SPT N30 Düzeltmeleri ve Zemin Korelasyonları

Birincil Yönetmelik: TBDY 2018 Ek 16B Destekleyici Standartlar: TS EN ISO 22476-3, ASTM D1586-18, TS 3234

Özet

Standart Penetrasyon Deneyi (SPT), dünyada ve Türkiye'de en yaygın kullanılan in-situ zemin araştırma yöntemidir. Bu rehber, arazide ölçülen ham N değerinin TBDY 2018 Tablo 16B.1 uyarınca düzeltilerek $N_{60}$ ve $N_{1,60}$ değerlerine dönüştürülmesini, ardından bu değerlerden içsel sürtünme açısı ($\phi$), drenajsız kayma dayanımı ($c_u$), elastisite modülü ($E_s$), kayma dalgası hızı ($V_s$), izin verilebilir taşıma gücü ($q_{all}$) ve sıvılaşma güvenlik katsayısı ($FS_L$) gibi kritik zemin parametrelerinin elde edilmesini kapsamaktadır.

1. SPT Nedir?

Standart Penetrasyon Deneyi (Standard Penetration Test — SPT), sondaj kuyusunda 63,5 kg'lık şahmerdanın 760 mm yüksekten düşürülerek standart numunenin 300 mm penetrasyonu için gereken darbe sayısının ölçüldüğü in-situ deneydir.

N değeri: 150–450 mm arası giriş (son iki 15 cm'lik penetrasyon) için gereken darbe sayısıdır; ilk 150 mm ısınma penetrasyonu sayıma dahil edilmez.

Saha Notu: Türkiye'de TS EN ISO 22476-3 ve TBDY 2018 Madde 16.6 uyarınca sondaj kuyusu boyunca her 1,5 m'de bir SPT yapılması zorunludur. Çevre ve Şehircilik Bakanlığı "Zemin ve Temel Etüdü Uygulama Esasları ve Rapor Formatı" (2019) uyarınca otomatik darbeli tokmak tipi zorunlu hâle getirilmiştir.

Dikkat: Ham N değeri, ekipmana ve prosedüre bağlı önemli saçılım gösterir; korelasyon uygulamadan önce mutlaka düzeltme yapılmalıdır.

Düzeltme Faktörleri

TBDY 2018 Ek 16B Denklem 16B.1 ve 16B.2 uyarınca düzeltmeler şu şekilde uygulanır:

$$N_{60} = N \cdot C_R \cdot C_S \cdot C_B \cdot C_E$$ $$N_{1,60} = C_N \cdot N_{60}, \quad C_N = 9{,}78\sqrt{\frac{1}{\sigma'_{v0}}} \leq 1{,}70$$

Saha Notu (Türkiye): Türkiye şantiyelerinde 2019 sonrasında yaygınlaşan otomatik darbeli tokmak sistemleri CE = 1,0–1,3 aralığında çalışmakta olup, enerji oranı kalibrasyon belgesi saha raporuna eklenmelidir.

2. İçsel Sürtünme Açısı (φ) Korelasyonları

2.1 Temel Bağıntılar (Granüler Zeminler)

Peck, Hanson & Thornburn (1974):

$$\phi = 27{,}1 + 0{,}3 N_{60} - 0{,}00054 N_{60}^2 \quad (°)$$

Wolff (1989) — $N_{60}$ ile:

$$\phi = 27{,}5 + 9{,}2 \log N_{60} \quad (°)$$

Schmertmann (1975) — $N_{1(60)}$ ile:

$$\phi = 20 + \sqrt{15{,}4 \, N_1(60)} \quad (°) \quad \text{(Kum, } D_r = 40\text{–}85\%)$$

TBDY 2018 pratik yaklaşımı (kaba tahmin, kum için):

$$\phi \approx 28° + 0{,}4 \times N_{60}$$

Dikkat: TBDY 2018, bu bağıntıları ön tasarım amacıyla tanımlamakta; kesin tasarımda triaksial veya direkt kesme deneyi zorunlu tutmaktadır (TBDY 2018 Madde 16.4.1).

