kazıklar

5/12/2018 kaz klar - slidepdf.com

http://slidepdf.com/reader/full/kaziklar 1/46

1

DUMLUPINAR ÜNİVERSİTESİ

FEN BİLİMLER İ ENSTİTÜSÜ

İ NŞAAT MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI

Yapı Bilimdalı

2006 - 2007 Güz Yarıyılı

BETONARMEDE ÖZEL VE SEÇMELİ KONULAR

ÖDEVİ

“Uç Mukavemetli KazıklarınUç Mukavemeti Hesabında Kullanılacak

Formülasyonlar ve Bununla İlgili Araştırmacıların Çalışmaları”

Ferdi MANDAL200583100005

Ocak 2006, KÜTAHYA



2

İÇİNDEK İLER

Sayfa

1.GİR İŞ……………………………………………………………………………… 3

1.1.Kazıklar ve Çeşitleri…………...………………………………………. 31.2.Kazıklar ın Fonksiyonlar ı.……...………………………………………. 31.3.Kazıklar ın Sınıflandır ılması…...………………………………………. 5

1.3.1.Zemine Yük Aktarma Şekline göre Kazıklar………………... 5

1.3.1.1.Uç Mukavemetli Kazı

klar…………………………… 51.3.1.2.Sürtünme Kazıklar ı……...…………………………… 51.3.2.İmal Metodu ve Yerleştirme şekillerine göre Kazıklar..……... 6

1.3.2.1. Çakma Kazıklar……………………………………………. 61.3.2.2. Yerinde Dökme(Fore) Kazıklar……………………………. 61.3.2.3. Kar ışık Mukavemetli Kazıklar…………………………….. 7

1.4.Kazıklar ın Taşıma Gücünün Hesabı……………………………………………. 71.4.1. Statik Fromülasyonlar ile Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi…. 7

1.4.1.1.Kohezyonlu Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü……………… 81.Tomlinson Metodu…………………………………………… 92.Meyerhof Metodu……………………………………………. 113.Vijayvergiya ve Focht Metodu………………………………. 12

1.4.1.2.Kohezyonlu Zeminlerde Güvenlik Faktörü…………………. 14

1.4.1.3.Kohezyonsuz Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü……………... 15A)Uç Taşıması(Mukavemeti)………………………………….. 16B)Şaft Taşıma Kapasitesi ve Yüzey Sürtünmesi……………… 19

1.4.2. Dinamik Fromülasyonlar ile Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi. 201.4.3. Kazık Yükleme Deneyi İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi... 221.4.4. Diğer Arazi Deney Sonuçlar ı(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 DİZİ Nİ……………………………………………………………… 35

EKLER(ORIGINAL ABSTRACTS)…..……………………………………………. 37-46



3

1.GİR İŞ *

1.1. KAZIKLAR VE ÇEŞİTLER İ

Kazıklar, esas olarak yapı yüklerinin zeminin derin tabakalar ına taşıtılması

amacı ile kullanılan bir temel çeşididir. Zemin yüzeyine yak ın tabakalar ın yapı

yüklerini, göçmeden veya aşır ı oturmalara yol açmadan taşıyabilecek bir yüzeysel temel

teşkiline müsait olmadığı durumlarda derin temel tercih edilir. Kazıklı temellerin

projelendirilmesinde de göçmeye kar şı güvenliğin bulunduğu; ayr ıca servis yüklerinin

meydana getireceği oturmalar ın kabul edilebilir bir sınır ı aşmadığı gösterilmelidir.

Bununla beraber, oturmalar genellikle önemli bir proje kriteri değildir.

Kazıklı temellerin gerek tasar ımında gerekse yapımında çeşitli özellikler ve

güçlükler vardır. Uygulamada başar ı büyük ölçüde, iş başındaki mühendisin bilgisine,

tecrübesine bağlıdır.

Kazıklar ın yüklerini taşımalar ına göre sınıflandır ılması için kapsamlı bir çalışma

yapılması gerekir. Tabiatta homojen bir zemin tabakası ile nadiren kar şılaşılır. Oysa

kazığın teşkil edildiği zemin profilindeki tabakalar ın 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; tabakalar ın mukavemet, k ıvam, konsolidasyon

gibi özelliklerini de kapsamalıdır.

