Ötelenme, açısal hareket ve oturmaların izin verilebilir limitleri a�maması durumu.

��������������������� ����������������������≤ ������������ ��������������������������≤ �����������������������������

Hizmet Görebilirlik Limit Durumu (SLS)

Bir binanın i�levini göremez hale gelmeden dayanabilece�i

Sf 16

Bir binanın i�levini göremez hale gelmeden dayanabilece�iToplam oturma (∆∆∆∆)Farklı oturmalar (δδδδ)Kaykılma (δδδδ/L)Yerel ve genel e�ilmeler,Açısal dönmelerDuvarlarda sarkma-kamburla�ma

uzun süredir arazi gözlemleri ve teorik incelemelerle belirlenmi� ve a�a�ıda de�inilen kriterler geli�tirilmi�tir.

Toplam oturma ∆∆∆∆, bina temellerinin herhangi bir noktasında ölçülen en büyük dü�ey hareket, yani kısa ve uzun vadeli son oturma de�eridir.

Farklı oturma δδδδ, binanın herhangi iki noktası arasında beliren, toplam oturmaların farkıdır. Buradan toplam ve farklı oturmalar arasındaki ba�ıntı görülebilir.

Kaykılma δδδδ/L iki kom�u nokta (kolon ekseni) arasında olu�an farklı oturmanın aradaki açıklı�a oranlanması ile bulunur.oturmanın aradaki açıklı�a oranlanması ile bulunur.

Oturma oranı özellikle yı�ma sistemlerde sarkma ve kamburla�ma miktarının açıklı�a bölünmesi ile hesaplanır.

E�ilme (tilt) yerel (ωωωω) ve genel (ββββ) olarak tanımlanmaktadır.

Dönme (θθθθ) kolonların temel ekseni ile yaptı�ı hareket olarak tarif edilebilir.

Bina Temel Hareketlerinin Niteli�i

Binada Oturmalardan Kaynaklanan Hasarlar

Yapılarda Toplam ve Farklı Oturmalar Arasında Hasara Ba�lı Ba�ıntı

�Z�N VER�LEB�L�R TOPLAM OTURMALAR ��N KILAVUZ

K�LDE KUMDA

Tekil temeller 65 40

Yayılı temeller (radyejeneral) 100 60

Yı�ma yapılar 50 30Yı�ma yapılar 50 30

Çerçeveli yapılar 100 50

B�NALARDA OTURMA L�M�TLER�

YAPI TÜRÜSORUN KR�TER L�M�TLER

Çerçeveli bina yapısal hasar Kaykılma 1/150 – 1/250

Ta�ıyıcı duvar-perde

çatlamalar Kaykılma 1/500

Binalar görüntü E�ilme(yatma) 1/300Binalar görüntü E�ilme(yatma) 1/300

Binalar Dı� ba�lantılar (su,gaz,kanal)

Toplam oturma 50-75mm (kumda)75-135mm (kilde)

Yı�ma yapılar sarkma ile çatlama

kamburla�ma ileOturma oranı N

1/2500 (L/H=1)1/1250 (L/H=5)

1/5000 (L/H=1)1/2500 (L/H=5)

Yüksek yapılar asansörde sorunlar e�ilme 1/1200 – 1/2000

YÜZEYSEL TEMELLER �Ç�N FARKLI /TOPLAM OTURMA ORANLARI (δδδδ/∆∆∆∆) (Coduto, Bjerrum)

TEMEL ALTINDA EGEMEN ZEM�N ESNEK YAPILAR R�J�T YAPILAR

Kumlu do�al zeminler 0.9 0.7Kumlu do�al zeminler 0.9 0.7

Katı/sert taban üzerinde kumlu dolgular 0.5 0.4

Killi do�al zeminler 0.8 0.5

Katı/sert temel üzerinde sıkı�tırılmı� dolgular 0.4 0.3

B�NA HAREKETLER�N�N DUVAR HASARINA GÖRE TANINMASI

HASAR T�P�K BEL�RT�LER ÇATLAK GEN��L��� (mm)