2.2 Zemin Tipine Göre Tipik Değerler

Saha Notu: Türkiye'nin alüvyal ovalarında (İç Anadolu havzaları, Büyük Menderes, Gediz, Meriç delta bölgeleri) karşılaşılan genç Kuvaterner çökelleri genellikle N = 4–15 aralığında seyretmekte ve ZD-ZE sınıfına karşılık gelmektedir. Bu bölgelerde φ değerinin laboratuvar deneyi olmaksızın korelasyondan alınması, güvenlik katsayısını %25–35 düşürebilir.

3. Drenajsız Kayma Dayanımı ($c_u$, $s_u$) Korelasyonları

3.1 Bağıntılar (Kohezyonlu Zeminler)

Terzaghi & Peck (1967):

$$c_u \approx 6{,}25 N \quad \text{(kPa)} \quad \text{(sert–çok sert kil)}$$

Skempton (1957) — plastisite indisine bağlı:

$$c_u = (6 \sim 30) \times N \quad \text{(kPa)}$$

Stroud (1974) — PI = 25–60 için önerilen:

$$c_u = f_1 \cdot N_{60} \quad \text{(kPa)}, \quad f_1 = 3{,}5 \sim 6{,}0 \text{ (PI'ya bağlı)}$$

Genel pratik korelasyon:

$$c_u \approx 6 \, N_{60} \quad \text{kPa} \quad \text{(orta ve sert killer için)}$$

Dikkat: Killi zeminlerde SPT korelasyonları özellikle aşırı konsolide (OC) killerde güvenilmezdir; serbest basınç deneyi (UCS) veya vane kayma deneyi (VST) tercih edilmelidir.

3.2 Kil Kıvamı Tablosu

Saha Notu: Türkiye'nin Orta Anadolu bölgelerinde yaygın olan marnlı killer (Tuz Gölü havzası, Konya ovası) aşırı konsolide davranış sergilemekte ve N = 20–40 değerleri için $c_u$ = 200–400 kPa gibi yüksek değerler verebilmektedir. Bu nedenle sadece SPT bazlı $c_u$ tahmini yanıltıcı olabilir.

4. Elastisite Modülü ($E_s$) Korelasyonları

4.1 Kum İçin

Schmertmann (1970):

$$E_s = 766 \, N_{60} \quad \text{(kPa)} \quad \text{(Normal konsolide kum)}$$

Bowles (1996) — zemin tipine göre:

$$E_s = \begin{cases} 500(N_{60} + 15) \text{ kPa} & \text{(ince kum, siltli kum)} \\ 700(N_{60} + 15) \text{ kPa} & \text{(orta kum)} \\ 800(N_{60} + 15) \text{ kPa} & \text{(kaba kum, çakıllı kum)} \end{cases}$$

Kullanım notu: $E_s$ korelasyonları yaklaşık olup, oturma hesaplarında dikkatle kullanılmalıdır. Türkiye'de İller Bankası teknik şartnamesi kapsamındaki projeler için presiyometre deneyi ile doğrulama önerilmektedir.

4.2 Kil İçin

$$E_s \approx 500 \, c_u \sim 1000 \, c_u \quad \text{kPa} \quad \text{(aşırı konsolide oranına bağlı)}$$

5. İzin Verilebilir Taşıma Gücü ($q_{all}$) Korelasyonları

5.1 Meyerhof Bağıntısı (SPT-Kum)

Temel genişliği $B \leq 1{,}2$ m için:

$$q_{all} = \frac{N_{60}}{2{,}5} \cdot K \quad \text{(kg/cm}^2\text{)} \quad \Rightarrow \quad q_{all} = \frac{N_{60} \cdot K}{25} \, \text{(ton/m}^2\text{)}$$

Temel genişliği $B > 1{,}2$ m için:

$$q_{all} = \frac{N_{60}}{4}\left(\frac{B+0{,}3}{B}\right)^2 K \quad \text{(kg/cm}^2\text{)}$$

Burada $K = 1 + 0{,}33 \dfrac{D_f}{B} \leq 1{,}33$, $D_f$: temel gömme derinliği (m).