Kazıklar taşıyıcı temeller olmakla birlikte kimi kez ankraj kazığı, çekme kazığı

ve sık ıştırma kazığı olarak bir çok problemin çözümünde kullanılırlar. Kazıklı

temellerin projelendirilmesinde yükler sadece kazıklara taşıttır ılmalı ve kazıklar bu

hesaba göre hesaplanarak düzenlenmelidir.

1.2 KAZIKLARIN FONKSİYONLARI

Yapı yükleri, taşıma gücünün yetersizliği yanında çoğu kez oturma şartlar ının

sağlanmadığından dolayı derin temel sistemi kullanılarak zemine aktar ılmaktadır.

Böylece yüzeydeki zayıf tabakalar geçilerek, derindeki taşıyıcı tabakalara ulaşılmakta

ve bu anlamda kullanılan yapı elemanlar ı, kazık, ayak, olarak isimlendirilmektedir.

Temel sistemi de adını, kullanılan yapı elemanından almakta ve kazıklı temel olarak bilinmektedir.



4

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 tasar ımı

ise büyük oranda yüzeysel temellerin tasar ımı 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,

imalatlar ın,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 olmalar ına kar şın değişik

nedenlerle kullanıldıklar ı bazı durumlar aşağıda sıralanmaktadır.

1. Üstteki zemin tabakalar ının üst yapı yükleri için yeterli taşıma güçlerinin olmayışı

veya çok sık ışabilir nitelikleri nedeniyle yüklerin daha sağlam zemin veya kayaca

aktar ılma zorunluluğu doğabilir. Sağlam tabakanın çok derinde olması halinde

yükün büyük kesimini kazık çevresinden aktar ılacak şekilde düzenleme yapılabilir.

2. Dayanma yapılan veya yüksek yapı temellerinde zemin,rüzgar ve deprem yükü gibi

yanal etkilerin kar şılanması 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 platformlar ı ve yer altı suyu altındaki radyeler kaldırma kuvvetleri

etkisindedirler. Bu kuvvetlerin kar şılanmasında kazıklı temeller düzenlenebilir.

5. Köprü kenar ve orta ayaklar ı erozyon nedeniyle temel altının oyulmasına kar şı

kazıklı olarak düzenlenebilir.

6. Kazıklar bazı durumlarda zemin hareketini kontrol amacıyla kullanılabilir.

7. Gevşek granüler zeminlerin sık ı 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



5

10. Statik sistemleri veya fonksiyonlar ı bak ımından farklı oturmalara hassas yapılar.

1.3. KAZIKLARIN SINIFLANDIRILMASI

Kazıklar değişik özellikleri esas alınarak birçok şekilde sınıflandır ılabilirler,

örneğin kazık malzemesi gözönüne alındığında ahşap, beton, çelik veya bunlardan

ikisin bir arada kullanıldığı türlerden söz edilebilir. Yükü zemine aktar ış

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 kazıklar ı, çeşitli durumlar ına göre

sınıflandırmaya çalışılacaktır.

1.3.1 Zemine Yük Aktarma Şekline Göre

1.3.1.1 Uç Mukavemetli Kazıklar

Sağlam zemin derinliği, kullanılabilecek kazık uzunluklar ı 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.

1.3.1.2. Sürtünme (Yüzen ) Kazıklar

Sağlam zeminin derinliği kullanılabilmesi mümkün bulunan kazık

uzunluklar ından fazla oluştuğunda ve sağlam zeminin üstünde yeterli kalınlıkta taşıyıcı

zemin bulunduğunda yüzen kazıklardan oluşan kazık temel sistemi kullanılır.Bu

Yapı

Zayıf Zemin

Taşıyıcı Zemin

Şekil-Uç Mukavemetli Kazıklar



6

kazıklar kazık yüzeyinin zeminle olan sürtünmesi vasıtasıyla üst yapıdan gelen yükleri