Hafif Kılcal çatlaklar ev dekorasyonu sırasında kolayca ortadan kaldırılabilir

� 1

Az Çatlaklar sıva ile yok edilebilir; bina dı�ından görünüyor; kapı-pencerelerde sorun

≤ 5

Orta Çatlakların yarılıp-geni�letilerek özel sıva yöntemiyle onarılmalı,kapı/pencerelerde sıkı�malar

5-15 veya>3 mm olan birkaç çatlak

sıkı�malar

Ciddi Kapı ve pencereler üzerindeki bölümlerde patlamalar,bunların çerçevelerinde ciddi hasar,dö�eme e�imi gözle görülüyor, dı� ba�lantılarda kesilme

15-25

A�ır Binada stabilite kaybolabilir, camlarda kırılma, duvarlarda e�ilme; binanın yıkılması gerekir

>25, çatlak sayısına da ba�lı

TEMELLER�N OTURMA KR�TER�NE GÖRE BOYUTLANDIRILMASI

Mühendisler 1940’ların sonunda özellikle laboratuvar deneyleri sonuçlarını kullanarak son ta�ıma gücünü hesaplayıp bunun 3-4 dolayında “makul” bir güvenlik sayısına bölünmesiyle temel güvenli gerilmesi, Türkiye’deki adıyla “zemin emniyet gerilmesi”ni hesaplama�a ba�lamı�lardı.

Ancak güvenli gerilmenin hesaplanmasının temel güvenli�inin kesinlikle sa�lanaca�ı anlamına gelmedi�i alınan acı derslerle farkedildi. Zira yüzeysel temel boyutlandırmasında ana kriterin ta�ıma gücü de�il yüzeysel temel boyutlandırmasında ana kriterin ta�ıma gücü de�il oturmalar oldu�u artık herkes tarafından kabul edilen bir gerçektir.

Temelden zemine aktarılacak gerilmeler altında belirecek toplam ve farklı oturmalar yanında temellerin, çevresine yapılmı� dolgudan, killi ortamın �i�me/büzülmesinden, Y.A.S.S.’nin dü�ü�ünden, a�a�ıda yapılan metro/tünel kazılarından, zeminin temelin altından yeraltı/yerüstü suları ile yıkanmasından ve yanda yapılan kazılardan da etkilenebilece�i unutulmamalıdır.

Sf135

Ta�ıma gücü kavramı olarak sunulan ULS kavramı günümüzde önceli�ini yitirmekte, binaların temelleri bunların hareketlerini ön plana çıkartan hizmet görebilirlik (SLS: Serviceability Limit States) prensipleri ile boyutlandırılmaktadır.

SLS için iki temel kriter

oturma ve �ekil de�i�tirmeler ≤ izin verilen toplam hareketlerfarklı hareketler ≤ kabul edilebilir farklı hareketler

oldu�una göre, yüzeysel temellerin projelendirilmesinde bu hareketlerin kısa ve uzun vadeler için hesaplanması ve gözlemlenmesi esas kısa ve uzun vadeler için hesaplanması ve gözlemlenmesi esas olacaktır.

Hesaplamalar konsolidasyon ve üç eksenli hücre kesme laboratuvar deneyleri veya arazide plaka ta�ıma deneyleri ile do�rudan, di�erleri ile dolaylı olarak gerçekle�tirilebilmektedir. Hesaplama sırası gerilme artı�larının (∆σ) hesaplanması, “elastik” katsayıların (E, G, ν) ölçümü, zamana ba�lı özelliklerin (Cc, Cr, cv) ölçümü, buradan da oturmaların bulunmasıdır. Oturmaların hesaplanmasında ana karar iki ya da üç boyutlu yakla�ımlardan birinin ye�lenmesi yoluyla yapılır.

TEMELLER�N OTURMASIBinalar zemin hareketlerine a�ırı duyarlı olduklarından temellerinin oturması konusu ta�ıma gücüne oranla daha kapsamlı bir problem olarak algılanmalıdır.