SI birimlerine dönüşüm: 1 kg/cm² = 100 kPa = 9,81 N/cm²

Saha Notu: Yeraltı su seviyesi temel tabanından $D_f/2$'den az derinlikte ise Meyerhof $q_{all}$ değerleri %50 azaltılmalıdır (TS EN 1997-1:2012).

5.2 Pratik Kurallar

Dikkat: Bu değerler güvenlik katsayısı FS = 2,5–3,0 esas alınarak belirlenmiştir; Türkiye deprem bölgelerinde TBDY 2018 Tablo 3.2'ye göre DTS sınıfı belirlenerek ek kontrol yapılmalıdır.

6. Kayma Dalgası Hızı ($V_s$) Korelasyonları

6.1 Ampirik Bağıntılar (m/s biriminde)

Kayma dalgası hızı $V_s$, TBDY 2018 Tablo 16.1 uyarınca zemin sınıflandırmasının (ZA–ZF) temel parametresidir. SPT'den $V_s$ tahmini için literatürde kullanılan başlıca bağıntılar şunlardır:

Saha Notu (Türkiye için): Hasancebi & Ulusay (2006) ve Dikmen (2009) formülleri Türkiye zemin koşullarına özgü olup, Japonya kökenli Ohta & Goto (1978) formülünden farklı sonuç verebilmektedir. Türkiye deprem bölgelerinde doğrudan $V_s$ ölçümü için MASW/SASW yöntemi veya sondaj içi sismik (downhole) tercih edilmelidir.

Dikkat: Tek bir ampirik bağıntıya güvenmek yanıltıcı olabilir. $V_s$ tahmininin güvenirliği N değerine bağlı olarak ±%30–50 hata içerebilir; özellikle YASS altı zeminlerde ve gravelli malzemelerde ölçüm hatası artar.

6.2 TBDY 2018 Zemin Sınıflandırması ($V_{s30}$ Bazlı)

7. Sıvılaşma Değerlendirmesi (CSR–CRR)

SPT-N sıvılaşma analizinde ince dane içeriğine göre düzeltilmiş $N_{1,60f}$ değeri kullanılır.

TBDY 2018 Denklem 16B.4b — $CRR_{7,5}$:

$$CRR_{7{,}5} = \frac{1}{34 - N_{1{,}60f}} + \frac{N_{1{,}60f}}{135} + \frac{50}{\left[10 N_{1{,}60f} + 45\right]^2} - \frac{1}{200}$$

TBDY 2018 Denklem 16B.5 — Depremden kaynaklanan kayma gerilmesi:

$$\tau_{\text{deprem}} = 0{,}65 \cdot \sigma_{v0} \cdot (0{,}4 S_{DS}) \cdot r_d$$

Sıvılaşma güvenlik koşulu (TBDY 2018 Denklem 16.3):

$$FS_L = \frac{\tau_R}{\tau_{\text{deprem}}} \geq 1{,}10$$

Saha Notu: TBDY 2018 Madde 16.6.5'e göre $N_{1,60} < 30$ darbe/30 cm olan sıvılaşabilir zeminlerde tetiklenme değerlendirmesi zorunludur. Türkiye'nin kıyı ovalarında (İzmir, Adapazarı, Çukurova) Kuvaterner alüvyal çökellerinde sıvılaşma riski yüksektir; saha çalışmaları sırasında YASS'nin mutlaka belirlenmesi gereklidir.

8. Korelasyon Tablosu Özeti

9. Sık Yapılan Hatalar

10. Örnek Problemler

Problem 1 — N₆₀ ve φ Hesabı — Kolay

Veriler:

• Derinlik: $z = 6{,}0\text{ m}$
• Ham SPT-N değeri: $N = 18$
• Zemin tipi: Normal konsolide kum (orta)
• Tokmak tipi: Otomatik darbeli ($C_E = 1{,}15$)
• Numune alıcı: Standart, iç tüplü ($C_S = 1{,}00$)
• Delgi çapı: 90 mm ($C_B = 1{,}00$)
• Kılavuz tij + sondaj derinliği = 7,5 m → $C_R = 0{,}95$
• Efektif örtü gerilmesi: $\sigma'_{v0} = 72\text{ kPa}$

İstenen: $N_{60}$, $N_{1,60}$ ve içsel sürtünme açısı $\phi$.