zemine aktarmak için kullanılır

1.3.2 İmal Metodları ve Yerleştirme Çeşitlerine Göre Kazıklar

1.3.2.1 Çakma Kazıklar

Bütün uzunluğunca veya k ısım k ısım önceden imal edilip zeminin içine

şahmerdan yardımıyla çak ılır, yıkama usulü ile, vibrasyonla, basınçla, vidalama

suretiyle sokulur veya önceden hazırlanmış deliklere yerleştirilir. Aşağıda Çakma

kazıklar ın imal edilen malzeme cinsine göre sınıflar ı 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 kazıklar ı (rüttepfahle) olarak ayr ılır.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 boyutlandır ılır.

Yapı

Zayıf Zemin

Taşıyıcı ZeminŞekil-Sürtünme(Yüzen) Kazıklar



7

1.3.2.3 Karışık Mukavemetli Kazıklar

Yapı temeli altında yeterli kalınlıkta taşıyıcı zemin bulunduğunda ve sağlam

zemin derinliği, sağlanı p kullanılabilecek kazık boylan ile ulaşılabilecek durumda ise

kazıklı temelin düzenlenmesinde kar ışık mukavemetli kazıklar kullanılabilirler.

Kar ışık 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 sonuçlar ı(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 hatlar ıyla k ısaca bahsedilecektir.

1.4.1 Statik Formülasyonlar İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi

Bir kazığın nihai taşıma kapasitesi (Qultimate) genel olarak şu bağıntıyla verilir:

Burada;

Qu ; Nihai Taşıma Kapasitesi

Q b ; Mevcut Nihai Uç Taşıma Kapasitesi

Qs ; Mevcut Nihai Kazık Şaftı Taşıma Kapasitesi

W ; Kazığın Ağırlığı

γ ; Zeminin ortalama birim ağırlığı

A b ; Kazığın kesit alanı

D ; Kazığın penetrasyon derinliği dir.

D AW QQQ b sbu ⋅⋅+−+= γ



8

Eğer kazığın imal edildiği malzemenin birim ağırlığını (γ kazık ),kazık şaftı

boyunca kazı

ğı

n bulunduğu yerdeki zeminin birim ağı

rlı

ğı

(γ zemin)’na eşit kabul edersek ki gerçekte bu eşitlik doğru değildir. O zaman yukar ıdaki formül şu şekilde revize

edilebilir.

W=γ zemin . A b . D olur . ve netice itibariyle;

Buna göre izin verilen kazık taşıma yükü ise aşağıdaki gibi olur;

Burada;

F (Factory of Safety) ; Güvenlik faktörüdür ve öyle seçilmelidir ki aşır ı oturmalar

engellenmiş olsun.

1.4.1.1 Kohezyonlu Zeminlerde Kazık Taşıma Gücü:***

Kohezyonlu zeminlerde bulunan kazıklar ın taşıma gücü genel bir ifadeyle

aşağıdaki formülle hesaplanabilir.

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;

.olur QQQ sbu +=

.)()( olur

F

QQ

Ultimateu

Allawablea =

sbu QQQ +=



9

1.Tomlinson Metodu:

Formülüyle bir kazığın taşıma kapasitesini

bulmuştur.

Tomlinson kazık uç taşıması olan Q b(Base) ‘yi formülün ilk k ısmı olan Cu.Nc.A b olarak

almıştır. Kazık şaftının mevcut nihai taşıma kapasitesi olan Qs(shaft)’yi de formülün

ikinci k ısmı olan Ca.As olarak almıştır.

Burada kullanılan terimleri açıklayacak olursak;

C u ;

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 yukar ıdan 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 k ısa

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.

sabcuu AC A N C Q ⋅+⋅⋅=

Q b Qs



10

Kil üzerindeki temellerde Nc taşıma gücü faktörü(Skampton)

A b ;

Kazık kesit alanıdır ve A b= Π . B2 /4 olarak hesaplanır.

C a ;

Kazık ve zemin arasında ortalama adezyondur ve yapılan çalışmalar Cu ya bağlı

olarak tayin edilebileceğini göstermiştir.

