapılan çalışmada kazık taşıma gücünün hesabında kullanılacak formülasyonlardan uç mukavemetinin hesaplanması üzerinde vurgulamalar yapılmıştır. Sonuçlar ve formülasyonlar göstermiştir ki;Uç kazıklarının uç mukavemetinin hesaplanması bu çalışmada verilen formülasyonlarda şaft taşıma gücü bileşeninin formülasyondan çıkarılması ile bulunabilir.Çünkü bu kazıklarda şaft sürtünmesinin bir etkisi olmadığı düşünülmektedir.Uç taşımalı kazıkların çakma ya da yerinde dökme kazık çeşitlerine göre fromülasyonlarının birbirine çok yakın olduğu görüşü vardır.Bu formülasyonlardan da görüldüğü gibi uç taşıması uçtaki zeminin drenajsız kayma direncine,taşıma kapasitesi faktörüne ve kazığın uç(ya da başlık) kesit alanına bağlı olduğu
kaçınılmazdır.Konuyla ilgili çalışmalarda uç mukavemetinin bulunmasında kullanılacak olan bu değişkenlerin nasıl elde edilebileceğine dair ilgili formülasyonlar ve kabuller gösterilmiştir. Bu çalışmada Tekil kazığın çeşitli zemin konfigürasyonlarında davranışı ve izin verilen taşıma kapasitelerinin bulunmasında uç mukavetinin ne gibi etkilerinin olduğu,uç mukavemetinde dikkat edilmesi gereken hususlar,uç mukavemetini oluşturan bileşenler,taşıma kapasitelerinin bulunabilmesi için gerekli formülasyonlar,konuyla ilgili araştırmacıların ilgili makaleleri ve çalışmaları v.b gibi bazı konulara irdeleme yapılmıştır.Sonuç olarak yukarıda da bahsedildiği gibi uç taşımalı kazıkların taşıma gücünde sürtünme (yan) kuvvetleri etkin olmayacağından sadece uçtaki taban basıncının etkidiği gösterildiğinden formülasyonlarda sadece uç taşıma bileşeni kullanılacaktır.
34
KAYNAKLAR DİZİNİ [1]Effect of rate of loading on uplift capacity of a model pile in clay, Al-Mhaidib, A.I. (King Saud Univeristy), Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference, v 2, 2001, p 656-661 [2]Instrumented driven pile in Dublin boulder clay,Farrell, E. (Trinity Coll); Lehane, B.; Looby, M. Source: Proceedings of the Institution of Civil Engineers, Geotechnical Engineering, v 131, n 4, Oct,1998,p233-241 [3] End bearing of small pipe piles in dense sand,Gavin, K.; Lehane, B. Department
of Civil Engineering, University College Dublin, Dublin, Ireland,2003,p 321-330 [4]End bearing capacity of pile in highly compressible sands and its evaluation ,Yasufuku, Noriyuki; Tanaka, Kunihiro; Murata, Hidekazu; Hyodo, Masayuki , Doboku
Gakkai Rombun-Hokokushu/Proceedings of the Japan Society of Civil Engineers , Dec 1994, n 505 pt 3-29 ,p 191-200,Japan Soc of Civil Engineers, Tokyo, Japan [5]Use of cone penetration test in pile design ,University of Technology and
Economics, H–1521 Budapest, Hungary, (December 1, 2004) [6] Effect of pile installation on static and dynamic properties of soft clays,Hunt,
Christopher E. (Univ of California); Pestana, Juan M.; Bray, Jonathan D.; Riemer, Michael
F.