Oturma hesaplamalarının güvenirli�i birinci derecede zemin özelliklerinin laboratuvar veya yerinde deneylerle do�ru biçimde ölçülmesine ba�lıdır. Oysa Bowles laboratuvar deneylerinde %50’ye varan numune örselenme etkileri, arazi deneylerinde ise en iyi ko�ullarda zemin özelliklerinin ço�unlukla “yatay yönde” ölçülmesi nedeniyle bu alanda ba�arının kısıtlı kaldı�ından yakınmı�tır.kaldı�ından yakınmı�tır.

Bina temellerinde boyutlar sonlu oldu�undan oturma analizlerinin geleneksel iki boyut yerine üç boyutlu yapılması gerekti�i, bu durumda sonuçların gerçe�e daha yakın çıkaca�ını savunanlar varsa da, Türkiye gibi a�ırı konsolide killerin yaygın oldu�u yerlerde iki boyutlu oturma analizinin özellikle zeminin Poisson oranının 0.35’ten az oldu�u durumlarda tatminkar sonuçlar verdi�i bulunmaktadır. Öte yandan, ν’nün veya kil kalınlı�ının artması hesaplamalarda üç boyutlu analizi avantajlı duruma geçirmekte ve iki boyutta hesaplanan oturmalar gerçek de�erlerin altında çıkmaktadır. Durumun NL killerde de çok farklı olmadı�ını söyleyebiliriz.

Sf139

Bir yüzeysel temelin yükler altında gösterece�i dü�ey hareketlerin genelde üç ö�eden olu�tu�u kabul edilmektedir:

• ani veya zeminin drenajsız ko�ullarda olu�an hareketi (Si)• konsolidasyondan do�an drenajlı oturmalar (S∞)• uzun vadede killerin sünmesinden kaynaklanan oturma (ikincil konsolidasyon) Ss

i sS S (S S )∞Σ = + +

Ba�ıntıda birinci terim zamandan ba�ımsız, parantez içindeki terimlerise zamana ba�lı, süreçlerdir.

Ss ile gösterilen ikincil konsolidasyon oturmaları birincil konsolidasyonsırasında ve onu izleyerek organik ve ola�anüstü yüksek plastisite vesıvılık indisine sahip killerde kil pulcuklarının yer de�i�tirmesi (creep)sonucu belirir.

Bu güne kadar Türkiye’de killerde dikkate de�er ikincil konsolidasyonoturmalarının olu�tu�u bildirilmemi�tir. Bunun nedeni organik zeminlerinyaygın olmaması ve do�al su muhtevalarının %100’ün altında kalmasıolarak gösterilebilir.olarak gösterilebilir.

Bir ba�ka önemli konu zeminin türüdür. Edinilen deneyim iri ve incedaneli zeminlerde oturma süreçlerinin dikkati çekecek denli farklıoldu�unu göstermi�tir. Bu nedenle önemli projelerde kum ve killerarasında bir ayırım yapmanın uygun olaca�ı dü�ünülmektedir.

Oturmaların bazen sadece onu olu�turan yapıya de�il, oturma çana�ıiçinde kalan kom�u yapılara zarar verebilmesi bir di�er sorunuolu�turabilir. Örne�in, çelik ta�ıyıcı sistemli fabrika binası altında olu�anoturmalar kendisinde farkedilir bir hasar olu�turmazken bu binanınoturma çana�ı içinde kalan yandaki baca tehlikeli biçimde e�ilmektedir.

Benzer �ekilde Trabzon’da 1970’li yıllarda yumu�ak kil üzerine yapılan 5 katlı bir betonarme yapı, yanında bulunan 2. derecede eski eser olan bir evde 200 mm’ye varan oturmalar ve hasara neden olmu�, kendisi farkedilir bir etki almamı�tır.

Ani Oturmalar Ani oturma literatürde birincil, drenajsız, genelde de distorsiyon oturması olarak anılır ve temelin altındaki zeminin yüklenmeyi izleyerek en çok bir hafta içinde beliren yanal ötelenmesinin bir sonucudur. Bu tür oturmanın tüm iri daneli zeminlerde ve doygunluk derecesi %90’dan dü�ük silt ve killerde öncelikle hesaplanması gerekmektedir.