Tomlinson’a göre Ca şu şekilde bulunabilir.

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

ua C C .α =



11

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)

A s ;

Gömülü kazık boyunun (Şaftın) kesit alanıdır ve As=Π . B . D

Not: Yer altı su seviyesi şartlar ı bilinmiyorsa sadece Tomlinson yöntemini kullanarak

nihai taşıma kapasitesi bulunur.

2.Meyerhof Metodu:

Formülüyle bir kazığın taşıma

kapasitesini bulmuştur.

Meyerhof kazık uç taşıması olan Q b(Base) ‘yi formülün ilk k ısmı olan Cu.Nc.A b olarak

almıştır(Tomlinson Metodu’nda olduğu gibi). Kazık şaftının mevcut nihai taşıma

kapasitesi olan Qs(shaft)’yi de formülün ikinci k ısmı 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

k ılmaktadır.

Burada kullanılan farklı terimleri açıklayacak olursak;

K s ;

Yatay zemin basıncı katsayısıdır ve Meyerhof’a göre çakma kazıklar için sert kile

çak ılmış olanlar ında o s R K ⋅−= )sin1( 'φ olarak alınır. Meyerhof çakma kazıklar için

kullandığı bu formülasyonun uygulanabileceğini kabul ettiğinden, Fore kazıklarda ise

sert kil zeminde bulunanlarda K s=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 K s=(1-sin∅’) alınması

gerektiğini uygun görmektedir. Yine bu durum için de Cu ‘ nun 100 kN/m2 ‘ye kar şılık

geldiğini söylemektedir.

Meyerhof aynı zamanda K s.tan∅’ değerini β olarak kabul etmektedir. Burada β yüzey

sürtünme faktörüdür. Bu faktör penetrasyon derinliğiyle değişim göstermektedir.

s sbcuu A P K A N C Q ⋅⋅⋅+⋅⋅= ''0 tanφ



12

Meyerhof bu ilişkiyi çakma kazıklar için yumuşak ve orta sertlikteki kil zemine

çak ılanlarda 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

'o P ;

Ortalama etkin kazık şaftı boyunca ilave basınç(sür şarj) dır ve

2)( min' D

P gravity zeo ⋅−= γ γ formülünden bulunabilir.

;'φ

Zeminin içsel sürtünme açısıdır.

Genel olarak bir kazığın kazık taşıma kapasitesini hesaplamak istiyorsak ve elimizde

aşır ı 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 çıkanzemin arasında ilişki kurmaktır.

3.Vijayvergiya ve Focht Metodu:

Vijayvergiya ve Focht sadece çakma kazıklara uygulanabilen yar ı ampirik

bağıntı elde etmişlerdir. Bu bağıntı da aşağıdaki gibidir:

subcuu AC P A N C Q ⋅+⋅+⋅⋅= )2( '0λ



13

λ ;

Kazı

ğı

n penetrasyon derinliğiyle değişen boyutsuz faktördür ve Vijayvergiya veFocht 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

aşır ı konsolidasyon oranı hakk ında 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 yukar ıda belirtilen 3 yönteme göre de

kazık uç taşıması değeri olan Q b(Base) ifadesi aynı formülasyonla bulunmaktadır. Ancak

mevcut kazık nihai şaft dayanımı olan Qs(shaft) ifadesi farklılıklar göstermektedir. Bu

farklılıklar ın ne olacağını yukar ıda belirtmiştik. Konumuz gereği bizi ilgilendiren k ısım

uç taşıması olduğu için burada ayr ıntıya 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.