,
Geotechnical Special Publication,
n 97,
2000,
p
199-212
[7]Bored cast in place concrete test piles in clay till,Tweedie, R.W. (Thurber
Engineering Ltd); Sabourin, T.J.; Harris, M.C.; McLean, D.K. , Canadian Geotechnical Conference,1990,p623-631,Conference: Proceedings of the 43rd Canadian Geotechnical Conference.Part2,Oct10-12,1990,Chateau,Que,Can [8]Loadıng Rate Method For Pıle Response In Clay.Briaud, Jean-Louis (Texas A&M
Univ, College Station, TX, USA); Garland, Enrique , Journal of Geotechnical Engineering, v 111, n 3, Mar, 1985, p 319-335 [9]Ground improvement piles induced shear strength increase in normally consolidated clay ,Liao, Hung-Jiun (Department of Civil Engineering, Tung-Nan
Institute of Technology); Su, Shi-Fon; Chen, Wen-Lung , Journal of the Chinese Institute of Engineers, Transactions of the Chinese Institute of Engineers,Series A/Chung-kuo Kung Ch'eng Hsuch K'an, v 29, n 1, January, 2006, p 13-21
35
[10]Large-scale pile tests in Mercia mudstone: Data analysis and evaluation of current design methods,Omer, J.R. (School of Technology, University of Glamorgan);
Robinson, R.B.; Delpak, R.; Shih, J.K.C. , Geotechnical and Geological Engineering, v 21,n3,2003,p167-200 [11]Buckling of slender piles in soft soils,Vogt, Norbert (Zentrum Geotechnik der TU
Munchen); Vogt, Stefan; Kellner, Christian , Bautechnik, v 82, n 12, 2005, p 889-901 [12]Characterization of model uncertainties for drilled shafts under undrained axial loading ,Phoon, K.K. (Department of Civil Engineering, National University of
Singapore); Kulhawy, Fred H. (Department of Civil Engineering, National University of Singapore); Kulhawy, Fred H. ,Geotechnical Special Publication, n 130-142,GeoFrontiers2005,2005,p405-417 [13]Influence of loading rate on pile capacity in clay,Briaud, J. L. (Texas A&M
Univ, College Station, TX, USA) , Annual Meeting Papers - American Petroleum Institute, Production Department, 1984, p A. 1-A. 17 Diğer Kaynaklar:
* İnşaat Forumu Database ** A.İhsan UZUNER,Temel Mühendisliği,KTÜ,2000 ***TURAN M.,Dumlupınar Üniversitesi İnş.Müh.ABD,Yapı Bilimdalı Yüksek Lisans Ders Notları.,2006 -Science Direct DAtabase -Engineering Village Database
36
EKLER (ORİGİNAL ABSTRACTS)
37
[1] Effect of rate of loading on uplift capacity of a model pile in clay
Al-Mhaidib, A.I. (King Saud Univeristy) Source: Proceedings of the International Offshore
and
Polar
Engineering
Conference,
v
2,
2001,
p
656-661
CODEN: POPEEG Conference: 11th (2001) International Offshore and Polar Engineering Conference, Jun
17-22 2001, Stavanger Sponsor: NORSKE CONOCO Publisher:
International
Society
of
Offshore
and
Polar
Engineers
Abstract: In this study, the influence of rate of loading on uplift capacity of pries in day
is experimentally investigated. Uplift capacity tests were conducted under different loading rates using a model steel pile having an outside diameter of 30 mm. In addition, consolidated undrained triaxial tests were performed under the same loading rates used in the uplift capacity tests. Experimental results showed an increase in undrained shear strength of the tested soil with the increased rate of loading. Furthermore, the uplift capacity of the model pile was found to Increase as the loading rate increased. The relationships between loading rate, and both the undrained shear strength and the uplift capacity can be represented by a straight line on a log-log plot. Theoretical bearing capacity was calculated based on the undrained shear strength measured in the triaxial tests and compared with the measured uplift capacity under the same loading rate. [2] Instrumented driven pile in Dublin boulder clay
Farrell, E. (Trinity Coll); Lehane, B.; Looby, M. Source: Proceedings of the Institution of Civil Engineers, Geotechnical Engineering, v 131, n 4, Oct, 1998, p 233-241 ISSN: 1353-2618 CODEN: PICGEH Publisher: Thomas Telford Services Ltd Abstract: Precast concrete piles, driven to a set in Dublin black boulder clay, have been
used extensively in Dublin where depths of fill or soft soil make shallow foundations uneconomical. This paper describes the results of a test pile which was instrumented with vibrating wire gauges and pore pressure probes at various levels along the pile 38
shaft. Three compression tests were carried out on the test pile: one within 2.4 h of its installation, one after 1.8 days and one after 17 days. Finally, a tension (pull-out) test was carried out after 24 days. The loading tests showed that there was a significant increase in both the ultimate shaft and base capacity with time and that about 60% of the total pile capacity was achieved in end-bearing in all three compression tests. The last compression test on the pile, which was carried out when all of the excess pore pressure set up by driving had dissipated, indicated an apparent Nc value of over 50 when applied to the in situ undrained shear strength of the boulder clay prior to the test. An analysis of the base displacement and pore pressures during load indicated that this high Nc value is likely to be due to an increase in the mean effective stress at the pile tip due to its insertion. (12 refs.) [3] End bearing of small pipe piles in dense sand
Gavin, K.; Lehane, B. Department of Civil Engineering, University College Dublin, Dublin, Ireland,2003,p 321-330 Abstract:The application of field tests results performed on pipe piles installed in a
very dense overconsolidated sand to test the effect of the mode of installation on the pile base response, was analyzed. The effect of residual base load on the base stiffness was investigated in a number of numerical predictions, and these predictions, coupled with the experimental results, were used to infer the observed effects of the installation mode on the pile base response. The pile tests in the dense sand at Blessington had indicated that the base stiffness of jacked piles was considerably large than that of driven piles. The results show that the in-situ sand was at a relative density of close to 100% and has a bulk unit weight of 20.3%.