Bu oturma; elastisite teorisinden yararlanılarak elastik, izotrop ve homojen ortam kabulüyle çıkartılmı� formüllerle hesaplanabilmektedir. Ani oturma hesabı için en kısa yol Skempton-Bjerrum yakla�ımını kullanmaktır. Bu yönteme göre temelden q düzeyinde ortalama taban basıncı alan bir zeminde

'Dfi 1 2u

(q )BS I I

E− σ= × gibi bir “elastik” oturma beklenecektir.

Burada σ’Df , temel gömme derinli�indeki efektif gerilme, Eu zeminin drenajsız modülü, I1 ve I2 etki katsayılarıdır.

: Net taban basıncı'Dfq − σ

'Dfi 1 2u

(q )BS I I

E− σ= ×

PROBLEM: �ekilde gösterilen kare temelin ani (drenajsız) oturmasını hesaplayınız.

Df/B=2/2.5=0.8 → I1=0.99

L/B=1, Hz/B=6/2.5=2.4 → I2= 0.51

'Dfi 1 2u

(q )BS I I

E− σ= × (144 34) 2.5

0.99 0.51 35 mm4000− ⋅= × =

900q 144 kPa

2.5 2.5= =

⋅

σ�ε� �������� ������ ������� ����� �������� ���� ����� � �����������

zE

σ=ε

�������������� � ��!���������������� ������������ε�"�� �#�$����%� ������������$������� ������������������%� � ���$�������� �����������& '("������������� ������������ ���������������

�) �* +�+* �, - . / �/

Sf37-141

Günümüzde kullanımı giderek artan sayısal analize dayalı çözümler zemin tabakalarının “elastik” katsayılarına gereksinme duymaktadır.

Geleneksel laboratuvar ölçümleri hızlı, ancak gerçekçili�i sorgulanabilir sonuçlar verdi�inden bu katsayıların arazi deneyleri ile ölçülmesinin zor ve yüksek maliyetli, ancak çok daha do�ru olaca�ı görü�ü güç kazanmaktadır.

Her durumda, E’nin ölçülece�i birim kısalmaların %0.01’lerde kalmasının gereklili�i herkesçe kabul edilmektedir.

εBu tür E de�erleri (εz <%0.5 düzeyinde) günümüzde laboratuvarda en kolay 50 mm, tercihen 100 mm çaplı örselenmemi� üç eksenli numunesinin üst ve alt yüzüne yerle�tirilen bender element denilen transdü�erlerle ölçülen boy kısalmaları ile makul do�rulukta ölçülebilmektedir.

E modülü arazide presiyometre (PMT) / dilatometre (DMT) ve plaka ta�ıma deneyi (PLT) ile do�rudan, jeofizik (sismik) yöntemler, CPT, SPT deneyleri ile de dolaylı olarak ölçülebilir.

Ani ya da elastik oturmanın hesaplamasında en önemli i�lem drenajsız modül Eu’nun gerçekçi ölçümüdür.

ZEM�NLER�N K�R�� MODÜLÜ Es (MPa)

Es = 200-500 Su NL kil-OCR≈1Es = 750-1200 Su OCR <5Es = 1500-200 Su OCR>6

K�L

Çok yumu�ak

2-15

Yumu�ak 5-25

Orta 15-50

Katı 50-100

Sert >100

Kumlu 25-250Bu de�erler do�al olarak alt ve üstlimitleri kapsamakta yeraltı su seviyesi,Kumlu 25-250

KUM

Gev�ek 10-25

Sıkı 10-25

Siltli 5-20

KUM+ÇAKIL

Gev�ek 50-150

Sıkı 100-200

Sf38

limitleri kapsamakta yeraltı su seviyesi,derinlik, sıvılık indisi, örselenme etkisi,deney hızı gibi yerel etkenlerin etkisiniyansıtmamaktadır.

�ekilde kumlarda efektifgerilmenin modüle etkisigösterilmektedir.