Bunlar ın haricinde Kohezyonlu zeminlerde uç mukavemetinin

bulunmasında,adezyon değerinin bulunmasında,drenajsız kayma direncinin

bulunmasında dikkat edilmesi gereken hususlar söz konusudur. Bunlar ı şöylesıralayabiliriz:



14

1)Çakma Kazıklarda:

1.1)Eğer kazık bir zemin tabakasına çak ılacak olursa, bu durumda yukar ıdaki

tabakadan bir k ısım 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 çak ıldığında,bu durumda

zemin yüzeyinden aşağıya doğru kazıkla zemin arasında bir ayr ışma 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:

)( Safetyof Factory F

Q

Qultimate

allawable =



15

Çakma kazıklar için yapılan çalışmalarda güvenlik faktörü olan (F) değerinin 2.5

alınması gerektiği sonucuna var ılmıştır.(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;

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 sonuçlar ı ele alınarak Pech ve ekibi düzeltilmemiş N

değeri, zeminin izafi yoğunluğu ve zeminin içsel sürtünme açısı(∅’) arasında bir ilişki

kurmuşlardır. Bu ilişki aşağıda gösterilmektedir.

21 F

Q

F

Q

F

QQ b su

a +>/=



16

Pech ve ekibi taraf ından 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:

f b ; Zeminin birim penetrasyon dayanımı olup şu ifadeyle verilmektedir:

'0 P ; Kazık ucunda efektif basınç

q N ; Bir taşıma kapasitesi faktörü

Yapılan çalışmaya göre q N ile'φ (zemin içsel sürtünme açısı) ve

D/B(penetrasyon derinliği/kazık çapı) oranı arasındaki değişimler mevcuttur. Meyerhof

bu değişimiaşağıdaki şekillerde göstermiştir.

Düzeltilmemiş N

değeri

Zeminin İzafi

yoğunluğu

Zeminin içsel

sürtünmeaçısı(∅’)

10 GEVŞEK 30º

20 33º

30ORTA SIKI

36º

40 39º

50 41º

60 43º

70

SIKI

44º

bbb A f Q ⋅=

qob N P f ⋅= '



17

Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için taşıma kapasitesi faktörü Nq ve Kritik derinlik

oranlar ı(Meyerhof)

Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için taşıma kapasitesi faktörü Nq(Meyerhof)

Görüldüğü üzere q N , Dc/B değerine eriştiği zaman sabit kalmaktadır.

Dc; Kritik derinlik



18

qob N P f ⋅='

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 yukar ıdaki şekilde göstermektedir. Dediğimiz gibi Dc den büyük penetrasyon

derinlikleri için kazığın taşıma kapasitesi sabit bir değere gider. Bu durumda

qob N P f ⋅= 'ifadesi revize edilmelidir. Bu da aşağıdaki gibi olmalıdır:

l f ; Zeminin penetrasyon dayanımının minimum değeridir ve aşağıdaki şekilde

gösterilmektedir.

Şekil- Kohezyonsuz zeminlerdeki çakma kazıklar için uç taşıma kapasitesi

l qob f N P f ≤⋅= '



19

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 çak ılacak

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

daneli zeminlerin uç taşıması l f 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 b f nin uç taşıması

mukavemetinin hesaplanmasının zorunlu olduğudur. Bu durumda b f şu şekilde hesap

edilir:

0 f

; Tahmin edilen uç taşı

ması

dayanı

m değeri olup üst tabakadaki gömülü kazı

ğı

n bulunduğu zemine ait değerdir.

Db ; Gerçek penetrasyon derinliği dir.

b)Fore kazıklarda kohezyonsuz zeminlerde uç mukavemeti ise;

Çakma kazıklar ın aynı zemindeki uç taşıması mukavemetinin genel olarak 1/3 ü ile

1/2 si olarak alınır. Yani;

Olacaktır.

B) ŞAFT TAŞIMA KAPASİTESİ VE YÜZEY SÜRTÜNMESİ

Homojen kohezyonsuz zemin için ortalama nihai birim yüzey sürtünmesi(fs)

aşağıdaki bağıntıdan hesaplanabilir.

Olmalıdır.

K s ; Yatay zemin basıncı katsayısı

bl

b D B

f f f f ⋅+= −

10

)( 00

çakma foreçakmabbb QQQ ⋅<<⋅ 2131

l s

s s

f f

P K f

≤

⋅⋅= δ tan'0



20

δ ; Kazık şaftı ile zemin arasındaki sürtünme açısı

Tomlinson Ks ve δ için çakma ve fore kazı

klarda Brooms’un yaptı

ğı

çalı

şmalardanhareketle Kum (sand soil) zeminler için tablo oluşturmuştur.