Çözüm:

Adım 1 — $N_{60}$ (TBDY 2018 Denklem 16B.1):

$$N_{60} = N \cdot C_R \cdot C_S \cdot C_B \cdot C_E = 18 \times 0{,}95 \times 1{,}00 \times 1{,}00 \times 1{,}15 = 19{,}67 \approx 20$$

Adım 2 — $C_N$ örtü yükü düzeltmesi (TBDY 2018 Denklem 16B.2):

$$C_N = 9{,}78\sqrt{\frac{1}{72}} = 9{,}78 \times 0{,}1179 = 1{,}15 \leq 1{,}70 \quad \checkmark$$

Adım 3 — $N_{1,60}$:

$$N_{1{,}60} = C_N \cdot N_{60} = 1{,}15 \times 20 = 23$$

Adım 4 — φ (Peck vd., 1974):

$$\phi = 27{,}1 + 0{,}3 \times 20 - 0{,}00054 \times 20^2 = 27{,}1 + 6{,}0 - 0{,}216 = 32{,}9° \approx 33°$$

Sonuç: $N_{60} = 20$, $N_{1,60} = 23$, $\phi \approx 33°$ (Orta sıkı kum, ZD zemin sınıfı)

Kontrol: $N_{1,60} = 23$, Tablo 2'ye göre "Orta sıkı kum, φ = 30–36°" — Uyumlu.

Problem 2 — Meyerhof Taşıma Gücü Hesabı — Orta

Veriler:

• Temel tipi: Sürekli şerit temel, $B = 2{,}0\text{ m}$, $D_f = 1{,}5\text{ m}$
• Yer altı su seviyesi: Temel tabanından 3,0 m derinlikte
• Zemin: $N_{60} = 25$, orta kum, $\gamma = 18\text{ kN/m}^3$
• İzin verilen oturma: $S_{e,izin} = 25\text{ mm}$

İstenen: Meyerhof bağıntısıyla izin verilebilir taşıma gücü $q_{all}$.

Çözüm:

Adım 1 — Derinlik katsayısı K:

$$K = 1 + 0{,}33 \times \frac{D_f}{B} = 1 + 0{,}33 \times \frac{1{,}5}{2{,}0} = 1{,}25 \leq 1{,}33 \quad \checkmark$$

Adım 2 — $B > 1{,}2$ m için Meyerhof bağıntısı:

$$q_{all} = \frac{N_{60}}{4}\left(\frac{B + 0{,}3}{B}\right)^2 K = \frac{25}{4}\left(\frac{2{,}3}{2{,}0}\right)^2 \times 1{,}25$$ $$q_{all} = 6{,}25 \times 1{,}3225 \times 1{,}25 = 10{,}33\text{ kg/cm}^2 = 1033\text{ kPa}$$

Adım 3 — YASS düzeltmesi: YASS temel tabanından 3,0 m derinde → $B/2 = 1{,}0\text{ m} < 3{,}0\text{ m}$ → kısmi düzeltme: $C_w = 0{,}5 + 0{,}5 \times (3{,}0/B) = 0{,}5 + 0{,}5 \times 1{,}5 = 1{,}25 > 1$ → düzeltme gerekmez.

Adım 4 — Oturma kontrolü (Terzaghi & Peck):

$$q_{all, oturma} \approx \frac{N_{60}}{8}\left(\frac{B + 0{,}3}{B}\right)^2 = \frac{25}{8} \times 1{,}3225 = 4{,}13\text{ kg/cm}^2 = 413\text{ kPa}$$

Sonuç: Oturma kontrolü belirleyici olduğundan $q_{all} = \mathbf{413\text{ kPa}}$ (FS = 2,5 dahil)

Kontrol: $N_{60} = 25$ için Tablo 5'ten $q_{all}$ = 200–300 kPa (FS = 2,5) — Oturma kısıtlı için makul.