Yatay eksende standartpenetrasyon direnci ve efektif

Kumda Deformasyon Modülü-SPTN Ba�ıntısı

penetrasyon direnci ve efektifgerilme bulundu�undan bu�ekil mühendis için uygun birbilgi kayna�ı olabilir.

Sf38

( )+D LW

2SW

2SWFW

Son Ta�ıma Gücü - Güvenli Ta�ıma GücüNet Son Ta�ıma Gücü - Güvenli Net Ta�ıma Gücü

= dem

qGS

σ

( ) 1+ + +� �= = ⋅� �

� �

D L F Sdem

W W WqGS A GS

σ

Güvenli ta�ıma gücüne göre hesap; temele gelen sabit ve hareketli yükleri, temelin a�ırlı�ını ve temel seviyesi üzerinde kalan zemin a�ırlı�ını içeriyor.

Son Ta�ıma Gücü: qd

Güvenli Ta�ıma Gücü

Güvenli net ta�ıma gücüne göre hesapta; sadece temele gelen sabit ve hareketli yükler içeriliyor.

= −netd d fq q Dρ

d(net) demnet

q q qGS GS

−σ = =

Net son ta�ıma gücü:

Güvenli net ta�ıma gücü

Temel ve zeminin birim hacim a�ırlıkları arasındaki fark ihmal edilirse

S Ff

W Wq D

A+= ρ ⋅ ≈

Güvenli Ta�ıma Gücü

d(net) d d fem f

q q q q Dq q D

GS GS GS− − ρ ⋅σ = + = + = + ρ ⋅

�eklinde de hesaplanabilir.

SKEMPTON TOPLAM GER�LME ANAL�Z�

� � � �� � �= ×

�� ����� ��

��

�

� �= +� �

� �� �

�erit temelin ta�ıma gücü katsayısı

kare ve daire temelin ta�ıma gücü katsayısı için bu de�erin 1.2 ile

Doygun kilde oturan temelin net son ta�ıma gücü:

kare ve daire temelin ta�ıma gücü katsayısı için bu de�erin 1.2 ile çarpılması yeterli.

Sf102

Bu yöntemi kilin kayma direncinin laboratuvar hızlı üç eksenli kesmedeneyinden (UU) gelen cu ve özellikle az katlı bina temelleri içingerekirse serbest basınç deneyinden alınan qu de�erleri ile hızlauygulamak mümkündür. Deneylerin binanın kısa kenarına e�it birderinli�e kadar yapılması ve ortalama alınması gerekmektedir.

Doygun Kilde Oturan Temeller için Ta�ıma Gücü Katsayısı

PROBLEM: Eksenel yükler alan ve 208 kotuna oturtulacak duvar ve kolon temeli için az katlı bir binada boyutlandırma yapınız (ρd=18 kN/m3)

DUVAR TEMEL� HESABI

serbest basınç deneyleri ortalaması quort = 80 kPa

Kabul : σem = 75 kPa (�erit temel için qu’dan dü�ük de�er alındı)

Bu kabulle B = (55+42) kN/m / 75 kPa = 1.29 m

Net gerilme= duvar yükü + dö�eme yükü + temel öza�ırlı�ı - kazıdan çıkan toprak

qnet = (97/1.30 + 24x0.15 + 24x0.50-18x0.65) = 74,6 + 3,6 + 12 - 11.7 = 78.5 kPa

Df = 2 m B=1.30 Df/B=1.5 → Nc = 6.9

u cem

q N 80 6.992 kPa 79

2 GS 6× ×σ = = = >

KOLON TEMEL� HESABI

Kabul σem = 85 kPa

A= 980 / 85 = 11.5 m2 B = 3.2

q = 980/10.24 + (24 – 18 ) 0.65 = 100 kPa

Df/B= 0.625 Nc= 7.2

u cem

q N2 GS

×σ = = 80x7.2/6 = 96 kPa ≈qnet

qnet = 980/10.24 + (24 – 18 ) 0.65 = 100 kPa

TA�IMA GÜCÜNÜN SPT �LE BULUNMASI

Killerde Drenajsız Kayma Direnci - SPTN �li�kileri

Standart penetrasyon deneyi kumlarda ta�ıma gücünün hesaplanması için en etkin ve kolay deney olarak nitelendirilebilir.