Zeminin gevşek veya sık ı olması durumu yerleştirilecek olan kazığa bağlı olarak

değişmektedir. Kazık zemine yerleştirilirken kazıktan dolayı hacmi terk eden zemin

miktar ı ne kadar büyükse bundan kaynaklanan şaft sürtünmesi de bu kadar büyük

olacaktır. Buna göre fore kazığın gevşek, çakma kazığın sık ı zemin taraf ından taşındığı

kabul edilebilir. Öte yandan çakma ve yerinde dökme(Fore) kazıklar için zemin ortasık ı

kabul edilebilir. Eğer k ılıf yerinde bırak ılırsa veya çekilirken beton sık ıştır ılırsa, yani

tam tersi bir durum olursa bu durumda da zemin gevşek kabul edilir.

Yukar ıda 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:

1.4.2 Dinamik Formülasyonlar İle Kazık Taşıma Gücünün Belirlenmesi

Dinamik formüller tokmakla kazığın çak ılması sırasında enerjinin sabit kaldığı

düşüncesine; diğer bir deyişle;tokmağın yaptığı işin,kazığın işi ile,enerji kayı plar ının

toplamına eşit olduğu düşüncesine dayanır.

s s s A f Q ⋅=



21

Tokmağın işi=Kazığın işi+Enerji kayıpları

Wt ; Tokmak ağırlığı,h;Tokmak düşüş yüksekliği,Qsınır ;Kazığın toplam sınır

taşıma gücü,s;Kazığın zemine girme miktar ı.s son vuruşlar ın ortalaması olarak

alınır.Enerji kayı plar ı olarak;çarpmada oluşan ısı enerjisi,kazığın elastik

k ısalması,zeminin elastik sık ışması,tokmak sistemindeki sürtünmeler v.b dir.En basit

dinamik formül Sanders formülüdür.

Engineering news formülü de aşağıdaki gibidir:

C bir sabit olup, Wt(kg); kazık ağırlığı, Qemin(kg);izin verilen taşıma kapasitesi,

h(cm);Tokmak düşüş yüksekliği,s(cm) zemine girme miktar ı 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 formülmevcuttur.Hiley,Janbu v.b gibi

8/, min sınır et

sınır QQ s

hW Q =

⋅=

)(minC sG

hW Q

s

t e

+⋅

⋅=

Kayı plar ı Enerji sQhW sınır t +⋅=⋅

Wt



22

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.



23

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 sonuçlar ından da belirlenebilir. Burada,

en çok kullanılan, koni penetrasyon deney sonuçlar ından belirleme açıklanacaktır.

quç olarak, uç bölgesindeki ortalama koni uç direnci(qcort); qyan olarak da, Df derinliği

boyunca, ortalama yan sürtünmesinin iki katı, 2f sort alınır.(Meyerhof,1956). Sonuçta, bir

kazığın taşıma gücü,

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.

yan sort uçcort sınır A f AqQ ⋅+⋅= 2



24

2.UÇ MUKAVEMETLİ KAZIKLARIN TAŞIMA GÜCÜ İLE İLGİLİ ÇALIŞMALAR

“ABSTRACTS(ÖZETLER)”



25

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 araştır ılmıştır. Dış çapı 30 mm olan model çelik kazık üzerinde değişik yükleme

hızlar ında 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

kar şılaştır ılmıştır.

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 çak ılır.