Problem 3 — Sıvılaşma Güvenlik Katsayısı ($FS_L$) Hesabı — Zor

Veriler:

• Sondaj derinliği: $z = 7{,}5\text{ m}$ (orta noktası)
• Ham SPT-N = 12 (ince kum, FC = %8)
• Tokmak: Otomatik darbeli, $C_E = 1{,}10$; $C_R = 0{,}95$; $C_S = 1{,}00$; $C_B = 1{,}00$
• Toplam düşey gerilme: $\sigma_{v0} = 135\text{ kPa}$
• Efektif düşey gerilme: $\sigma'_{v0} = 90\text{ kPa}$ (YASS = 2,0 m)
• Deprem parametreleri: $M_w = 7{,}2$, $S_{DS} = 0{,}75g$ (ZD zemini)
• DTS = 1 (yoğun nüfuslu konut yapısı)

İstenen: $N_{1,60f}$ hesabı ve sıvılaşma güvenlik katsayısı $FS_L$.

Çözüm:

Adım 1 — $N_{60}$:

$$N_{60} = 12 \times 0{,}95 \times 1{,}00 \times 1{,}00 \times 1{,}10 = 12{,}54 \approx 13$$

Adım 2 — $C_N$ (TBDY 2018 Denklem 16B.2):

$$C_N = 9{,}78\sqrt{\frac{1}{90}} = 9{,}78 \times 0{,}1054 = 1{,}03 \leq 1{,}70 \quad \checkmark$$

Adım 3 — $N_{1,60}$:

$$N_{1{,}60} = 1{,}03 \times 13 = 13{,}4 \approx 13$$

Adım 4 — İnce dane düzeltmesi (FC = %8, TBDY 2018 Denklem 16B.3): %5 < FC < %35:

$$\alpha = \exp\left[1{,}76 - \frac{190}{FC^2}\right] = \exp\left[1{,}76 - \frac{190}{64}\right] = \exp[-1{,}21] = 0{,}30$$ $$\beta = 0{,}99 + \frac{FC^{1{,}5}}{1000} = 0{,}99 + \frac{8^{1{,}5}}{1000} = 0{,}99 + 0{,}023 = 1{,}013$$ $$N_{1{,}60f} = \alpha + \beta \cdot N_{1{,}60} = 0{,}30 + 1{,}013 \times 13 = 0{,}30 + 13{,}17 = 13{,}47 \approx 14$$

Adım 5 — $CRR_{7,5}$ (TBDY 2018 Denklem 16B.4b):

$$CRR_{7{,}5} = \frac{1}{34 - 14} + \frac{14}{135} + \frac{50}{[10 \times 14 + 45]^2} - \frac{1}{200}$$ $$= 0{,}0500 + 0{,}1037 + 0{,}0028 - 0{,}0050 = 0{,}151$$

Adım 6 — $C_M$ büyüklük düzeltmesi (TBDY 2018 Denklem 16B.4c):

$$C_M = \frac{10^{2{,}24}}{M_w^{2{,}56}} = \frac{173{,}8}{7{,}2^{2{,}56}} = \frac{173{,}8}{158{,}8} = 1{,}094$$

Adım 7 — $r_d$ gerilme azaltma katsayısı ($z = 7{,}5$ m, TBDY 2018 Denklem 16B.6):

$$r_d = 1{,}174 - 0{,}0267 \times 7{,}5 = 1{,}174 - 0{,}200 = 0{,}974$$

Adım 8 — $\tau_{deprem}$ (TBDY 2018 Denklem 16B.5):

$$\tau_{\text{deprem}} = 0{,}65 \times 135 \times (0{,}4 \times 0{,}75) \times 0{,}974 = 0{,}65 \times 135 \times 0{,}30 \times 0{,}974 = 25{,}67\text{ kPa}$$

Adım 9 — $\tau_R$ sıvılaşma direnci:

$$\tau_R = CRR_{7{,}5} \cdot C_M \cdot \sigma'_{v0} = 0{,}151 \times 1{,}094 \times 90 = 14{,}86\text{ kPa}$$

Adım 10 — $FS_L$ güvenlik katsayısı:

$$FS_L = \frac{\tau_R}{\tau_{\text{deprem}}} = \frac{14{,}86}{25{,}67} = 0{,}579 < 1{,}10$$

Sonuç: $FS_L = 0{,}579 < 1{,}10$ → SIVILAŞMA RİSKİ VAR

Kontrol: $N_{1,60} = 13 < 30$ (sıvılaşma tetiklenme değerlendirmesi zorunlu, TBDY 2018 Madde 16.6.5). DTS=1 yapısı için sıvılaşma iyileştirmesi zorunludur (taş kolon, enjeksiyon, vibrokompaksiyon).