Günümüzde en çok kullanılan yöntem 1 inch (25.4 mm) gibi makul bir oturma limiti esas alınarak geli�tirilmi�tir.

Bu yakla�ımda temel boyutlandırmasında geni�li�i B≤1.2 m olan temellerde ana kriter ta�ıma gücü, bundan büyük temellerde ise oturma’dır.

Kumlarda Temel Ta�ıma Gücünün SPTN’den Hesaplanması

Bir ba�ka deyi�le, makul sıkılıkta kumlarda temel boyutu 1.2 m’den büyük oldu�u sürece ta�ıma gücünün a�ılması 25 mm gibi bir sınır oturma de�erine ula�ılmadan olanaksızdır.

�ekil’de bu kavrama dayalı olarak geli�tirilmi� çizgeler gösterilmektedir. Burada N de�erleri ölçülmü� SPTN sayılarının efektif gerilmeler için düzeltilmi� biçimidir. Düzeltmeler

Sf117σ=

�

�

������� = ⋅� � ��� � ����

Kumda Temel Ta�ıma Gücünün Penetrasyon Direncinden HesaplanmasıPECK

Bu çizgeler bazılarınca oldukça muhafazakar olarak nitelendirilmi� veba�ıntı yüzeyde oturacak temel için qd de�il, güvenli ta�ıma gücü σσσσemcinsinden

+� �= ⋅ > � �

�

�� �������� �����

������

� �

�σ

= ≤�� ����� ���������

��

�σ

σ σ � �= ⋅ + ⋅ � �

� ���� �� ��

�

�

belirli derinli�e oturacak temel için

Burada N55 örtü yükü için düzeltilmi� ve standart enerjinin %55’ineindirgenmi� ortalama vuru� sayısını göstermektedir.

PROBLEM: 120.00 kotunda kumlu bir arazide yapılacak fabrika binasının temelleri 112.50’ye oturtulacaktır. Bunu izleyerek bina çevresinde 5 m’lik bir kazı yapılması öngörülüyor. Üç sondaj kuyusunda yapılmı� standart penetrasyon direnci ölçümlerini kullanarak sürekli temelleri boyutlandırınız.

z (m) SPTN SK1 SPTN SK2 SPTN SK3

1.5 28 23 19

3.0 30 29 29

4.5 26 33 32

6.0 32 36 41

7.5 31 39 39

9.0 29 42 42

10.5 27 43 43

12.0 29 38 38

13.5 33 35 35

TEMEL KALICI HAREKETL�

A 630 kN 1900 kN

B 820 2200

C 510 1500

A temeli için boyutlandırma

Temeller 120-112.5=7.5 m derinli�e oturtulaca�ından bunun üstündeki N de�erlerinin

15.0 36 33 35

16.5 34 33 33

üstündeki N de�erlerinin kullanılması gerekmeyecektir.

Önce SPTN de�erleri kullanılır hale getirilmeli:

* Efektif gerilme 9 m’nin altında batık birim hacım a�ırlıkla hesaplanacak* Düzeltilmi� SPTN de�eri

N N'0

95.76C N* C SPTN= = ×

σ* Nort de�eri yı�ı�ımlı olarak hesaplanıp çizelge hazırlanacak

0'σz (m) SPTN1 CN N* Nort SPTN2 N* Nort SPTN3 N* Nort

7.5 127.5 31 0.87 27 27 39 34 34 39 34 34

9 153 29 0.79 23 25 42 33 34 42 33 34

10.5 169 27 0.75 20 23 43 32 33 43 32 33

12 185 29 0.72 21 22 38 27 30 38 27 30

13.5 201 33 0.69 23 23 35 24 27 45 31 31

15 218 36 0.66 24 24 33 22 25 43 28 30

16.5 234 34 0.64 22 23 33 21 23 43 28 29

ORT 23 23 29

Buradan çıkan bilgi, N=23 ile temel boyutlandırıldı�ında, B>1.2 m ko�ulu ilehiçbir temelde oturmaların ∆müs=25 mm gibi bir de�eri a�mayaca�ınıgöstermektedir.