Bu çalışma kazık şaftı boyunca değişik seviyelerdeki boşluk suyu basıncını içeren kazık

deney sonuçlar ını 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 değerinin50 değerine ulaştığını açık şekilde işaret eder.Bu analiz kazıklar ın yerleştirilmesi ve



26

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 sık ı aşır ı konsolide kum zeminde bulunan

boru kazıklar üzerinde yüklemeler yapıldı deney etkisi sonuçlar ı 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

çıkar ıldı.Blessington’da sık ı kum üzerinde kazık testleri jacked pile lar ın çakma

kazıklardan daha geniş uç rijitliğinin olduğunu işaret etti.Sonuçlar; sık ı kumun %100 ‘e

yak ın 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 sık ışıtır ılabilir malzemeleri göz önünde

bulundurarak,kumlarda hesap metoduyla uç üzerinde 3 eksenli basınç serileri ve kazık

uç taşıma kapasiteleri daha ileride tartışılacağı,sık ı daneli silis kumlara k ıyasla sonderece k ır ılgan kumlarda(Örneğin karbonat kumu) kazık uç taşıma kapasitesinin

bulunuşunu göstermektedir.Çok yüksek içsel sürtünme açısı elde edildi.Böyle olsa bile

bu sonuç k ısa kazık uç taşıma kapasitesi son derece sık ıştır ılabilir kumlar ın durumunu

göstermektedir.İleride,bir konvansiyonel tahmini davranış uç taşıma kapasitesi ampirik

formülleri, Prandtl’ın genel kayma k ır ılması için taşıma faktörü ile bir araya

getirilebilir.



27

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 tasar ımında 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 sonuçlar ı tartışılmıştır. Bu kazıklar ın boylar ı 6.20 m ile 22.00 arasında

ve çaplar ı da 0.60 m ile 1.00 metre arasında değişmektedir. Test esilen kazıklar ın 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 ayr ı ayr ı belirlenmelidir. Bu değerler, zemin şartlar ının 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.



28

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 çak ılan çelik kazıklar ın etraf ındaki zeminin

statik ve dinamik özellikleri belirlenmiştir. İlk olarak kazığın çak ılması sırasında ve

sonrasında kayma dalgası hız ölçümleri yapılmıştır. Bu hız zamanın bir fonksiyonudur.

Kazığın çak ılmasının sonucu olarak boşluk suyu basıncında değişim olmuş ve yanal

zemin deformasyonlar ı oluşmuştur. Zemin numuneleri kazık çak ılırken ve 8 ay sonra

alınmıştır. Kazığın çak ılmasından 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 araştırmalar ın bir parçasıdır. Zemin

şartlar ı, göreceli olarak üniform ve karmaşıktır.Program, yerinde dökme, beton,

sürtünme ve uç taşımalı kazıklarda yanal ve düşey yüklemeleri içermektedir. Kazık

performansı , kazık analiz programlar ı ile örtüşmektedir.Sürtünme ve uç taşımalı kazıklarda eksenel yükleme deney sonuçlar ı , 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.



29

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 kazıklar ın 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 aşır ı konsolidasyon oranlar ını 152 adet laboratuvar testi esas olarak

göstermiştir.Elastik-plastik oranlara bağlı veya hiperbolik yük transfer eğrileri,

integrasyon elemantary modele öncülük yapmaktadır.Program yük-transfer oranlar ına

bağlı olarak kazıkta esas yük-esas hareket konular ında 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 çak ılarak ya da yerinde dökülerek yapılır.

Kazık çevresindeki zemin, yatay yer değiştirmeye maruz kalabilir. Kazıklar, sadece

boşluk suyu basıncına neden olmazlar aynı zamanda drenaj şartlar ına bağlı olarak zemin

mukavemetini değiştirirler. Bu çalışma, normal konsolide killerde drenajsız kayma

direnci ile ilgili olarak geniş laboratuvar model deneylerinin sonuçlar ını içermektedir.

Eğer boşluk suyu basıncının çık ışı için etkili zaman sağlanırsa zeminin veyn kayma

direnci artabilir. Silindirik genişleme teorisine bağlı olarak kazığın çak ılmasından önce

ve sonra denajsız kayma direncinin değişimini belirlemek için yar ı amprik model

geliştirilmiştir.