[4] End bearing capacity of pile in highly compressible sands and its evaluation Authors:Yasufuku, Noriyuki; Tanaka, Kunihiro; Murata, Hidekazu; Hyodo, Masayuki ,
Doboku Gakkai Rombun-Hokokushu/Proceedings of the Japan Society of Civil
39
Engineers , Dec 1994, n 505 pt 3-29 ,p 191-200,Japan Soc of Civil Engineers, Tokyo, Japan Abstract: The aim of this paper is to investigate the pile end bearing capacity in
highly breakable sands such as carbonate sand and decomposed granite soil, comparing with that in the hard grained silica sands, based on a series of triaxial compression and model pile tests, and further to discuss the estimating method of pile end bearing capacity in sands, considering the material compressibility. As a result, it was found that, even if much higher internal friction angle was obtained, the low pile end bearing capacity could be observed in the case of highly compressible sands. Further, a conventional manner to predict the end bearing capacity was presented empirically, combining the compressibility to Prandtl's bearing factor for general shear failure. [5] Use Of Cone Penetratıon Test In Pıle Desıgn
András MAHLER Department of Geotechnics Budapest University of Technology and Economics,
H-1521 Budapest, HungaryReceived: December 1, 2004
Abstract:Modern methods of pile design often make extensive use of ‘in situ’ test data.
Different pile capacity prediction methods were used to evaluate the axial capacity of 13 full-scale test piles. The pile load tests were performed on CFA piles in various soil conditions. The predicted behaviours of the piles are discussed and compared with the results of the pile load tests. Keywords: cone penetration test, pile capacity. [6] Effect of pile installation on static and dynamic properties of soft clays
Hunt, Christopher E. (Univ of California); Pestana, Juan M.; Bray, Jonathan D.; Riemer, Michael F. Source: Geotechnical Special Publication, n 97, 2000, p 199-212 ISSN: 0895-0563 CODEN: GSPUER Conference: The 2000 Geotechnical Specialty Conference 'Innovations and
Applications in Geotechnical Site Characterization', Aug 5-Aug 8 2000, Denver, CO, 40
USASponsor:
ASCE
Publisher:
American
Society
of
Civil
Engineers
Abstract: Static and dynamic soil properties were monitored around a closed-ended
steel pipe pile driven in a deep deposit of San Francisco Young Bay Mud. Shear wave velocity measurements were taken prior to pile driving to establish the baseline condition and at selected times after pile driving to document the changes as a function of time. Additional instrumentation and monitoring activities included pore water pressure response and lateral soil deformations as a result of pile driving. A series of conventional laboratory tests were performed on samples collected prior to pile driving and 8 months afterwards. Field measurements after pile driving indicate a significant increase of shear wave velocity as a function of time accompanied by excess pore pressure dissipation. Laboratory tests show a significant increase in the strain to failure with slight increases in undrained strength [7] Bored
cast
in
place
concrete
test
piles
in
clay
till
Tweedie, R.W. (Thurber Engineering Ltd); Sabourin, T.J.; Harris, M.C.; McLean, D.K. Source: Canadian Geotechnical Conference, 1990, p 623-631 CODEN: CGCPDM Conference: Proceedings of the 43rd Canadian Geotechnical Conference. Part 2, Oct
10-12 1990, Chateau, Que, Can Publisher: Canadian Geotechnical Soc Abstract: A pile load testing program was carried out as part of the geotechnical
investigation for a heavy oil refinery plant near Lloydminster, Saskatchewan. Soil conditions are relatively uniform and competent, consisting of very stiff to hard glacial clay till of medium plasticity. The program included vertical and lateral load testing on cast-in-place concrete friction and end bearing piles. Measured lateral pile deflections are compared with predicted performance based on field and laboratory test data. Pile performance was satisfactorily predicted using tri-modal load deflection soil response curves (P-y curves) in a lateral pile analyses program (COM624) and also by linear elastic soil springs in a structural frame analyses program (P-Frame). Axial load test results on friction and end bearing piles indicated an ultimate skin friction of about 135 to 155 kPa and ultimate end bearing capacity of 1790 kPa to 2040 kPa. Generally good 41
agreement is obtained for skin friction estimated based on undrained shear strength with an alpha factor of about 0.4. The ultimate end bearing capacity is however considerably lower (approximately 60%) than estimated based on generally accepted undrained shear strength correlation
[8] Loadıng
Rate
Method
For
Pıle
Response
In
Clay.