Kolon 1’in toplam yükü 2530 kN’dur. B=2.5 m boyut ve N55≈23 seçimi yapalım vegüvenli ta�ıma gücü

2255 f

emN B 0.3 D 23 2.5 0.3 2.5

1 0.33 ( ) 1 0.33 479 kPa0.08 B B 0.08 2.5 2.5

+ +� � � � � �σ = + = + = � � � �� � � � � �

Gerilme kontrolü P 2530q 405kPa 479

A 2.5 2.5= = = <

× B= 2.5 m

= + ⋅+w

wf

DC 0.5 0.5

D B = + ⋅ =+w4

C 0.5 0.5 0.92.5 2.5

PROBLEM : A�a�ıdaki kesitte yapılan standart penetrasyon deneyinde elde edilen darbe sayıları verilmi�tir. Buna göre 2 m’ye oturacak ve 2000 kN ta�ıyacak bir temeli 40 mm oturmaya müsaade edecek �ekilde boyutlandırınız (Kazılan zemin aynı bo�luk oranında geri doldurulacaktır, temel a�ırlı�ından do�an ek gerilme ihmal edilecektir).

Temelde Df=2 m oldu�u için bunun üstündeki SPTN de�erinin kullanılması gerekmeyecektir. Önce SPTN de�erlerini kullanılır hale getirelim:

• Efektif gerilme 6 m’nin altında batık birim hacim a�ırlıkla hesaplandı.

• Düzeltilmi� SPTN de�eriN N'

0

95.76C N* C SPTN= = ×

σba�ıntılarıyla hesaplandı.

• Nort de�eri yı�ı�ımlı olarak hesaplandı ve çizelge hazırlandı:

*Nz (m) SPTN σσσσ’0

(kPa) CNN*=CNxSPT

N

1.5 14 25.5 1.70 23.8�24 -

3.0 19 52 1.36 26 26

4.5 20 79 1.10 22 24

6.0 24 106 0.95 23 24

7.5 21 119.79 0.89 19 22

9.0 24 133.57 0.85 20 21

10.5 18 148.11 0.80 14 18

12.0 22 162.64 0.77 17 18

13.5 26 177.18 0.74 19 1913.5 26 177.18 0.74 19 19Buradan çıkan bilgi, N=19 ile temel boyutlandırıldı�ında, B>1.2 m ko�ulu ile hiçbir temelde oturmaların ∆müs=25 mm gibi bir de�eri a�mayaca�ını göstermektedir. Problemde 40 mm oturmaya müsaade edilmi�.

Kolonda yük 2000 kN ve moment yok. N55�19 seçimi yapalım ve güvenli ta�ıma gücünü B=2 m boyut için hesaplayalım.

255 f

em wN DB 0.3

1 0.33 C0.08 B B 25

+ ∆� �� � � �σ = ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ � � � �� �

Burada YASS, temel tabanından B geni�li�inden daha fazla a�a�ıda oldu�undan (Dw=6 m, Df+B=4 m)su seviyesi düzeltme katsayısı

ww

f

DC 0.5 0.5

D B= + ⋅

+=1 alınacak.

2

em19 2 0.3 2 40

1 0.33 1 668.4 kPa0.08 2 2 25

+� � � � � �σ = ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ = � �� � � � � �

maksP 2000

q 500 kPa 668.4 kPaA 2 2

= σ = = = < ⋅

Gerilme kontrolüA 2 2⋅

fD1 0.33 terimi 1.33

B+ ⋅ maks emσ = σ

Temel boyutu küçültülebilir. B=1.7 m seçelim. Bu durumda Df>B oldu�u için

alınacak. Bu durumda kontrolü yapılacak.

22000 19 1.7 0.3 40

1.33 11.7 1.7 0.08 1.7 25

+� � � �= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ � � � �692 kPa 700 kPa ≈ B 1.7 m =