30

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 çalışmalar ı ve mukavemet mekanizmalar ı 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 k ısmi bozulma etkileri

dikkate alınmıştır.Kazıklarda 4 kategoride ve 10 hesap metoduyla her bir kazık şaft ve

uç dayanımlar ı tahmin edilmiştir.Bu kategoriler: (i)Drenajsız analiz,(ii)Drenaj

analizi,(iii)Kar ışık yaklaşımlar ve (iv)Deneysel korelasyonlardır.Şaft kapasitelerini

tahmin metodu az çok uygun bulunmuştur.Standart sapmalarla önceden elde edilebilen

kazığın şaft kapasiteleri oranlar ı 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 metodlar ın uç mukavemetini belirleyebilmede daha az

tutarlı olduğunu bulmuştur. Standart sapmalar ın 0.16 - 0.82 arasında olması ile birlikte

Q bp/Q bm oranı uç kapasitelerindeki tahmini değerlerde düşüşler 0.52 - 1.93 arasındadır.



31

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 kazıklar ı kuşatılmış zemine kar şı direnmektedir.Bu

nedenle yeterli derecede rijit zeminlerde konvensiyonel geometri (L/D oranı) ile birlikte

kazıklar burulmaya kar şı hiçbir risk taşımamaktadır.Zeminlerde narin kazıklar için

burulmaya kar şı güvenlik kontrolleri ulusal ve uluslar arası tasar ım yönetmeliklerinde

yapılmaktadır.Drenajsız kayma direnci sırasıyla Cu 15kPa ‘a yak ın neredeyse eşit veya

Cu WkPa ‘a yak ın nerdeyse eşit değerlerdedir.Uygulamada,yönetmelikler yüksek

drenajsız kayma dirençlerinde burulma k ır ılmasının 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 hesaplar ı için malzeme non-lineerlik yanı

sıra 2.sınıf etkiler düşünülmüştür.



32

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 130-

142,Geo-Frontiers2005,2005,p405-417

Çalışmanın Özeti :Bu çalışma eksenel drenajsız yüklemeler altında şaftlar için bir

sık ılık 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 ayr ı ayr ı numaralandır ılmış 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, aşır ı 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



33

bağlı olarak geliştirilmiştir ve sabit düşey yükleme hızına sahip kazıklar için bilgisayar

programı şeklinde kullanılmıştır.



34

3.SONUÇ

Sağlam zemin derinliği, kullanılabilecek kazık uzunluklar ı 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 kazıklar ının uç mukavemetinin hesaplanması bu

çalışmada verilen formülasyonlarda şaft taşıma gücü bileşeninin formülasyondan

çıkar ılması ile bulunabilir.Çünkü bu kazıklarda şaft sürtünmesinin bir etkisi olmadığı

düşünülmektedir.Uç taşımalı kazıklar ın çakma ya da yerinde dökme kazık çeşitlerine

göre fromülasyonlar ının birbirine çok yak ın 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 konfigürasyonlar ında 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 araştırmacılar ın ilgili makaleleri ve çalışmalar ı v.b gibi bazı konulara irdeleme

yapılmıştır .Sonuç olarak yukar ıda da bahsedildiği gibi uç taşımalı kazıklar ın taşıma

gücünde sürtünme (yan) kuvvetleri etkin olmayacağından sadece uçtaki taban

basıncının etkidiği gösterildiğinden formülasyonlarda sadece uç taşıma bileşeni

kullanılacaktır.



35

KAYNAKLAR DİZİ Nİ

[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



36

[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,Geo-

Frontiers2005,2005,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 Notlar ı.,2006

-Science Direct DAtabase

-Engineering Village Database



37

EKLER (OR İGİNAL ABSTRACTS)



38

[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 instrumentedwith vibrating wire gauges and pore pressure probes at various levels along the pile



39

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



40

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 andApplications in Geotechnical Site Characterization', Aug 5-Aug 8 2000, Denver, CO,



41

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 135to 155 kPa and ultimate end bearing capacity of 1790 kPa to 2040 kPa. Generally good



42

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 tolateral displacement and is similar to that of soil around an expanding cavity. A ground



43

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 > 3t p, t p 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 7r cc (r cc = 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 concreteand (ii) the effect of partial steel encasement on pile stiffness at various levels. The



44

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

Q bp/Q bm 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-



45

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.)



46

[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.)

kazıklar

Documents