Briaud, Jean-Louis (Texas A&M Univ, College Station, TX, USA); Garland, Enrique Source: Journal of Geotechnical Engineering, v 111, n 3, Mar, 1985, p 319-335 CODEN: JGENDZ Abstract: A method is proposed to predict the behavior of single piles in cohesive soil
subjected to vertical loads applied at various rates. The elementary simple shear model is made rate-dependent by introducing the time raised to a negative power n. This viscous exponent n is shown to vary from 0. 02-0. 08 with a 0. 05 average. Correlations with undrained shear strength, water content, plasticity, the liquidity index and overconsolidation ratio are shown based on 152 laboratory tests. Integration of the elementary model leads to rate-dependent elastic-plastic or hyperbolic load transfer curves. A program to predict the head load-head movement response of the pile using these rate-dependent load-transfer curves is described. (20 refs.)
[9] Ground improvement piles induced shear strength increase in normally consolidated clay
Liao, Hung-Jiun (Department of Civil Engineering, Tung-Nan Institute of Technology); Su, Shi-Fon; Chen, Wen-Lung , Journal of the Chinese Institute of Engineers, Transactions of the Chinese Institute of Engineers,Series A/Chung-kuo Kung Ch'eng Hsuch K'an, v 29, n 1, January, 2006, p 13-21 Abstract: Ground improvement piles, are usually installed by injection or mixing rather
than by driving. So, soil around a ground improvement pile is mainly subjected to lateral displacement and is similar to that of soil around an expanding cavity. A ground 42
improvement pile not only generates excess pore water pressure in the soil but also causes subsequent soil strength change if drainage of excess pore water pressure is possible. This paper presents the results of a large scale laboratory model test on the grout bulb induced undrained shear strength increase in normally consolidated clay. If sufficient time is allowed for pore water pressure dissipation (t > 3tp, tp is the time needed to complete the primary consolidation), the vane shear strength of soil can be increased by more than 170% for the soil right outside the expansion body. This decreases gradually to the initial vane shear strength at a distance of 7rcc (rcc = radius of expansion body). Based on the theory of the cylindrical expansion cavity and the model test results, a semi-empirical model is developed to estimate the change of undrained shear strength ratio of in-situ clay before and after pile installation at different distances from an expansion body. For normally consolidated clay, a two-fold increase in undrained shear strength ratio can result from ground improvement pile use.