Kaynaklar

1. TBDY 2018 — Türkiye Bina Deprem Yönetmeliği, Ek 16B: SPT Düzeltme Faktörleri ve Sıvılaşma Değerlendirmesi, Madde 16.4–16.6. AFAD, Ankara, 2018.
2. TS EN ISO 22476-3 — Jeoteknik Etüt ve Deneyler — Arazi Deneyleri — Bölüm 3: Standart Penetrasyon Deneyi. TSE, Ankara.
3. ASTM D1586-18 — Standard Test Method for Standard Penetration Test (SPT) and Split-Barrel Sampling of Soils. ASTM International.
4. Meyerhof, G.G. (1956) — Penetration tests and bearing capacity of cohesionless soils. ASCE J. Soil Mechanics, 82(1), 1–19.
5. Peck, R.B., Hanson, W.E. & Thornburn, T.H. (1974) — Foundation Engineering. 2nd ed., Wiley.
6. Bowles, J.E. (1996) — Foundation Analysis and Design. 5th ed., McGraw-Hill.
7. Schmertmann, J.H. (1970) — Static cone to compute static settlement over sand. ASCE JSMFD, 96(3), 1011–1043.
8. Ohta, Y. & Goto, N. (1978) — Empirical shear wave velocity equations in terms of characteristic soil indexes. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 6, 167–187.
9. Imai, T. & Tonouchi, K. (1982) — Correlation of N value with S-wave velocity and shear modulus. Proc. ESOPT II, Amsterdam, 67–72.
10. Hasancebi, N. & Ulusay, R. (2006) — Empirical correlations between shear wave velocity and penetration resistance for ground shaking assessments. Bull. Eng. Geol. Environ., 66, 203–213.
11. Dikmen, Ü. (2009) — Statistical correlations of shear wave velocity and penetration resistance for soils. J. of Geophysics and Engineering, 6(1), 61–72.
12. Youd, T.L., Idriss, I.M. et al. (2001) — Liquefaction resistance of soils: Summary report from the 1996–1998 NCEER workshops. J. Geotech. Geoenviron. Eng., 127(10), 817–833.
13. Das, B.M. & Sivakugan, N. (2019) — Fundamentals of Geotechnical Engineering. 5th ed., Cengage Learning.
14. İller Bankası A.Ş. (2026) — 2026-1 Dönemi Jeolojik-Jeoteknik Etüt ve Hizmet İşleri Birim Fiyatları. Ankara.
15. JMO (2021) — TBDY-2018 ile Uyumlu SPT-N Düzeltmesine İlişkin Hesap Cetveli Kullanım Kılavuzu. TMMOB Jeoloji Mühendisleri Odası, Ocak 2021.

İlgili Hesaplama Araçları

Bu konuyla ilgili ücretsiz mühendislik hesaplama araçlarımızla ön tasarım ve kontrol yapabilirsiniz:

• Zemin Taşıma Gücü Hesaplama
• SPT N30 Düzeltme Hesaplama

Önemli Mühendislik Uyarısı: Bu içerik yalnızca bilgilendirme amaçlıdır; nihai tasarım, hesap ve uygulama kararları, güncel yönetmelikler ile proje koşulları çerçevesinde yetkili bir inşaat mühendisinin denetiminde alınmalıdır. Sayısal örnekler ve formüller genel mühendislik pratiğini yansıtır; her projenin kendine özgü zemin, yük ve çevre koşulları proje müellifince ayrıca değerlendirilmelidir.

bilgiportali (2026). SPT N30 Düzeltmeleri ve Zemin Korelasyonları. Yapıdan — İnşaat Mühendisliği Bilgi Portalı. https://yapidan.com/kategoriler/gt/spt-n-degeri-korelasyonlari-rehberi