[10] Large-scale pile tests in Mercia mudstone: Data analysis and evaluation of current design methods Omer, J.R. (School of Technology, University of Glamorgan);
Robinson, R.B.; Delpak, R.; Shih, J.K.C. Source: Geotechnical and Geological Engineering, v 21, n 3, 2003, p 167-200 ISSN: 0960-3182 CODEN: GGENE3 Publisher: Kluwer Academic Publishers Abstract: Full-scale load tests were carried out on six instrumented large diameter
bored, cast in-situ piles formed in Mercia mudstone, as part of the design of a new Viaduct in Cardiff, UK. In this paper, the results from six test piles and extensive data from 218 ground investigation boreholes are systematically processed in order to study the load transfer and resistance mechanisms in Mercia mudstone. Data from strain gauges embedded in each pile are first analysed to calibrate the load-deformation relationship of each pile as-built, taking into account (i) the non-linearity of concrete and (ii) the effect of partial steel encasement on pile stiffness at various levels. The 43
shaft and base capacity of the piles are each predicted using 10 calculation methods
belonging to the four basic categories: (i) Undrained analysis, (ii) Drained analysis, (iii) Mixed approach and (iv) Empirical correlation. It is found that the shaft
capacity prediction methods are moderately consistent. The standard deviations of the ratio Qsp/Qsm of predicted to observed shaft capacity lies in the range 0.06-0.24. However, 8 of these methods are over-conservative, giving Qsp/Qsm values in the range 0.29-0.67. The remaining two methods yield Qsp/Qsm = 1.01 and 1.49. In contrast, the prediction methods for base capacity are found to be much less consistent. The ratio Qbp/Qbm of predicted to measured base capacity falls in the interval 0.52-1.93, with corresponding standard deviations of 0.16-0.82. (48 refs.) [11] Knicken von schlanken Pfahlen in weichen Boden (Buckling of slender piles in soft soils)
Vogt, Norbert (Zentrum Geotechnik der TU Munchen); Vogt, Stefan; Kellner, Christian Source: Bautechnik, v 82, n 12, 2005, p 889-901 Language: German ISSN: 0932-8351 CODEN: BAUTE4 Publisher: Ernst and Sohn Abstract: Buckling of piles is resisted by the surrounding soil. Therefore, in
sufficiently stiff soils there is no risk of buckling of piles with conventional geometry (L/D ratio). National and international design codes require checks of the safety against buckling for slender piles in soils with an undrained shear strength of cu less than or equal 15kPa or cu less than or equal WkPa, respectively. In practice, the codes are taken to imply that buckling failure does not occur at higher undrained shear strengths. However, using simple calculations this assumption has been proven to be invalid for slender piles in very soft soils. Therefore, buckling tests on piles up to 4 m long were carried out at the Zentrum Geotechnik of the Technical University of Munich. Based on these results a concept for calculating buckling loads was derived, which covers all essential aspects observed in the tests. The proposed model accounts for material non-
44
linearity as well as second order effects. © Ernst and Sohn Verlag fur Architektur und technische Wissenschaften GmbH and Co. KG. (7 refs.) [12] Characterization of model uncertainties for drilled shafts under undrained axial loading
Phoon, K.K. (Department of Civil Engineering, National University of Singapore); Kulhawy, Fred H. Source: Geotechnical Special Publication, n 130-142, Geo-Frontiers 2005, 2005, p 405-417 ISSN: 0895-0563 CODEN: GSPUER Conference: Geo-Frontiers 2005, Jan 24-26 2005, Austin, TX, United States Sponsor:
Geo-Institute of the American Society of Civil Engineers;GeoSynthetic Mater. Assoc. of
the
Industrial
Fabrics
Assoc.
Int.;Geosynthetic
Institute
Publisher: American Society of Civil Engineers Abstract: This invited paper presents a rigorous examination of model statistics for
drilled shafts under undrained axial loading. To apply a model factor as an independent random variable on the predictive capacity equation, it is desirable to verify that it is not varying systematically with some underlying factors. The measured and computed capacities appear as the numerator and denominator, respectively, in the standard definition of the model factor and are the most obvious factors to check for such statistical dependencies. The Spearman rank correlation is a simple and useful method to perform this check. Even though the adhesion factor typically is expressed as a function of the undrained shear strength, this approach only is marginally acceptable from a rank correlation perspective. For undrained compression tip resistance, a generalized model factor is recommended because the existing definition produces strong statistical dependencies with the measured and computed alues. (16 refs.)
45
[13] INFLUENCE OF LOADING RATE ON PILE CAPACITY IN CLAY.
Briaud, J. L. (Texas A&M Univ, College Station, TX, USA) Source: Annual Meeting Papers - American Petroleum Institute, Production Department, 1984, p A. 1-A. 17 ISSN: 0275-6323 CODEN: AMPDD3 Conference: 1984 Annual Meeting Papers - American Petroleum Institute, Production
Department., New Orleans, LA, USA Sponsor: API, Production Dep, Dallas, TX, USA Publisher: API, Production Dep Abstract: The analysis of laboratory tests and pile load tests confirms that for clays, the
faster the rate of loading, the higher the undrained shear strength and the higher the pile capacity. The data shows that the gain in undrained shear strength due to increasing rate of loading increases with increasing water content, plasticity index, liquidity index, overconsolidation ratio but with decreasing undrained shear strength. A simple model is proposed to quantify the rate of loading effects on undrained shear strength. This model is used to develop rate dependent t-z curves and a computer program to predict the response of a pile subjected to a certain rate of vertical loading. (12 refs.)
46
